DISEÑO DE ESTRUCTURAS DE ACERO
QUINTA EDICIÓN
JACK C. McCORMAC
STEPHEN F. CSERNAK
Al cuidado de la edición:
Luz Ángeles Lomelí Díaz
lalomeli@alfaomega.com.mx
Gerente Editorial:
Marcelo Grillo Giannetto
mgrillo@alfaomega.com.mx
Datos catalográficos
McCormac, Jack C. y Csernak, Stephen F.
Diseño de Estructuras de Acero.
Quinta Edición
Alfaomega Grupo Editor, S.A. de C. V., México
ISBN: 978 607 707 559 2
Formato: 17 ⫻ 23 cm
Páginas: 736
Diseño de Estructuras de Acero.
Jack C. McCormac, Stephen F. Csernak.
ISBN: 978- 0-13- 607948-4 edición original en inglés “Structural Steel Design”, Fifth Edition, publicada
por Pearson Education, Inc. Upper Saddle River, New Jersey, USA.
Derechos reservados © Pearson Education, Inc.
Quinta edición: Alfaomega Grupo Editor, México, Diciembre 2012
© 2013 Alfaomega Grupo Editor, S.A. de C.V.
Pitágoras No. 1139, Col. Del Valle, 03100, México, D.F.
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ISBN: 978 607 707 559 2
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Prefacio
Este libro de texto se ha preparado con la esperanza de que los lectores, al igual que muchos
ingenieros en el pasado, se interesen en el diseño de las estructuras de acero y tengan la intención de mantener e incrementar su conocimiento de la materia a lo largo de sus carreras
en la ingeniería y en las industrias de la construcción. El material se preparó primordialmente para un curso introductorio en el primero y segundo años de la carrera, pero los últimos
capítulos se pueden usar para un curso de posgrado. Los autores esperan que el estudiante
haya tomado cursos introductorios previos de mecánica de materiales y de análisis estructural.
El principal objetivo de los autores en la preparación de esta nueva edición fue actualizar el texto conforme a la Specification for Structural Steel Buildings de 2010 (Especificación para edificios de acero estructural de 2010) del American Institute of Steel Construction
(AISC) y conforme a la 14a. edición del AISC Steel Construction Manual (Manual de construcción en acero del AISC) que se publicó en 2011.
LO QUE ES NUEVO EN ESTA EDICIÓN
En esta edición se hicieron varios cambios en el texto del libro:
1. Al final del Capítulo 1 se ha agregado una sección de Problemas para resolver.
2. Los factores de carga y las combinaciones de carga que se definen en el Capítulo 2
del libro de texto y que se usan a lo largo del mismo en los problemas de ejemplo
y en los problemas para resolver al final de los capítulos, se han revisado para que
concuerden con aquellos dados en el Apartado 7-10 de ASCE y en la Parte 2 del
Manual de construcción de acero del AISC.
3. La clasificación de las secciones en compresión para el pandeo local que se definen
en el Capítulo 5 del libro de texto se ha revisado conforme a la nueva definición
dada en la Sección B4.1 de la Especificación del AISC. Para la compresión, ahora las
secciones se clasifican como secciones de elemento no esbelto y elemento esbelto.
4. La Especificación del AISC proporciona varios métodos para tratar el análisis de
estabilidad y el diseño de las vigas-columnas. En el Capítulo 7 del libro de texto,
todavía se usa el Método de la longitud efectiva (MLE), aun cuando se ha añadido
una breve introducción al Método del análisis directo (MD). Se presenta un estudio
más detallado del MD en el Capítulo 11 del libro.
5. En el Capítulo 11 del libro de texto, se presentan tanto el Método del análisis directo
como el Método de la longitud efectiva para el análisis y el diseño de las vigas-columnas. Esto es para solventar el hecho de que la presentación del Método del análisis
directo se pasó de un apéndice al Capítulo C de la nueva Especificación el AISC,
mientras que el Método de la longitud efectiva se pasó del Capítulo C al Apéndice 7.
6. Se ha revisado la mayoría de los Problemas para resolver al final de los capítulos en
los Capítulos 2 al 11. Para los Capítulos 12 al 18 se ha revisado aproximadamente
la mitad de los problemas.
7. Se han actualizado diversas fotografías a lo largo del libro de texto.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
iv
Prefacio
RECURSOS DEL PROFESOR
El libro contiene los siguientes recursos en la web:
•
Manual de soluciones. Aquí se encuentran las soluciones de problemas propuestos en 18 capítulos de la obra.
•
Figuras en formato PowerPoint. Se encuentran las figuras de todos los capítulos
y apéndices del texto, para la creación de diapositivas para clases y conferencias.
Este material sólo podrá ser descargado por los profesores que hayan adoptado el
libro como texto para sus cursos y para lo cual deberán ponerse en contacto con un representante de Alfaomega Grupo Editor.
AGRADECIMIENTOS
Los autores desean expresar su agradecimiento al Dr. Bryant G. Nielson de la Universidad
Clemson por su ayuda para plantear los cambios de este manuscrito y a Sara Elise Roberts,
quien fue estudiante de posgrado de la Universidad Clemson por su ayuda en la revisión
de los problemas al final de los capítulos y sus soluciones. Además, el American Institute
of Steel Construction prestó una ayuda muy valiosa al proveer ejemplares inéditos de las
revisiones de la Especificación del AISC y del Manual de construcción en acero del AISC.
Finalmente, nos gustaría agradecer a nuestras familias por su aliento y apoyo en la revisión
del manuscrito de este libro de texto.
También agradecemos a los revisores y a los lectores de las ediciones anteriores de
este libro por sus sugerencias, correcciones y observaciones. Damos la bienvenida a cualquier comentario acerca de esta edición.
Jack C. McCormac, P. E.
Stephen F. Csernak, P. E.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
Contenido
Prefacio
iii
CAPÍTULO 1 Introducción al diseño estructural en acero
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5
1.6
1.7
1.8
1.9
1.10
1.11
1.12
1.13
1.14
1.15
1.16
1.17
1.18
1.19
1.20
1.21
Ventajas del acero como material estructural
Desventajas del acero como material estructural
Primeros usos del hierro y el acero
Perfiles de acero
Unidades métricas
Perfiles de lámina delgada de acero doblados en frío
Relaciones esfuerzo-deformación del acero estructural
Aceros estructurales modernos
Uso de los aceros de alta resistencia
Medición de la tenacidad
Secciones jumbo
Desgarramiento laminar
Suministro de estructuras de acero
El trabajo del diseñador estructural
Responsabilidades del ingeniero estructurista
Diseño económico de miembros de acero
Fallas en estructuras
Manejo y embarque del acero estructural
Exactitud de los cálculos
Las computadoras y el diseño del acero estructural
Problemas para resolver
CAPÍTULO 2 Especificaciones, cargas y métodos de diseño
2.1
2.2
2.3
2.4
Alfaomega
Especificaciones y códigos de construcción
Cargas
Cargas muertas
Cargas vivas
1
1
3
4
7
12
12
13
19
22
24
26
26
27
30
31
31
34
37
37
37
39
39
39
41
41
42
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
vi
Contenido
2.5
2.6
2.7
2.8
2.9
2.10
2.11
2.12
2.13
2.14
2.15
Cargas ambientales
Diseño con factores de carga y resistencia (LRFD)
y diseño por esfuerzos permisibles (ASD)
Resistencia nominal
Sombreado
Cálculo de las cargas para los métodos LRFD y ASD
Cálculo de las cargas combinadas con las expresiones
de LRFD
Cálculo de cargas combinadas con expresiones ASD
Dos métodos para obtener un nivel aceptable de seguridad
Estudio de la magnitud de los factores de carga y de seguridad
Un comentario del autor
Problemas para resolver
CAPÍTULO 3 Análisis de miembros a tensión
3.1
3.2
3.3
3.4
3.5
3.6
3.7
3.8
Introducción
Resistencia nominal de los miembros a tensión
Áreas netas
Efecto de agujeros alternados
Áreas netas efectivas
Elementos de conexión para miembros a tensión
Bloque de cortante
Problemas para resolver
CAPÍTULO 4 Diseño de miembros a tensión
4.1
4.2
4.3
4.4
4.5
4.6
Selección de perfiles
Miembros compuestos sometidos a tensión
Varillas y barras
Miembros conectados por pasadores
Diseño por cargas de fatiga
Problemas para resolver
CAPÍTULO 5 Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
5.1
5.2
5.3
5.4
5.5
5.6
5.7
5.8
5.9
Consideraciones generales
Esfuerzos residuales
Perfiles usados para columnas
Desarrollo de las fórmulas para columnas
La fórmula de Euler
Restricciones en los extremos y longitud efectiva
de una columna
Elementos rigidizados y no rigidizados
Columnas largas, cortas e intermedias
Fórmulas para columnas
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
45
51
52
52
52
53
57
59
59
60
60
62
62
65
67
69
74
84
85
94
103
103
111
115
120
122
125
129
129
132
133
137
139
141
144
145
148
Alfaomega
Contenido
5.10
5.11
5.12
Relaciones de esbeltez máximas
Problemas de ejemplo
Problemas para resolver
CAPÍTULO 6 Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
6.1
6.2
6.3
6.4
6.5
6.6
6.7
6.8
6.9
6.10
6.11
Introducción
Tablas de diseño según el AISC
Empalmes de columnas
Columnas compuestas
Columnas compuestas con componentes
en contacto entre sí
Requisitos de conexión en columnas armadas
cuyas componentes están en contacto
Columnas compuestas con componentes
sin contacto entre sí
Miembros en compresión de un solo ángulo
Secciones que contienen elementos esbeltos
Pandeo flexotorsional de miembros a compresión
Problemas para resolver
vii
150
150
158
163
163
166
171
174
175
176
182
187
189
191
196
CAPÍTULO 7 Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
y placas de base para columnas
200
7.1
7.2
7.3
7.4
7.5
7.6
7.7
7.8
Introducción
Una exposición más amplia de las longitudes efectivas
Marcos que cumplen con las hipótesis de los nomogramas
Marcos que no cumplen con las hipótesis de los nomogramas
con respecto a los giros de los nudos
Factores de reducción de la rigidez
Diseño en un plano de columnas apoyadas entre sí
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
Problemas para resolver
CAPÍTULO 8 Introducción al estudio de vigas
8.1
8.2
8.3
8.4
8.5
8.6
8.7
8.8
8.9
Alfaomega
Tipos de vigas
Perfiles usados como vigas
Esfuerzos de flexión
Articulaciones plásticas
Diseño elástico
El módulo plástico
Teoría del análisis plástico
El mecanismo de falla
El método del trabajo virtual
200
201
205
208
211
215
218
232
237
237
237
238
239
240
240
243
244
245
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
viii
Contenido
8.10
8.11
8.12
8.13
Localización de la articulación plástica para cargas uniformes
Vigas continuas
Marcos de edificios
Problemas para resolver
CAPÍTULO 9 Diseño de vigas por momentos
9.1
9.2
9.3
9.4
9.5
9.6
9.7
9.8
9.9
9.10
10.1
10.2
10.3
10.4
10.5
10.6
10.7
10.8
10.9
10.10
Diseño de vigas continuas
Fuerza y esfuerzo cortante
Deflexiones
Almas y patines con cargas concentradas
Flexión asimétrica
Diseño de largueros
El centro de cortante
Placas de asiento para vigas
Arriostramiento lateral de los extremos de miembros
soportados sobre placas de asiento
Problemas para resolver
CAPÍTULO 11 Flexión y fuerza axial
11.1
11.2
11.3
11.4
11.5
11.6
11.7
11.8
11.9
11.10
263
Introducción
Comportamiento plástico – momento plástico total, zona 1
Diseño de vigas, zona 1
Soporte lateral de vigas
Introducción al pandeo inelástico, zona 2
Capacidad por momento, zona 2
Pandeo elástico, zona 3
Gráficas de diseño
Secciones no compactas
Problemas para resolver
CAPÍTULO 10 Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
Sitio de incidencia
Miembros sujetos a flexión y tensión axial
Momentos de primer y segundo orden para miembros
sometidos a compresión axial y flexión
Método del análisis directo (DM)
Método de la longitud efectiva (ELM)
Análisis aproximado de segundo orden
Vigas–columnas en marcos arriostrados
Vigas–columnas en marcos no arriostrados
Diseño de vigas–columnas; arriostradas y sin arriostrar
Problemas para resolver
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
249
250
252
254
263
266
267
275
277
281
283
285
290
295
302
302
304
310
316
324
327
330
335
339
340
346
346
347
350
352
353
354
359
371
378
386
Alfaomega
Contenido
CAPÍTULO 12 Conexiones atornilladas
12.1
12.2
12.3
12.4
12.5
12.6
12.7
12.8
12.9
12.10
12.11
12.12
12.13
12.14
12.15
390
Introducción
Tipos de tornillos
Historia de los tornillos de alta resistencia
Ventajas de los tornillos de alta resistencia
Tornillos apretados sin holgura, pretensionados y de fricción
Métodos para tensar completamente los tornillos
de alta resistencia
Conexiones tipo fricción y tipo aplastamiento
Juntas mixtas
Tamaños de los agujeros para tornillos
Transmisión de carga y tipos de juntas
Fallas en juntas atornilladas
Separación y distancias a bordes de tornillos
Conexiones tipo aplastamiento: cargas que pasan
por el centro de gravedad de las conexiones
Conexiones tipo fricción: cargas que pasan
por el centro de gravedad de las conexiones
Problemas para resolver
CAPÍTULO 13 Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas
históricas sobre los remaches
13.1
13.2
13.3
13.4
13.5
13.6
13.7
13.8
13.9
Tornillos sujetos a corte excéntrico
Tornillos sujetos a corte y tensión
(conexiones tipo aplastamiento)
Tornillos sujetos a corte y tensión
(conexiones de fricción)
Cargas de tensión en juntas atornilladas
Acción separadora
Notas históricas sobre los remaches
Tipos de remaches
Resistencia de conexiones remachadas: remaches
en cortante y aplastamiento
Problemas para resolver
CAPÍTULO 14 Conexiones soldadas
14.1
14.2
14.3
14.4
14.5
14.6
Alfaomega
ix
390
390
391
392
392
396
398
399
400
401
404
405
408
419
423
430
430
444
447
448
451
454
455
457
461
469
Generalidades
Ventajas de la soldadura
Sociedad Americana de Soldadura
Tipos de soldadura
Soldadura precalificada
Inspección de la soldadura
469
470
471
471
475
475
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
x
Contenido
14.7
14.8
14.9
14.10
14.11
14.12
14.13
14.14
14.15
14.16
14.17
14.18
14.19
14.20
14.21
Clasificación de las soldaduras
Símbolos para soldadura
Soldaduras de ranura
Soldaduras de filete
Resistencia de las soldaduras
Requisitos del AISC
Diseño de soldaduras de filete simples
Diseño de conexiones para miembros con soldaduras
de filete longitudinal y transversal
Algunos comentarios diversos
Diseño de soldaduras de filete para miembros de armaduras
Soldaduras de tapón y de muesca
Cortante y torsión
Cortante y flexión
Soldaduras de ranura de penetración completa
y de penetración parcial
Problemas para resolver
CAPÍTULO 15 Conexiones en edificios
15.1
15.2
15.3
15.4
15.5
15.6
15.7
15.8
15.9
15.10
15.11
15.12
15.13
478
480
482
484
485
486
491
497
498
499
503
506
513
515
519
528
Selección del tipo de sujetador
Tipos de conexiones para vigas
Conexiones estándar de vigas atornilladas
Tablas de conexiones estándar del manual AISC
Diseño de conexiones estándar atornilladas a base de ángulos
Diseño de conexiones estándar soldadas
Conexiones a base de una sola placa o de placa de cortante
Conexiones con placa de extremo de cortante
Diseño de conexiones soldadas de asiento para vigas
Diseño de conexiones para viga de asiento atiesado
Diseño de conexiones resistentes a momento totalmente
restringido
Atiesadores de almas de columnas
Problemas para resolver
528
529
536
539
539
542
544
547
548
550
551
555
558
CAPÍTULO 16 Vigas compuestas
562
16.1
16.2
16.3
16.4
16.5
16.6
16.7
562
563
565
566
567
570
570
Construcción compuesta
Ventajas de la construcción compuesta
Estudio del apuntalamiento
Anchos efectivos de patines
Transmisión de la fuerza cortante
Vigas parcialmente compuestas
Resistencia de los conectores de cortante
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
Contenido
16.8
16.9
16.10
16.11
16.12
16.13
16.14
Número, espaciamiento y requerimientos de recubrimiento
de los conectores de cortante
Capacidad por momento de las secciones compuestas
Deflexiones
Diseño de secciones compuestas
Secciones compuestas continuas
Diseño de secciones ahogadas en concreto
Problemas para resolver
CAPÍTULO 17 Columnas compuestas
17.1
17.2
17.3
17.4
17.5
17.6
17.7
17.8
17.9
17.10
17.11
17.12
Introducción
Ventajas de las columnas compuestas
Desventajas de las columnas compuestas
Soporte lateral
Especificaciones para columnas compuestas
Resistencias de diseño de columnas compuestas
cargadas axialmente
Resistencia al cortante de las columnas compuestas
Tablas de los métodos LRFD y ASD
Transmisión de la carga a la cimentación y otras conexiones
Resistencia a la tensión de las columnas compuestas
Carga axial y flexión
Problemas para resolver
Vigas con cubreplacas
Trabes armadas
Proporciones de las trabes armadas
Resistencia a la flexión
Acción de tensión diagonal
Diseño de atiesadores
Problemas para resolver
CAPÍTULO 19 Diseño de edificios de acero
19.1
19.2
19.3
19.4
19.5
19.6
19.7
19.8
19.9
Alfaomega
571
573
578
579
588
589
592
596
CAPÍTULO 18 Vigas con cubreplacas y trabes armadas
18.1
18.2
18.3
18.4
18.5
18.6
18.7
xi
Introducción a edificios de poca altura
Tipos de estructuras de acero utilizadas para edificios
Diferentes sistemas de piso
Losas de concreto sobre viguetas de acero de alma abierta
Losas de concreto reforzadas en una y en dos direcciones
Pisos compuestos
Pisos de losa reticular
Pisos con tableros de acero
Losas planas
596
597
599
599
600
602
607
608
609
610
610
610
613
613
616
618
624
629
634
640
642
642
642
646
647
650
651
652
653
655
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
xii
Contenido
19.10
19.11
19.12
19.13
19.14
19.15
19.16
19.17
19.18
19.19
19.20
Pisos de losas precoladas
Tipos de cubiertas para techos
Muros exteriores y muros interiores divisorios
Protección del acero estructural contra el fuego
Introducción a edificios de gran altura
Estudio de fuerzas laterales
Tipos de contraventeo lateral
Análisis de edificios con contraventeo diagonal
para fuerzas laterales
Juntas resistentes a momento
Diseño de edificios por cargas gravitacionales
Diseño de miembros
656
658
659
659
660
662
663
669
671
672
676
APÉNDICE A Deducción de la fórmula de Euler
677
APÉNDICE B Elementos esbeltos a compresión
679
APÉNDICE C Pandeo flexotorsional de miembros a compresión
682
APÉNDICE D Placas de base resistentes a momento de columnas
688
APÉNDICE E Encharcamiento
697
GLOSARIO
702
ÍNDICE
708
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
1
Introducción al diseño
estructural en acero
1.1
VENTAJAS DEL ACERO COMO MATERIAL ESTRUCTURAL
Una persona que viaje por Estados Unidos podría concluir que el acero es el material estructural perfecto; vería un sinfín de puentes, edificios, torres y otras estructuras de este material.
Después de ver estas numerosas estructuras metálicas, se sorprendería al saber que el acero
no se fabricó económicamente en Estados Unidos sino hasta finales del siglo xix, y que las
primeras vigas de patín ancho no se laminaron sino hasta 1908.
La supuesta perfección de este metal, tal vez el más versátil de todos los materiales
estructurales, parece más razonable cuando se considera su gran resistencia, poco peso, facilidad de fabricación y otras propiedades convenientes. Éstas y otras ventajas del acero
estructural se analizarán con más detalle en los párrafos siguientes.
1.1.1
Alta resistencia
La alta resistencia del acero por unidad de peso implica que será relativamente bajo el peso
de las estructuras; esto es de gran importancia en puentes de grandes claros, en edificios altos
y en estructuras con condiciones deficientes en la cimentación.
1.1.2
Uniformidad
Las propiedades del acero no cambian apreciablemente con el tiempo, como es el caso de las
estructuras de concreto reforzado.
1.1.3
Elasticidad
El acero se acerca más en su comportamiento a las hipótesis de diseño que la mayoría
de los materiales, debido a que sigue la ley de Hooke hasta esfuerzos bastante altos. Los
momentos de inercia de una estructura de acero se pueden calcular exactamente, en tanto que los valores obtenidos para una estructura de concreto reforzado son relativamente
imprecisos.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
1
2
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Montaje de viguetas de acero. (Cortesía de Vulcraft.)
1.1.4
Durabilidad
Si el mantenimiento de las estructuras de acero es adecuado durarán indefinidamente. Investigaciones realizadas en los aceros modernos, indican que bajo ciertas condiciones no se
requiere ningún mantenimiento a base de pintura.
1.1.5
Ductilidad
La ductilidad es la propiedad que tiene un material para soportar grandes deformaciones sin
fallar bajo esfuerzos de tensión altos. Cuando se prueba a tensión un acero dulce o con bajo
contenido de carbono, ocurre una reducción considerable de la sección transversal y un gran
alargamiento en el punto de falla, antes de que se presente la fractura. Un material que no
tenga esta propiedad por lo general es inaceptable y probablemente será duro y frágil y se
romperá al someterlo a un golpe repentino.
En miembros estructurales sometidos a cargas normales se desarrollan altas concentraciones de esfuerzos en varios puntos. La naturaleza dúctil de los aceros estructurales comunes les permite fluir localmente en esos puntos, evitándose así fallas prematuras. Una
ventaja adicional de las estructuras dúctiles es que, al sobrecargarlas, sus grandes deflexiones
ofrecen evidencia visible de la inminencia de la falla (algunas veces denominada en son de
broma como “cuenta regresiva”).
1.1.6
Tenacidad
Los aceros estructurales son tenaces, es decir, poseen resistencia y ductilidad. Un miembro
de acero cargado hasta que se presentan grandes deformaciones será aun capaz de resistir
grandes fuerzas. Ésta es una característica muy importante porque implica que los miembros
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.2
Desventajas del acero como material estructural 3
de acero pueden someterse a grandes deformaciones durante su fabricación y montaje, sin
fracturarse, siendo posible doblarlos, martillarlos, cortarlos y taladrarlos sin daño aparente. La propiedad de un material para absorber energía en grandes cantidades se denomina
tenacidad.
1.1.7
Ampliaciones de estructuras existentes
Las estructuras de acero se adaptan muy bien a posibles ampliaciones. Se pueden añadir
nuevas crujías e incluso alas enteras a estructuras de acero ya existentes, y con frecuencia se
pueden ampliar los puentes de acero.
1.1.8
Propiedades diversas
Algunas otras ventajas importantes del acero estructural son: a) gran facilidad para unir
diversos miembros por medio de varios tipos de conexión simple, como son la soldadura y
los pernos; b) posibilidad de prefabricar los miembros; c) rapidez de montaje; d) capacidad
para laminarse en una gran cantidad de tamaños y formas, como se describe en la Sección 1.4
de este capítulo; e) es posible utilizarlo nuevamente después de desmontar una estructura; y
f) posibilidad de venderlo como chatarra, aunque no pueda utilizarse en su forma existente.
El acero es el material reciclable por excelencia.
1.2
DESVENTAJAS DEL ACERO COMO MATERIAL ESTRUCTURAL
En general, el acero tiene las siguientes desventajas:
1.2.1
Corrosión
La mayor parte de los aceros son susceptibles a la corrosión al estar expuestos al aire y al
agua y, por consiguiente, deben pintarse periódicamente. Sin embargo, el uso de aceros intemperizados para ciertas aplicaciones, tiende a eliminar este costo.
Aunque los aceros intemperizados pueden ser bastante efectivos en ciertas situaciones
para limitar la corrosión, hay muchos casos donde su uso no es factible. En algunas de estas
situaciones, la corrosión puede ser un problema real. Por ejemplo, las fallas por corrosiónfatiga pueden ocurrir si los miembros de acero se someten a esfuerzos cíclicos y a ambientes
corrosivos. La resistencia a la fatiga de los miembros de acero puede reducirse apreciablemente cuando los miembros se usan en ambientes químicos agresivos y sometidos a cargas
cíclicas.
El lector debe observar que se dispone de aceros en los cuales se usa el cobre como un
componente anticorrosivo. Generalmente, el cobre se absorbe durante el proceso de fabricación del acero.
1.2.2
Costo de la protección contra el fuego
Aunque los miembros estructurales son incombustibles, sus resistencias se reducen considerablemente en temperaturas que comúnmente se alcanzan en incendios, cuando los otros
materiales de un edificio se queman. Han ocurrido muchos incendios devastadores en inmuebles vacíos en los que el único material combustible es el mismo inmueble. Además, el
acero es un excelente conductor del calor, de manera que los miembros de acero sin protección pueden transmitir suficiente calor de una sección o compartimiento incendiado de
un edificio a secciones adyacentes del mismo edificio e incendiar el material presente. En
consecuencia, la estructura de acero de un edificio debe protegerse mediante materiales
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
4
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
con ciertas características aislantes, y el edificio deberá acondicionarse con un sistema de
rociadores para que cumpla con los requisitos de seguridad del código de construcciones de la
localidad en que se halle.
1.2.3
Susceptibilidad al pandeo
Cuanto más largos y esbeltos sean los miembros a compresión, tanto mayor es el peligro de
pandeo. En la mayoría de las estructuras, el uso de columnas de acero es muy económico
debido a sus relaciones elevadas de resistencia a peso. Sin embargo, en forma ocasional, se
necesita algún acero adicional para rigidizarlas y que no se pandeen. Esto tiende a reducir
su economía.
1.2.4
Fatiga
Otra característica inconveniente del acero es que su resistencia se puede reducir si se somete a un gran número de inversiones del sentido del esfuerzo, o bien, a un gran número de
cambios en la magnitud del esfuerzo de tensión. (Se tienen problemas de fatiga sólo cuando
se presentan tensiones.) En la práctica actual se reducen las resistencias estimadas de tales
miembros, si se sabe de antemano que estarán sometidos a un número mayor de ciclos de
esfuerzo variable, que cierto número límite.
1.2.5
Fractura frágil
Bajo ciertas condiciones, el acero puede perder su ductilidad y la fractura frágil puede ocurrir en lugares de concentración de esfuerzos. Las cargas que producen fatiga y muy bajas
temperaturas agravan la situación. Las condiciones de esfuerzo triaxial también pueden conducir a la fractura frágil.
1.3
PRIMEROS USOS DEL HIERRO Y EL ACERO
Aunque el primer metal que usaron los seres humanos probablemente fue algún tipo de
aleación de cobre, tal como el bronce (hecho a base de cobre, estaño y algunos otros aditivos), los avances más importantes en el desarrollo de los metales han ocurrido en la fabricación y uso del hierro y de su famosa aleación llamada acero. Actualmente el hierro y el acero
comprenden casi el 95% en tonelaje de todos los metales producidos en el mundo.1
A pesar de los esfuerzos de los arqueólogos durante muchas décadas, no ha sido posible descubrir cuándo se usó el hierro por primera vez. Los arqueólogos encontraron una
daga y un brazalete de hierro en la Gran Pirámide de Egipto y afirman que la edad de éstos
era por lo menos de 5 000 años. El uso del hierro ha tenido una gran influencia en el avance
de la civilización desde los tiempos más remotos y probablemente la seguirá teniendo en los
siglos venideros. Desde el principio de la Edad de Hierro, alrededor del año 1 000 a.C., el
progreso de la civilización en la paz y en la guerra ha dependido mucho de lo que el hombre
ha sido capaz de hacer con el hierro. En muchas ocasiones su uso ha decidido el resultado de
enfrentamientos militares. Por ejemplo, durante la Batalla de Maratón en Grecia, en el año
490 a.C., los atenienses, con una inferioridad numérica, mataron a 6 400 persas y perdieron
sólo a 192 de sus hombres. Cada uno de los soldados victoriosos llevaba 57 libras de armadura de hierro durante la batalla. (Fue en ésta en la que Feidípides corrió aproximadamente
40 km hasta Atenas, muriendo al llegar después de anunciar la victoria.) Esta batalla supuestamente salvó a la civilización griega durante muchos años.
1
American Iron and Steel Institute, The Making of Steel (Washington, DC, sin fecha), p. 6.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.3 Primeros usos del hierro y el acero 5
El mástil de amarre del edificio Empire State, ciudad de Nueva York. (Cortesía
de Getty Images/Hulton Archive Photos.)
Según la teoría clásica sobre la primera producción de hierro en el mundo, hubo una
vez un gran incendio forestal en el Monte Ida en la antigua Troya (la actual Turquía) cerca
del Mar Egeo. Supuestamente, el terreno era muy rico en depósitos ferrosos y el calor del
fuego produjo una forma primitiva de hierro a la que se le pudo dar diversas formas, al martillarla. Sin embargo, muchos historiadores creen que el hombre aprendió a usar primero el
hierro que cayó a la Tierra en forma de meteoritos. Con frecuencia, el hierro de los meteoritos está combinado con níquel, resultando entonces un metal más duro. Posiblemente los
primeros pobladores del planeta forjaron este material para convertirlo en armas y herramientas primitivas.
El acero se define como una combinación de hierro y pequeñas cantidades de carbono, generalmente menos del 1%. También contiene pequeños porcentajes de algunos otros
elementos. Aunque se ha fabricado acero desde hace 2 000 o 3 000 años, no existió realmente
un método de producción económico sino hasta la mitad del siglo xix.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
6
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
El primer acero seguramente se obtuvo cuando los otros elementos necesarios para
producirlo se encontraron presentes por accidente cuando se calentaba el hierro. Con el paso
de los años, el acero se fabricó muy probablemente calentando hierro en contacto con carbón
vegetal. La superficie del hierro absorbió algo de carbono del carbón vegetal que luego se
martilló en el hierro caliente. Al repetir este proceso varias veces, se obtuvo una capa exterior
endurecida de acero. De esta manera se produjeron las famosas espadas de Toledo y Damasco.
El primer proceso para producir acero en grandes cantidades fue bautizado en honor
de Sir Henry Bessemer de Inglaterra. Recibió una patente inglesa para su proceso en 1855,
pero sus esfuerzos para conseguir una patente en Estados Unidos en 1856 no tuvieron éxito,
ya que se demostró que William Kelly de Eddyville, Kentucky, había producido acero mediante el mismo proceso siete años antes de que Bessemer solicitara su patente inglesa. Kelly
recibió la patente, pero se usó el nombre de Bessemer para el proceso.2
Kelly y Bessemer se percataron de que un chorro de aire a través del hierro fundido quemaba la mayor parte de las impurezas en el metal. Desafortunadamente, también el
chorro de aire eliminaba algunos elementos provechosos como el carbono y el manganeso.
Después se aprendió que esos elementos podían restituirse añadiendo hierro especular, que
es una aleación de hierro, carbono y manganeso. Se aprendió además que al agregar piedra
caliza en el convertidor, podía removerse el fósforo y la mayor parte del azufre.
Antes de que fuese desarrollado el proceso Bessemer, el acero era una aleación costosa usada principalmente para fabricar cuchillos, tenedores, cucharas y ciertos tipos de herramientas de corte. El proceso Bessemer redujo los costos de producción por lo menos en un
80% y permitió por primera vez la producción de grandes cantidades de acero.
El convertidor Bessemer se uso en Estados Unidos hasta principios de este siglo, pero
desde entonces se ha reemplazado con mejores métodos como el proceso de solera abierta y
el de oxígeno básico.
Gracias al proceso Bessemer, en 1870 ya se podía producir en grandes cantidades acero estructural al carbono, y por 1890 el acero era el principal metal estructural usado en
Estados Unidos.
Actualmente, la mayor parte de los perfiles y las placas de acero estructural que se
producen en Estados Unidos se hacen fundiendo la chatarra de acero. Ésta se obtiene de
automóviles viejos y de la chatarra de los perfiles estructurales, así como de refrigeradores,
motores, máquinas de escribir, resortes de camas y otros artículos similares de desecho. El
acero fundido se vierte en moldes que tienen aproximadamente las formas finales de los
miembros. Las secciones resultantes, que se hacen pasar por una serie de rodillos para comprimirlos hasta su forma final, tienen mejor superficie y menores esfuerzos residuales que el
acero recién hecho.
Los perfiles se pueden procesar más mediante el rolado en frío, la aplicación de diversos recubrimientos, y tal vez mediante el proceso de recocido. Mediante este proceso,
el acero se calienta a un rango intermedio de temperatura (por ejemplo, 1 300-1 400 °F), se
le mantiene a esta temperatura por varias horas, y luego se le deja enfriar lentamente a la
temperatura ambiente. El recocido conduce a un acero que tiene menor dureza y fragilidad,
pero mayor ductilidad.
El término hierro dulce se refiere al hierro con un contenido muy bajo de carbono
(ⱕ 0.15%), mientras que al hierro con un contenido muy alto de carbono (ⱖ 2%) se le llama
hierro colado. Los aceros se encuentran entre el hierro colado y el hierro dulce y tienen un
contenido de carbón en el rango de 0.15% al 1.7% (como se verá en la Sección 1.8 de este
capítulo).
2
American Iron and Steel Institute, Steel 76 (Washington, DC, 1976), pp. 5-11.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.4
Perfiles de acero
7
El primer uso del metal para una estructura grande tuvo lugar en Shropshire, Inglaterra (aproximadamente a 140 millas al noroeste de Londres) en 1779, ahí se construyó con
hierro colado el puente Coalbrookdale en forma de arco de 100 pies de claro sobre el Río
Severn. Se dice que este puente (que aún está en pie) fue un hito en la historia de la ingeniería porque cambió el curso de la Revolución Industrial al introducir al hierro como material
estructural. Supuestamente este hierro era cuatro veces más fuerte que la piedra y treinta
veces más que la madera.3
Muchos otros puentes de hierro colado se construyeron en las décadas siguientes, pero
después de 1840 el hierro dulce (más maleable) comenzó a reemplazar al hierro colado. El desarrollo del proceso Bessemer y los avances subsecuentes, como el proceso de solera abierta,
permitió la fabricación de acero a precios competitivos, lo que estimuló el casi increíble
desarrollo del acero estructural que ha tenido lugar en los últimos 120 años.
1.4
PERFILES DE ACERO
Los primeros perfiles estructurales hechos en Estados Unidos, en 1819, fueron ángulos de
hierro laminados. Las vigas I de acero se laminaron por primera vez en ese país en 1884 y
la primera estructura reticular (el edificio de la Home Insurance Company de Chicago) fue
montada ese mismo año. El crédito por inventar el “rascacielos” se le otorga generalmente
al ingeniero William LeBaron Jenny, que ideó esta estructura, aparentemente durante una
huelga de albañiles. Hasta ese momento los edificios altos en Estados Unidos se construían
con muros de carga de ladrillos de varios pies de espesor.
Para los muros exteriores de este edificio de 10 niveles, Jenny usó columnas de hierro colado recubiertas por ladrillos. Las vigas de los seis pisos inferiores se fabricaron con
hierro dulce, en tanto que se usaron vigas de acero estructural para los pisos superiores. El
primer edificio totalmente armado con acero estructural fue el segundo edificio de la RandMcNally, terminado en 1890 en Chicago.
Un aspecto importante de la torre Eiffel, de 985 pies de altura y construida con hierro dulce en 1889, fue el uso de elevadores para pasajeros accionados mecánicamente. La
disponibilidad de estas máquinas, junto con la idea de Jenny relativa a la estructuración
reticulada, condujeron a la construcción de miles de edificios altos en todo el mundo en el
siglo pasado.
Durante esos primeros años, diversas laminadoras fabricaron sus propios perfiles y
publicaron catálogos con las dimensiones, pesos y otras propiedades de esas secciones. En
1896, La Association of American Steel Manufacturers (Asociación Estadounidense de Fabricantes de Acero) (ahora el American Iron and Steel Institute, o AISI) (Instituto Estadounidense del Hierro y el Acero) hizo los primeros esfuerzos para estandarizar los perfiles.
En la actualidad casi todos lo perfiles estructurales se encuentran estandarizados, aunque sus
dimensiones exactas pueden variar un poco de laminadora a laminadora.4
El acero estructural puede laminarse en forma económica en una gran variedad de
formas y tamaños sin cambios apreciables en sus propiedades físicas. Generalmente los
miembros estructurales más convenientes son aquellos con grandes momentos de inercia
en relación con sus áreas. Los perfiles I, T, y C, que son de uso tan común, se sitúan en esta
clase.
3
M. H. Sawyer, “World’s First Iron Bridge”, Civil Engineering (Nueva York: ASCE, diciembre, 1979),
pp. 46-49.
4
W. McGuire, Steel Structures (Englewood Cliffs, NJ: Prentice-Hall, 1968), pp. 19-21.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
8
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Puente peatonal para el Hospital del Cáncer en Carolina del Norte, Chapel Hill, NC. (Cortesía
de CMC South Carolina Steel.)
Por lo general los perfiles de acero se designan por la forma de sus secciones transversales. Por ejemplo, se tienen perfiles en ángulo, tes, zetas y placas. Sn embargo, es necesario
hacer una distinción clara entre las vigas estándar americanas (llamadas vigas S) y las vigas
de patín ancho (llamadas vigas W), ya que ambas tienen la forma de I. La superficie interna
del patín de una sección W es paralela a la superficie externa o bien, casi paralela con una
pendiente máxima de 1 a 20 en el interior, dependiendo del fabricante.
Las vigas S, que fueron los primeros perfiles de vigas laminadas en Estados Unidos,
tienen una pendiente de 1 a 6 en la superficie interior de sus patines. Debe notarse que los
espesores constantes (o casi constantes) de los patines de las vigas W, a diferencia de los patines ahusados de las vigas S, facilitan las conexiones. Las vigas de patín ancho representan
hoy en día casi el 50% de todos los perfiles estructurales laminados. Los perfiles W y S se
muestran en la Figura 1.1 junto con otros perfiles comunes de acero. Los usos de los diversos
perfiles se expondrán en los siguientes capítulos.
En este libro se hace referencia constante a la 14ª edición del Steel Construction Manual (Manual de Construcción en Acero), publicado por el AISC (American Institute of
Steel Construction: Instituto Estadounidense de la Construcción en Acero). A este manual,
que proporciona información detallada sobre los perfiles estructurales de acero, se le llamará
aquí “el Manual del AISC”, el “Manual del acero”, o simplemente, el “Manual”. Se basa en la
Specification for Structural Steel Buildings de 2010 (Especificación para los Edificios en Acero
Estructural) (ANSI/AISC 360-10) (en lo sucesivo, “la Especificación AISC”), publicada por
el AISC el 22 de junio de 2010.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.7
Relaciones esfuerzo-deformación del acero estructural 9
Patín
Filete
Pendiente: 0 a 5% Filete
Pendiente:
16 23 %
Filete
Filete
Viga S
(Viga estándar americana)
Ángulo de lados
desiguales
Ángulo de
lados iguales
Alma
Sección W
Pendiente:
16 23 %
Filete
Filete
Figura 1.1
Perfiles laminados
de acero.
Sección C
(Canal estándar americano)
Sección WT
Los perfiles estructurales se identifican mediante un cierto sistema descrito en el Manual para usarse en planos, especificaciones y diseños. Este sistema está estandarizado de
modo que todos los molinos de acero puedan usar la misma nomenclatura para propósitos
de órdenes, facturación, etc. Además, actualmente se procesa tanto trabajo en computadoras
y otros equipos automatizados que es necesario tener un sistema a base de números y letras
que pueda imprimirse por medio de un teclado estándar (a diferencia del viejo sistema en
donde ciertos símbolos se usaban para ángulos, canales, etc.). Ejemplos de este sistema de
identificación son los siguientes:
1. Una W27 * 114 es una sección W con 27 plg aproximadamente de peralte y peso de
114 lb/pie.
2. Una S12 * 35 es una sección S con 12 plg de peralte y peso de 35 lb/pie.
3. Una HP12 * 74 es una sección usada como pilote de carga con 12 plg aproximadamente de peralte y peso de 74 lb/pie. Los pilotes de carga se hacen con laminados regulares
W, pero con almas más gruesas para resistir mejor el impacto del hincado del pilote.
El ancho y el peralte de estas secciones son aproximadamente iguales, y sus patines y
almas tienen espesores iguales o casi iguales.
4. Una M8 * 6.5 es una sección diversa con 8 plg de peralte y peso de 6.5 lb/pie. Forma
parte de un grupo de miembros estructurales tipo H con doble simetría que no puede
clasificarse por sus dimensiones como sección W, S o bien HP, ya que la pendiente de
sus patines interiores es diferente de 16 2/3 por ciento.
5. Una C10 * 30 es una canal con 10 plg de peralte y peso de 30 lb/pie.
6. Una MC18 * 58 es una canal diversa con 18 plg de peralte y peso de 58 lb/pie que no
se puede clasificar por sus dimensiones como C.
7. Una HSS14 * 10 * 5/8 es una sección estructural rectangular hueca de 14 plg de peralte, 10 plg de ancho, con un espesor de pared de 5/8 plg. Pesa 93.10 lb/pie. También se
dispone de secciones HSS cuadradas y redondas.
8. Un L6 * 6 * 1/2 es un ángulo de lados iguales, cada uno de 6 plg de longitud y 1/2 plg
de espesor.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
10
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Marcos del techo de la escuela Glen Oaks, Bellerose, NY. (Cortesía de CMC South Carolina
Steel.)
9. Una WT18 * 151 es una te que se obtiene al cortar en dos una W36 * 302. Este tipo de
sección se conoce como te estructural.
10. Las secciones rectangulares de acero se clasifican como placas anchas o barras estrechas.
Las únicas diferencias entre las barras y las placas son el tamaño y el procedimiento
de producción. Históricamente, a las piezas planas se les ha denominado barras si tienen
8 plg o menos de ancho. Son placas si tienen un ancho mayor a 8 plg. Las tablas 1-29, 2-3 y
2-5 en el Manual AISC suministran información sobre las barras y las placas. Generalmente,
el espesor de una barra o de una placa se especifica aproximando al 1/16 más cercano para
espesores menores a 3/8 plg, aproximando al 1/8 más cercano para espesores entre 3/8 y
1 plg, y al 1/4 más cercano para espesores mayores a 1 plg. Una placa generalmente se designa por su espesor, su ancho y su longitud, en ese orden; por ejemplo, una PL1/2 * 10 *
1 pie 4 plg tiene un espesor de 1/2 plg, 10 plg de ancho y 16 plg de longitud. En realidad, en
la actualidad el término placa se usa casi universalmente, ya sea que el miembro se fabrique
a partir de una placa o de una barra. La hoja y la tira generalmente son más delgadas que las
barras y las placas.
El estudiante debe consultar el Manual del Acero para obtener información sobre
otros perfiles. Aquí se presentará información detallada sobre éstas y otras secciones cuando
sea necesario.
En la Parte 1 del Manual, se tabulan las dimensiones y las propiedades de los perfiles
W, S, C y otros. Las dimensiones de los miembros se dan en forma decimal (para uso de
los diseñadores) y en fracciones al dieciseisavo de pulgada más próximo (para uso de los
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.5
Unidades métricas 11
técnicos, dibujantes y detallistas del acero). Se proporcionan también, para el uso de los diseñadores, elementos tales como los momentos de inercia, los módulos de sección, los radios
de giro y otras propiedades de la sección transversal que se analizarán más adelante en este
texto.
Se presentan variaciones en cualquier proceso de manufactura, y la industria del acero
no es una excepción. En consecuencia, las dimisiones de las secciones transversales de los
miembros de acero pueden variar un poco, respecto a los indicados en el Manual. Las tolerancias máximas para el rolado de los perfiles de acero las establece la Especificación A6 de
la American Society for Testing and Materials (ASTM) y se presentan en las Tablas 1-22 a
1-28 en el Manual. Entonces los cálculos se pueden hacer con base en las propiedades dadas
en el Manual, independientemente del fabricante.
Algunas de las secciones de acero listadas en el Manual se consiguen en Estados Unidos de solamente uno o dos productores de acero y entonces, ocasionalmente, puede ser difícil obtenerlas inmediatamente. Por tanto, al especificar las secciones, el diseñador deberá
tener la precaución de ponerse en contacto con un fabricante de acero para obtener una lista
de las secciones en existencia.
A través de los años han existido cambios en las dimensiones de los perfiles de acero.
Por ejemplo, puede haber poca demanda que justifique seguir laminando un cierto perfil;
un perfil puede descontinuarse porque se desarrolla un perfil de tamaño similar, pero más
eficiente en su forma, etc. Ocasionalmente el proyectista puede necesitar conocer las propiedades de un perfil descontinuado que no aparece ya en las listas de la última edición del
Manual o en otras tablas que normalmente tiene a su disposición.
Por ejemplo, puede requerirse añadir un piso extra a un edifico existente que fue construido con perfiles que ya no se fabrican. En 1953, el AISC publicó un libro titulado Iron
and Steel Beams 1873 to 1952 (Vigas de hierro y acero, de 1873 a 1952) que presenta una
lista completa de las vigas de hierro y acero y sus propiedades, laminadas en Estados Unidos
durante ese periodo. Actualmente está disponible una edición actualizada de este libro. Es
el AISC Design Guide 15 y cubre las propiedades de los perfiles de acero producidos de
1887 a 2000.5 Indudablemente que habrá muchos cambios más en los perfiles en el futuro.
Por esta razón, el diseñador estructural prudente deberá conservar cuidadosamente las ediciones anteriores del Manual para tenerlas a su disposición cuando se necesite información
anterior.
1.5
UNIDADES MÉTRICAS
Casi todos los ejemplos y problemas de tarea presentados en este libro emplean las unidades
usadas en Estados Unidos. Sin embargo, el autor piensa que el diseñador contemporáneo
debe tener la capacidad de realizar su trabajo ya sea en unidades inglesas o métricas.
El AISC en Estados Unidos ha eliminado casi por completo el problema de trabajar
con unidades métricas al realizar el diseño de acero estructural. Casi todas sus ecuaciones
están escritas en una forma aplicable a ambos sistemas. Además, los equivalentes métricos
de los perfiles americanos estándar se suministran en la Sección 17 del Manual. Por ejemplo,
una sección W36 * 302 se muestra como W920 × 449, donde el 920 está en mm y el 449 está
en kg/m.
5
R. L. Brockenbrough, AISC Rehabilitation and Retrofit Guide: A Reference for Historic Shapes and
Specifications (Chicago, AISC, 2002).
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
12
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Mariners, Ballpark, Seattle, WA. (Cortesía de Trade ARBED.)
1.6
PERFILES DE LÁMINA DELGADA DE ACERO DOBLADOS EN FRÍO
Además de los perfiles de acero laminados en caliente analizados en la sección previa, existen algunos perfiles de acero rolados en frío. Éstos se fabrican doblando láminas delgadas
de acero de bajo carbono o baja aleación en prácticamente cualquier sección transversal
deseada, como las mostradas en la Figura 1.2.6 Estos perfiles, que pueden utilizarse para los
miembros más ligeros suelen usarse en algunos tipos de techos, pisos y muros y varían en
espesores entre 0.01 hasta aproximadamente 0.25 plg. Los perfiles más delgados se usan con
mucha frecuencia para algunos paneles estructurales.
Si bien el trabajado en frío reduce algo la ductilidad, también incrementa en alguna
medida la resistencia. Bajo ciertas condiciones, las especificaciones de diseño permitirán el
uso de tales resistencias superiores.
Las losas de concreto para piso frecuentemente se cuelan sobre cubiertas de acero
doblado que sirven como cimbras económicas para el concreto húmedo y que se dejan en el
sitio después de que el concreto fragua. Se dispone de varios tipos de estas cubiertas, algunas
de las cuales se muestran en la Figura 1.3. Las secciones con las celdas más profundas tienen
Canal
Canal
atiesada
Zeta
Zeta
atiesada
Figura 1.2
Perfiles doblados en frío.
6
Sombrero
Sigma
Ángulo
Cold-Formed Steel Design Manual (Washington, DC: American Iron and Steel Institute, 2002).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.7
Relaciones esfuerzo-deformación del acero estructural 13
Sistema de piso de cubierta compuesta
Concreto
Concreto
3 plg
3 plg
2 plg
2 plg
12 plg
6 plg
Cubierta
de acero
Cubierta
de acero
Sistema de piso de cubierta doblada
Concreto
2
1
2
Concreto
3 12 plg
plg
9
16
plg
Varía con
el fabricante
Cubierta
de acero
5
1 16
plg
Varía con
el fabricante
Cubierta
de acero
Sistema de cubierta de techo
1 34 plg
Figura 1.3
Algunos tipos de
cubiertas de acero.
Aislante rígido
1 12 plg
6 plg
Cubierta de acero
(costilla intermedia)
la útil característica de que los conductos eléctricos y mecánicos pueden alojarse en ellas. El
uso de las cubiertas de acero para losas de pisos se analiza en el Capítulo 16 de este texto. Ahí
se presenta la construcción compuesta. En este tipo de construcción, las vigas de acero se
convierten en compuestas con las losas de concreto suministrando transferencia al cortante
entre las dos para que actúen conjuntamente como una unidad.
1.7
RELACIONES ESFUERZO-DEFORMACIÓN DEL ACERO ESTRUCTURAL
Para entender el comportamiento de las estructuras de acero, el ingeniero debe estar familiarizado con las propiedades de éste. Los diagramas esfuerzo-deformación presentan
información valiosa necesaria para entender cómo se comporta el acero en una situación
dada. No pueden desarrollarse métodos satisfactorios de diseño, a menos que se disponga
de información completa relativa a las relaciones esfuerzo-deformación del material que
se usa.
Si una pieza de acero estructural dúctil se somete a una fuerza de tensión, ésta comenzará a alargarse. Si se incrementa la fuerza de tensión a razón constante, la magnitud
del alargamiento aumentará en forma lineal dentro de ciertos límites. En otras palabras, el
alargamiento se duplicará cuando el esfuerzo pase de 6 000 a 12 000 psi (pounds per square
inch; se usará lb/plg2). Cuando el esfuerzo de tensión alcance un valor aproximadamente
igual a tres cuartos de la resistencia última del acero, el alargamiento comenzará a aumentar
más y más rápidamente sin un incremento correspondiente del esfuerzo.
El mayor esfuerzo para el que todavía es válida la ley de Hooke o el punto más alto
de la porción recta del diagrama esfuerzo-deformación se denomina límite proporcional. El
mayor esfuerzo que un material puede resistir sin deformarse permanentemente se llama
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
14
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
límite elástico. Este valor rara vez se mide realmente y para la mayoría de los materiales de
ingeniería, incluido el acero estructural, es sinónimo del límite proporcional. Por esta razón,
se usa a veces el término límite proporcional elástico.
El esfuerzo en el que se presenta un incremento brusco en el alargamiento o deformación sin un incremento en el esfuerzo, se denomina esfuerzo de fluencia. Es el primer
punto del diagrama esfuerzo-deformación para el cual la tangente a la curva es horizontal.
El esfuerzo de fluencia es para el proyectista la propiedad más importante del acero, ya que
muchos procedimientos de diseño se basan en este valor. Más allá del esfuerzo de fluencia
hay un intervalo en el que ocurre un incremento considerable de la deformación sin incremento del esfuerzo. La deformación que se presenta antes del esfuerzo de fluencia se
denomina deformación elástica; la deformación que ocurre después del esfuerzo de fluencia,
sin incremento de esfuerzo, se denomina deformación plástica. Esta última deformación es
generalmente igual en magnitud a 10 o 15 veces la deformación elástica.
La fluencia del acero sin esfuerzo puede parecer una seria desventaja, pero en realidad
es una característica muy útil. Con frecuencia ha prestado el maravilloso servicio de prevenir
la falla de una estructura debida a omisiones o errores del proyectista. Si el esfuerzo en un
punto de una estructura de acero dúctil alcanza el punto de fluencia, esa parte de la estructura cederá localmente sin incremento en el esfuerzo, impidiendo así una falla prematura. Esta
ductilidad permite que se redistribuyan los esfuerzos en una estructura de acero. Otra manera de describir este fenómeno es afirmar que los altos esfuerzos causados por la fabricación,
el montaje o la carga tienden a igualarse entre sí. También puede decirse que una estructura
de acero tiene una reserva de deformación plástica que le permite resistir sobrecargas e im-
Montaje de una armadura de techo, North Charleston, SC. (Cortesía de CMC South Carolina
Steel.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.7
Relaciones esfuerzo-deformación del acero estructural 15
pactos repentinos. Si no tuviera esta capacidad, se podría fracturar repentinamente como el
vidrio u otros materiales análogos.
Después de la deformación plástica, existe un rango en el cual es necesario un esfuerzo
adicional para producir deformación adicional, a esto se le denomina endurecimiento por
deformación. Esta porción del diagrama esfuerzo-deformación no resulta muy importante
para los proyectistas actuales porque las deformaciones son muy grandes. En la Figura 1.4
se muestra un diagrama típico de esfuerzo-deformación de un acero estructural dulce o de
bajo contenido de carbono. Sólo se presenta aquí la parte inicial de la curva, debido a la
gran deformación que ocurre antes de la falla. En el punto de falla los aceros dulces tienen
deformaciones unitarias que equivalen a valores que oscilan entre 150 y 200 veces los correspondientes a la deformación elástica. En realidad, la curva alcanza su esfuerzo máximo
y luego disminuye poco a poco antes de la falla. Se presenta una marcada reducción de la
sección transversal del miembro (que se denomina estricción del elemento) justo antes de
que el miembro se fracture.
La curva esfuerzo-deformación en la Figura 1.4 es típica de los aceros estructurales dúctiles y se supone que es la misma para miembros a tensión o a compresión. (Los miembros
estructurales a compresión deben ser robustos, ya que los miembros a compresión esbeltos
sujetos a cargas de compresión tienden a pandearse lateralmente y sus propiedades se ven
muy afectadas por los momentos que se generan.) La forma del diagrama varía con la velocidad de carga, el tipo de acero y la temperatura. En la figura se muestra dicha variación
mediante la línea punteada marcada como fluencia superior.
Esta forma de la curva esfuerzo-deformación resulta cuando un acero dulce se carga
rápidamente, en tanto que la curva con la fluencia inferior se obtiene con una carga lenta.
La Figura 1.5 muestra curvas de esfuerzo-deformación características para algunos
aceros con diferente esfuerzo de fluencia.
Debe percatarse de que los diagramas de esfuerzo-deformación de las Figuras 1.4 y
1.5 se prepararon para un acero dulce a temperatura ambiente. Durante las operaciones
de soldadura y durante los incendios, los miembros de acero estructural pueden someterse
a temperaturas muy altas. Los diagramas de esfuerzo-deformación preparados para aceros
con temperaturas superiores a 200 °F serán más redondeados y no lineales y no presentan
Deformación elástica
Deformación plástica
Endurecimiento
por deformación
Figura 1.4
Diagrama de
esfuerzo-deformación
característico de un acero
estructural dulce o con bajo
contenido de carbono
a temperatura ambiente.
Alfaomega
Punto inferior de fluencia
Esfuerzo f
P
⫽A
Punto superior de fluencia
Deformación ⑀ ⫽
⌬l
l
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
16
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Puerta Europa, Madrid, España.
(Cortesía de Trade ARBED.)
puntos de fluencia bien definidos. Los aceros (particularmente aquellos con contenido de
carbono más bien alto) en realidad pueden incrementar un poco su resistencia a la tensión
al ser calentados a una temperatura de aproximadamente 700 °F. A medida que las temperaturas se elevan al rango de 800 °F a 1 000 °F, las resistencias se reducen drásticamente, y a
1 200 °F tienen ya muy poca resistencia.
La Figura 1.6 muestra la variación de las resistencias de fluencia para varios grados
de acero cuando sus temperaturas se elevan desde la temperatura ambiente hasta 1 800 °F
y 1 900 °F. Las temperaturas con las magnitudes mostradas pueden alcanzarse fácilmente en
miembros de acero durante incendios, en zonas localizadas de miembros durante el proceso
de soldado, en miembros en fundiciones sobre flamas abiertas, etcétera.
Cuando las secciones de acero se enfrían a menos de 32 °F, sus resistencias se incrementan un poco, pero tendrán reducciones considerables en ductilidad y tenacidad.
Una propiedad muy importante de una estructura que ha sido sometida a esfuerzos,
pero no más allá de su punto de fluencia, es que ésta recuperará su longitud original cuando
se supriman las cargas. Si se esfuerza más allá de ese punto, recuperará sólo parte de su longitud inicial. Este hecho ofrece la posibilidad de probar una estructura existente cargándola
y descargándola. Si después de que las cargas se retiran, la estructura no recupera sus dimensiones originales, significa que se ha esforzado más allá de su punto de fluencia.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.7
Relaciones esfuerzo-deformación del acero estructural 17
Corrimiento de 0.2%
de deformación
Resistencia a la tensión, Fu
Aceros aleados de construcción
con tratamiento térmico; acero
aleado templado y revenido A514
Cociente característico de las resistencias a la fluencia
para temperaturas elevadas y temperatura ambiente
Curvas características de
esfuerzo-deformación.
(Basado en una figura
tomada de Salmon C.
G. y J. E. Johnson, Steel
Structures: Design and
Behavior, cuarta edición.
Upper Saddle River, NJ:
Prentice Hall, 1996.)
Esfuerzo, kilolibras por pulgada cuadrada
Figura 1.5
Resistencia mínima
a la fluencia
Fy = 100 klb/plg2
Aceros al carbono, de alta
resistencia, de baja aleación;
A572
Fy = 50 klb/plg2
Aceros al carbono;
A36
Fy = 36
klb/plg2
Deformación unitaria, pulgadas por pulgada
1.2
A514
A588
1.0
A992, A572
A36
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0
200
400
600
800
1000 1200
Temperatura, F
1400
1600
1800
2000
Figura 1.6
El efecto de la temperatura sobre el esfuerzo de fluencia.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
18
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
El acero es una aleación que está compuesta casi por completo de hierro (generalmente más del 98%). Contiene también pequeñas cantidades de carbono, silicio, manganeso,
azufre, fósforo y otros elementos. El carbono es el elemento que tiene la mayor influencia en
las propiedades del acero. La dureza y la resistencia del acero aumentan con el porcentaje
de carbono. Un incremento del 0.01 por ciento del contenido de carbono causará que la
resistencia de fluencia del acero se eleve aproximadamente 0.5 klb/plg2 (ksi). Desafortunadamente, sin embargo, una mayor cantidad de carbono hará que el acero sea más frágil y
afectará adversamente su soldabilidad. Si se reduce el contenido de carbono, el acero se hará
más suave y más dúctil, pero también más débil. La adición de elementos tales como cromo,
silicio y níquel produce aceros con resistencias considerablemente más altas. Aunque con
frecuencia son muy útiles, estos aceros son considerablemente más caros y con frecuencia no
son tan fáciles de fabricar.
En la Figura 1.7 se muestra un diagrama común de esfuerzo-deformación para un
acero frágil. Desafortunadamente, la baja ductilidad o fragilidad es una propiedad que por
lo general se asocia con la alta resistencia del acero (aunque no necesariamente asociada
con los aceros de alta resistencia). Como es conveniente tener a la vez alta resistencia y gran
ductilidad, el proyectista tendrá que decidir entre los dos extremos o buscar un término
medio entre ellos. Un acero frágil puede fallar repentinamente, sin previo aviso, cuando se
sobrecargue y durante el montaje puede fallar debido a los impactos propios de los procedimientos de construcción.
Los aceros con comportamiento frágil tienen un intervalo considerable donde el
esfuerzo es proporcional a la deformación unitaria, pero no tienen esfuerzos de fluencia
claramente definidos. Sin embargo, para aplicar muchas de las fórmulas dadas en las especificaciones de diseño para el acero estructural, es necesario contar con valores definidos del
esfuerzo de fluencia, independientes de si los aceros son dúctiles o frágiles.
Si un miembro de acero se deforma más allá de su límite elástico y luego se descarga,
éste no retornará a una condición de deformación cero. Al descargarlo, su diagrama de esfuerzo-deformación unitaria seguirá una nueva trayectoria (mostrada por la línea punteada
en la Figura 1.7 paralela a la línea recta inicial). El resultado es una deformación permanente
o residual.
La línea que representa la relación de esfuerzo-deformación para aceros templados
y revenidos gradualmente se aparta de una línea recta, de modo que no existe un punto de
fluencia bien definido. Para estos aceros el esfuerzo de fluencia se define por lo general como
el esfuerzo en el punto de descarga que corresponda a alguna deformación unitaria residual
arbitrariamente definida (0.002 es el valor común). En otras palabras, incrementamos la deformación unitaria mediante una cantidad designada y dibujamos una línea desde ese punto,
Figura 1.7
Diagrama esfuerzodeformación
característico de un
acero frágil.
Esfuerzo
f⫽ P
A
Fu
Fractura
Fy ⫽ esfuerzo mínimo de fluencia
Fu ⫽ esfuerzo de tensión mínimo
último
Fy
Deformación residual si se
descarga cuando el esfuerzo
es mayor que el límite elástico
Deformación ⑀ ⫽ ⌬L
L
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.8 Aceros estructurales modernos 19
paralela a la porción de línea recta del diagrama de esfuerzo-deformación unitaria, hasta que
la nueva línea corte a la anterior. Esta intersección es el esfuerzo de fluencia en esa deformación unitaria particular. Si se usa 0.002, a la intersección se le llama usualmente el esfuerzo
de fluencia para 0.2 por ciento de deformación unitaria paralela.
1.8
ACEROS ESTRUCTURALES MODERNOS
Las propiedades del acero pueden cambiarse en gran medida variando las cantidades presentes de carbono y añadiendo otros elementos como silicio, níquel, manganeso y cobre. Un
acero que tenga cantidades considerables de estos últimos elementos se denominará acero
aleado. Aunque estos elementos tienen un gran efecto en las propiedades del acero, las cantidades de carbono y otros elementos de aleación son muy pequeños. Por ejemplo, el contenido de carbono en el acero es casi siempre menor que el 0.5% en peso y es muy frecuente
que sea de 0.2 a 0.3 por ciento.
Mitad de una armadura de techo con 170 pies de claro libre para el Centro de Atletismo
y Convenciones de la Universidad Lehigh en Bethlehem, Pa. (Cortesía de la Bethlehem
Steel Corporation.)
Alfaomega
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20
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
La composición química del acero es de suma importancia en sus efectos sobre sus
propiedades tales como la soldabilidad, la resistencia a la corrosión, la resistencia a la fractura frágil, etc. La ASTM especifica los porcentajes exactos máximos de carbono, manganeso,
silicio, etc., que se permiten en los aceros estructurales. Aunque las propiedades físicas y
mecánicas de los perfiles de acero las determina principalmente su composición química,
también influye en ellas, hasta cierto punto, el proceso de laminado, la historia de sus esfuerzos y el tratamiento térmico aplicado.
En las décadas pasadas, un acero estructural al carbono designado como A36 y con
un esfuerzo mínimo de fluencia Fy = 36 klb/plg2, era el acero estructural comúnmente usado.
Sin embargo, más recientemente, la mayoría del acero estructural usado en Estados Unidos
se fabrica fundiendo acero chatarra en hornos eléctricos. Con este proceso puede producirse
un acero de 50 klb/plg2, A992, y venderse a casi el mismo precio que el acero A36.
Los aceros de 50 klb/plg2 son los que predominan en uso actualmente. De hecho, algunas de las laminadoras de acero hacen un cargo extra por las secciones W si van a consistir de acero A36. Por otro lado, ocasionalmente ha sido difícil obtener los ángulos de
50 klb/plg2 sin pedidos especiales a las laminadoras de acero. Como resultado, todavía se
usan con frecuencia los ángulos A36. Además, las placas de 50 klb/plg2 pueden costar más
que el acero A36.
En décadas recientes los ingenieros y arquitectos continuamente requieren aceros
más fuertes, aceros con mayor resistencia a la corrosión, con mejores propiedades de soldabilidad y diversas características. Las investigaciones realizadas por la industria acerera durante este periodo han proporcionado varios grupos de nuevos aceros que satisfacen muchas
de las demandas. Actualmente existe una gran cantidad de aceros clasificados por la ASTM
e incluidos en la especificación AISC.
Domo de acero. (Cortesía
de Trade ARBED.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.8 Aceros estructurales modernos 21
Los aceros estructurales generalmente se agrupan en varias clasificaciones principales
de la ASTM: los aceros al carbono A36, A53, A500, A501 y A529; los aceros de baja aleación
y de alta resistencia A572, A618, A913 y A992, y los aceros de baja aleación y alta resistencia
y resistentes a la corrosión A242, A588 y A847. En la Parte 2 del Manual se presenta bastante
información para cada uno de estos aceros. Las siguientes secciones incluyen algunas observaciones generales acerca de estas clasificaciones del acero.
1.8.1
Aceros al carbono
Estos aceros tienen como principales elementos de resistencias al carbono y al manganeso
en cantidades cuidadosamente dosificadas. Los aceros al carbono tienen sus contenidos limitados a los siguientes porcentajes máximos: 1.7% de carbono, 1.65% de manganeso, 0.60%
de silicio y 0.60% de cobre. Estos aceros se dividen en cuatro categorías, dependiendo del
porcentaje de carbono:
1. Acero de bajo contenido de carbono: 6 0.15%.
2. Acero dulce: 0.15 a 0.29%. (Los aceros estructurales al carbono quedan dentro de esta
categoría.)
3. Acero medio al carbono: 0.30 a 0.59%.
4. Acero con alto contenido de carbono: 0.60 a 1.70%.
1.8.2
Aceros de alta resistencia y baja aleación
Existe un gran número de aceros de este tipo clasificados por la ASTM. Estos aceros obtienen sus altas resistencias y otras propiedades por la adición, aparte del carbono y manganeso, de uno a más agentes de aleación como el columbio, vanadio, cromo, silicio, cobre
y níquel. Se incluyen aceros con esfuerzos de fluencia comprendidos entre 40 klb/plg2 y
70 klb/plg2. Estos aceros generalmente tienen mucha mayor resistencia a la corrosión atmosférica que los aceros al carbono.
El término baja aleación se usa arbitrariamente para describir aceros en los que el
total de elementos de aleación no excede el 5% de la composición total del acero.
1.8.3
Aceros estructurales de alta resistencia, baja aleación
y resistentes a la corrosión atmosférica
Cuando los aceros se alean con pequeños porcentaje de cobre, se vuelven más resistentes a
la corrosión. Cuando se exponen a la atmósfera, las superficies de estos aceros se oxidan y
se les forma una película adhesiva muy comprimida (conocida también como “pátina bien
adherida” o “capa de óxido”), que impide una mayor oxidación y se elimina así la necesidad
de pintarlos. Después de que ocurre este fenómeno (en un periodo de 18 meses a 3 años, depende del tipo de exposición, por ejemplo rural, industrial, luz solar directa o indirecta, etc.),
el acero adquiere un color que va del rojo oscuro al café y al negro.
Supuestamente, el primer acero de este tipo lo desarrolló en 1933 la U. S. Steel Corporation para darle resistencia a los carros de ferrocarril, que transportaban carbón y en los
que la corrosión era muy intensa.
Estos aceros tienen gran aplicación, particularmente en estructuras con miembros expuestos y difíciles de pintar como puentes, torres de transmisión eléctrica, etc., sin embargo,
no son apropiados para usarse en lugares donde queden expuestos a brisas marinas, nieblas
o que estén continuamente sumergidos en agua (dulce o salada) o el suelo, o donde existan
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
22
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
humos industriales muy corrosivos. Tampoco son adecuados en áreas muy secas, como en
algunas partes del oeste de Estados Unidos. Para que a estos aceros se les forme la pátina,
deben estar sujetos a ciclos de humedad y resequedad, de otra manera seguirán teniendo la
apariencia de acero sin pintar.
La Tabla 1.1 que se presenta aquí, que corresponde a la Tabla 2-4 en el Manual del
Acero, enlista los 12 aceros de ASTM mencionados anteriormente en esta sección, junto
con sus resistencias a la fluencia mínimas especificadas (Fy) y sus resistencias a la tensión
mínimas especificadas (Fu). Además, las columnas a la derecha de la tabla suministran información con respecto a la disponibilidad de los perfiles en los diversos grados de aceros, así
como el grado recomendado para usarse para cada uno. En cada caso, se muestra el acero
recomendado con un cuadro negro.
Mediante los cuadros negros, observará en la tabla que se recomienda el acero A36
que se debe usar para las secciones M, S, HP, C, MC y L, mientras que el A992 es el material
recomendado para los perfiles más comunes, los W. Los cuadros grises en la tabla se refieren a
los perfiles disponibles en grados de acero que no sean los recomendados. Antes de seleccionar
perfiles de esos grados, el proyectista deberá verificar si están disponibles con los proveedores
de acero. Finalmente, los cuadros vacíos, o de color blanco, indican los grados de acero que no
están disponibles para ciertos perfiles. En la Tabla 2-5 del Manual del Acero se proporciona
información similar para placas y barras.
Como se mencionó anteriormente, los aceros pueden fortalecerse mediante la adición
de aleaciones especiales. Otro factor que afecta la resistencia del acero es el espesor. Entre
más se rola el acero para hacerlo más delgado, adquiere mayor resistencia. Los miembros
más gruesos tienden a ser más frágiles, y sus tasas de enfriamiento más lentas hacen que el
acero tenga una microestructura más áspera.
Haciendo referencia nuevamente a la Tabla 1.1, usted puede ver que varios de los aceros listados están disponibles con esfuerzos de fluencia y de tensión diferentes con el mismo
número ASTM. Por ejemplo, los perfiles A572 están disponibles con resistencias a la fluencia
de 42, 50, 55, 60 y 65 klb/plg2. En seguida, leyendo los pies de página de la Tabla 1.1, observamos que los aceros de grados 60 y 65 tienen asignada la letra “e” como pie de página. Este pie
de página indica que los únicos perfiles A572 disponibles con estas resistencias son los más
delgados que tienen un espesor de patín ⱕ 2 pulgadas. En la tabla se muestran situaciones
similares para algunos otros aceros, incluyendo el A992 y el A242.
1.9
USO DE LOS ACEROS DE ALTA RESISTENCIA
Existen otros grupos de aceros de alta resistencia como los de ultra-alta-resistencia que tienen fluencias de entre 160 klb/plg2 y 300 klb/plg2. Estos aceros no se han incluido en el Manual del Acero porque la ASTM no les ha asignado un número de clasificación.
Actualmente existen en el mercado más de 200 aceros con esfuerzos de fluencia mayores de 36 klb/plg2. La industria del acero está experimentando ahora con aceros cuyos esfuerzos de fluencia varían entre 200 klb/plg2 y 300 klb/plg2, y esto es sólo el principio. Mucha
gente de esta industria cree que en unos cuantos años se dispondrá de aceros con fluencias
de 500 klb/plg2. La fuerza teórica de unión entre los átomos de hierro se ha estimado en más
de 4 000 klb/plg2.7
7
L. S. Beedle et al., Structural Steel Design (Nueva York: Ronald Press, 1964), p. 44.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.9 Uso de los aceros de alta resistencia
Tipo
de acero
Especificaciones aplicables de la ASTM a diversos perfiles estructurales.
Esfuerzo Esfuerzoa
mínimo de de tensión
Fu
Designación fluencia Fy
de la ASTM (klb/plg2) (klb/plg2)
A36
A53 Gr. B
Gr. B
A500
Al carbono
Gr. C
Gr. A
Gr. B
c Gr. 50
A529
Gr. 55
Gr. 42
Gr. 50
A572 Gr. 55
Gr. 60e
Gr. 65e
Gr. I & II
A618f
Gr. III
50
60
A913
65
70
A992
A501
Baja
aleación
alta
resistencia
Baja
aleación
alta
resistencia
resistente a la
corrosión
A242
A588
A847
36
35
42
46
46
50
36
50
50
55
42
50
55
60
65
50g
50
50h
60
65
70
50
42j
46k
50l
50
50
Serie de perfiles aplicables
HSS
W
M
S
HP
C
MC
L
Rect.
Redondo
TABLA 1.1
23
Tubo
b
58−80
60
58
58
62
62
58
70
65−100
70−100
60
65d
55
60
65
70g
50
60h
75
80
90
65i
63j
67k
70l
70
70
= Especificación recomendada para el material
= Otra especificación de material aplicable, cuya disponibilidad deberá confirmarse antes de la especificación
= La especificación de material no aplica
a
b
c
d
e
f
g
h
i
j
k
l
Mínimo a menos que se muestre un rango.
Para perfiles arriba de 426 lb/pie, sólo aplica el mínimo de 58 klb/plg2.
Para perfiles con un espesor de patín menor que o igual a 11⁄2 plg solamente. Para mejorar la soldabilidad, puede especificarse un
máximo de carbono (de acuerdo con el Requisito suplementario S78 de la ASTM). Si se desea, puede especificarse el esfuerzo máximo
de tensión de 90 klb/plg2 (de acuerdo con el Requisito suplementario S79 de la ASTM).
Si se desea, puede especificarse el esfuerzo máximo de tensión de 70 klb/plg2 (de acuerdo con el Requisito suplementario S91 de la
ASTM).
Para perfiles con un espesor de patín menor que o igual a 2 plg solamente.
A618 de la ASTM también puede especificarse como resistente a la corrosión; véase A618 de la ASTM.
El mínimo aplica a muros de un espesor nominal de 3⁄4 plg y menor. Para espesores de muro mayores que 3⁄4 plg, Fy = 46 klb/plg2 y
Fu = 67 klb/plg2.
Si se desea, puede especificarse un esfuerzo máximo de fluencia de 65 klb/plg2 y una relación de resistencia máxima a la fluencia entre
la de tensión de 0.85 (de acuerdo con el Requisito suplementario S75 de la ASTM).
Se incluyen como obligatorias en A992 de la ASTM una relación de resistencia máxima a la fluencia entre la de tensión de 0.85 y una
fórmula equivalente para el carbono.
Para perfiles con un espesor de patín mayor que 2 plg solamente.
Para perfiles con un espesor de patín mayor que 11⁄2 plg y menor que o igual a 2 plg solamente.
Para perfiles con un espesor de patín menor que o igual a 11⁄2 plg solamente.
Fuente: Manual de la AISC, Tabla 2-4, p. 2-48, 14ava. Ed., 2011. Derechos reservados © American Institute of Steel
Construction. Reproducido con autorización. Todos los derechos reservados.
24
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Aunque los precios de los aceros aumentan con el incremento de los esfuerzos de fluencia, el porcentaje de incremento en los precios no es mayor que el porcentaje de incremento de
los esfuerzos de fluencia. En consecuencia, el uso de aceros más resistentes resultará económico en miembros a tensión, vigas y columnas. Tal vez la mayor economía se obtendrá con los
miembros a tensión (sobre todo en aquellos sin agujeros para tornillos y remaches). Pueden
producir ahorros considerables en vigas si las deflexiones no son de importancia o si éstas
pueden controlarse (con los métodos descritos en capítulos posteriores). Además, pueden
lograrse ahorros sustanciales con los aceros de alta resistencia en columnas robustas de longitudes corta y mediana. Otra fuente de ahorro lo proporciona la construcción híbrida. En
este tipo de construcción se usan dos o más aceros de diferentes resistencias, empleando los
aceros más débiles en donde los esfuerzos son menores, y los aceros más resistentes en donde
los esfuerzos son mayores.
Entre los factores adicionales que pueden conducir al uso de los aceros de alta resistencia se cuentan los siguientes:
1. Alta resistencia a la corrosión.
2. Posibles ahorros en los costos de transporte, montaje y cimentaciones debido al menor
peso.
3. Uso de vigas de menor peralte, que permite reducir el espesor de los pisos.
4. Posibles ahorros en la protección contra el fuego porque pueden usarse elementos
más pequeños.
La primera consideración que toman en cuenta muchos ingenieros al escoger un tipo
de acero, es el costo directo de los miembros. Dicha comparación puede hacerse fácilmente,
pero la consideración económica respecto a qué acero se debe usar, no puede hacerse, a
menos que se tomen en cuenta otros factores como pesos, dimensiones, deflexiones, mantenimiento y fabricación. Hacer una comparación general exacta de los aceros probablemente
resulte imposible, por lo que debe limitarse a considerar el caso particular en estudio.
1.10
MEDICIÓN DE LA TENACIDAD
La tenacidad a la fractura del acero se usa como una medida general de su resistencia al
impacto o de su capacidad para absorber incrementos repentinos en los esfuerzos de muesca. Entre más dúctil es el acero, mayor es su tenacidad. Por otra parte, entre más baja es la
temperatura, mayor es su fragilidad.
Se dispone de varios procedimientos para estimar la tenacidad de muesca, pero la
prueba Charpy de muesca V es la más ampliamente usada. Si bien esta prueba (descrita en
la especificación A6 del ASTM) es algo inexacta, ayuda a identificar los aceros frágiles. Con
esta prueba se mide la energía requerida para fracturar una pequeña barra de sección transversal rectangular con una muesca específica (véase la Figura 1.8).
La barra se fractura con un péndulo liberado desde cierta altura. La cantidad de energía requerida para fracturar la barra se determina a partir de la altura a la que el péndulo se
eleva después del golpe. La prueba puede repetirse para diferentes temperaturas y graficarse
como se muestra en la Figura 1.9. Tal gráfica muestra claramente la relación entre temperatura,
ductilidad y fragilidad. La temperatura en el punto de mayor pendiente es la temperatura de
transición.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.10 Medición de la tenacidad
25
Golpe de impacto
Muesca
10 mm
2 mm
Figura 1.8
10 mm
45
Probeta para la prueba Charpy
de muesca en V.
20 mm
Frágil
(ductilidad despreciable)
20 mm
Transición de
frágil a dúctil
Dúctil
Energía absorbida, pie-lb
50
40
Temperatura de transición
(en la pendiente máxima)
30
20
10
Figura 1.9
Resultados de la prueba de
Charpy de muesca en V.
⫺10
0
10
20
Temperatura, F
30
40
Aunque la prueba Charpy es bien conocida, en realidad proporciona una medición
muy mala. En los artículos de Barsom y Rolfe 8,9 se consideran otros métodos para medir la
tenacidad del acero.
Varios aceros estructurales tiene especificaciones diferentes para los niveles de energía absorbida requerida (por ejemplo, 20 pie-lb a 20°F), dependiendo de la temperatura, esfuerzo y condiciones de carga bajo los cuales se usarán. El tema de la fragilidad se continuará
viendo en la siguiente sección.
8
J. M. Barsom, “Material Considerations in Structural Steel Design”, Engineering Journal, AISC, 24, 3
(3er. trimestre 1987), pp. 127-139.
9
S. T. Rolfe, “Fracture and Fatigue Control in Steel Structures”, Engineering Journal, AISC, 14, 1 (1er.
trimestre 1977), pp. 2-15.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
26
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Los núcleos de áreas se
muestran rayados
Figura 1.10
Núcleos de las áreas donde una falla frágil puede
presentar problemas en miembros gruesos
pesados.
1.11
Placa
Perfil W
SECCIONES JUMBO
Ciertos perfiles W pesados con espesores de patín mayores de 2 pulgadas suelen denominarse secciones jumbo. Se les identifica con notas de pie de página para el perfil W, Tabla 1.1 del
Manual del Acero.
Las secciones jumbo se desarrollaron originalmente para usarse como miembros a
compresión, y como tales tienen un comportamiento satisfactorio. Sin embargo, los ingenieros los han usado con frecuencia como miembros a tensión o flexión. En tales casos, sus
patines y almas han presentado serios problemas de agrietamiento cuando se ha utilizado
soldadura o corte térmico. Estos agrietamientos tienen como resultado menores capacidades
de carga y problemas relacionados con la fatiga.10
Las piezas gruesas de acero tienden a ser más frágiles que las delgadas. Algunas de
las razones de esto son que los núcleos de perfiles gruesos (mostrados en la Figura 1.10)
están sometidos a un menor laminado, poseen mayor contenido de carbono (necesario para
producir los esfuerzos de fluencia requeridos) y tienen mayores esfuerzos de tensión por el
enfriamiento (esfuerzos residuales). Estos temas se analizarán en capítulos posteriores.
Las secciones jumbo empalmadas con soldadura pueden usarse satisfactoriamente
en casos de tensión axial o de flexión si los procedimientos dados en la Especificación A3.1c
de la Especificación AISC se siguen cuidadosamente. Algunos de los requisitos son los
siguientes:
1. El acero usado debe tener ciertos niveles de absorción de energía, determinados por
la prueba Charpy de la muesca en V (20 pies-lb a una temperatura máxima de 70 °F).
Es absolutamente necesario que las pruebas se hagan sobre especímenes tomados de
áreas del núcleo (mostrado en la Figura 1.10), donde la fractura frágil se ha evidenciado como problemática.
2. La temperatura debe controlarse durante el soldado y el trabajo debe seguir una cierta secuencia.
3. Se requieren detalles especiales para los empalmes.
1.12
DESGARRAMIENTO LAMINAR
Los especímenes de acero usados para pruebas y desarrollo de curvas esfuerzo-deformación
unitaria usualmente tienen sus ejes longitudinales en la dirección en la que el acero fue laminado. Si los especímenes se toman con sus ejes longitudinales transversalmente a la dirección
del laminado “a través del espesor” del acero, el resultado será una menor ductilidad y tena-
10
R. Bjorhovde, “Solutions for the Use of Jumbo Shapes”, Proceedings 1988 National Steel Construction
Conference, AISC, Chicago, junio 8-11, pp. 2-1 a 2-20.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.13 Suministro de estructuras de acero 27
cidad. Afortunadamente, esto es de poca importancia para casi todos los casos. Sin embargo,
puede ser de gran importancia cuando se usan placas gruesas y perfiles estructurales pesados
en juntas soldadas fuertemente restringidas. (Puede ser también problemático en miembros
delgados, pero es mucho más importante en los elementos gruesos.)
Si una junta está fuertemente restringida, la contracción de las soldaduras en la dirección del espesor no puede redistribuirse adecuadamente y el resultado puede ser un desgarramiento del acero llamado desgarramiento laminar. (Laminar significa que consiste en
capas delgadas.) La situación se agrava por la aplicación de una tensión externa. El desgarramiento laminar puede presentarse como un agrietamiento por fatiga después de la aplicación de un número de ciclos de carga.
El problema del desgarramiento laminar se puede eliminar o minimizar considerablemente con detalles y procedimientos de soldadura apropiados. Por ejemplo, las soldaduras
deben detallarse de manera que la contracción ocurra tanto como sea posible en la dirección
en que el acero fue rolado. Algunas compañías fabricantes de acero producen aceros con
propiedades mejoradas en la dirección del espesor, lo que proporciona una resistencia mayor al desgarramiento laminar. Aun si en tales aceros se usan juntas fuertemente restringidas,
serán necesarios los detalles especiales mencionados anteriormente.11
Las Figuras 8-16 y 8-17 en el Manual del Acero muestran los arreglos preferidos de
juntas soldadas que reducen la posibilidad del desgarramiento laminar. Se proporciona información adicional sobre el tema en la especificación ASTM A770.
1.13
SUMINISTRO DE ESTRUCTURAS DE ACERO
El suministro de estructuras de acero consiste en el laminado de los perfiles, la fabricación
de los elementos para un trabajo específico (incluido el corte a las dimensiones requeridas y
el punzonado de los agujeros necesarios para las conexiones de campo) y su montaje. Muy
rara vez una compañía ejecuta estas tres funciones y la compañía promedio realiza sólo una
o dos de ellas. Por ejemplo, muchas compañías fabrican estructuras de acero y las montan,
en tanto que otras sólo las montan o sólo las fabrican. Existen aproximadamente entre 400
y 500 compañías en Estados Unidos que fabrican estructuras de acero. La mayoría se dedica
tanto a la fabricación como al montaje.
Los fabricantes de acero normalmente tienen pocos perfiles en bodega debido a los altos
intereses y costos de almacenaje. Cuando deben fabricar una estructura, ordenan los perfiles
cortados a determinadas longitudes directamente a las laminadoras o a sus proveedores.
Los distribuidores, que son un factor cada vez más importante en el suministro del acero estructural, compran y almacenan grandes cantidades de perfiles que adquieren a los mejores
precios posibles en cualquier parte del mundo.
El diseño de las estructuras generalmente lo hace un ingeniero en colaboración con
una empresa de arquitectos. El proyectista hace los dibujos del diseño que muestran las cotas
de los miembros estructurales, las dimensiones generales y las conexiones fuera de lo común.
La compañía encargada de fabricar la estructura elabora los planos detallados y los somete
a la aprobación del ingeniero. Esos planos contienen toda la información necesaria para
fabricar la estructura correctamente. En ellos se muestran las dimensiones de cada miembro,
la posición de los orificios, la posición y el tamaño de las conexiones, etc. En la Figura 1.11
se muestra una parte de un dibujo para un detalle típico de una viga de acero atornillada.
11
“Commentary on Highly Restrained Welded Connections”, Engineering Journal, AISC, vol. 10, no. 3
(3er . trimestre, 1973), pp. 61-73.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
28
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
1
2
1
2
1
3
3
3
3
14
1
5
12
Corte
1
1
24
24
7
1
15'–9 8
7
52
15'–9 8
1
32'–1 4
Viga B4 F6
1
W16 ⫻ 40 ⫻ 32'⫺0 4
Figura 1.11
Parte de un dibujo de detalles.
Podría haber algunos detalles incluidos en este dibujo que no entienda, ya que ha leído sólo
unas cuantas páginas de este libro. Sin embargo, tales detalles se aclararán conforme avance
en el estudio de los capítulos siguientes.
En dibujos reales los detalles se mostrarán probablemente para varios miembros.
Aquí, el autor ha mostrado sólo un miembro para indicar la información necesaria para fabricar correctamente el miembro en el taller. Los círculos y rectángulos sombreados indican
que los tornillos deben instalarse en el campo, mientras que los no sombreados muestran las
conexiones que deben hacerse en el taller.
El montaje de los edificios de acero es más que en cualquier otro aspecto del trabajo
de construcción, un asunto de ensamblaje. Cada elemento se marca en el taller con letras y
números para distinguirlo de los demás. El montaje se ejecuta de acuerdo con una serie de
planos de montaje. Estos planos no son dibujos detallados, son simples diagramas lineales
que muestran la posición de cada elemento en la estructura. Los planos muestran a cada pieza individual o subensamblaje de piezas junto con las marcas de asignación de transporte o
de montaje, de modo que los trabajadores del acero puedan identificar y ubicar rápidamente
a los miembros en su posición correcta en la estructura. (Frecuentemente, a las personas que
realizan el montaje del acero se les llama herreros de obra, que es un nombre que se conserva
desde los días anteriores al acero estructural.) Generalmente se pintan indicaciones respecto
a la dirección en las caras de las columnas (norte, sur, este y oeste).
Algunas veces los planos de montaje dan las dimensiones de los miembros, pero esto
no es necesario. Esto puede o no mostrarse, dependiendo del fabricante en particular.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.13 Suministro de estructuras de acero 29
El Vestíbulo del Arco
Redondo en el centro de
exhibición en Leipzig,
Alemania. (© Klaws
Hackenberg/Zefa/Corbis.
Usado con autorización.)
Las vigas, trabes y columnas se indicarán en los planos por las letras B, G o C seguidas
por el número de miembro particular como B5, G12, etc. A menudo, habrá varios miembros
con esas mismas designaciones cuando los miembros se repiten en el edificio.
Los marcos de acero de múltiples pisos suelen tener varios niveles con sistemas de
estructuración idénticos o casi idénticos. De esta manera, puede usarse un plano de montaje
para varios pisos. Para tales situaciones, las designaciones de los miembros de las columnas,
vigas y trabes tendrán los números de nivel incorporados en ellos. Por ejemplo, la columna
C15 (3-5) es la columna 15, tercero a quinto pisos, mientras que B4F6 o sólo B4 (6), representan la viga B4 para el sexto piso. En la Figura 1.12 se muestra una porción de un dibujo
de montaje de un edificio.
Enseguida describimos brevemente el montaje de los miembros de acero estructural
de un edificio. Inicialmente, un grupo de herreros de obra, algunas veces llamado la “pandilla de
levantamiento”, monta los miembros de acero, instalando solamente un número suficiente
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
30
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
B9
B10
B5
G6
24'– 0
G4
24'– 0
G2
20'–0
96'– 0
B1
G5
G3
G1
28'–0
48'–0
B6
Planta del sexto piso
Elevación de piso terminado ⫽ 74'-3"
Parte superior del acero, 6” debajo
del piso terminado.
B2
Figura 1.12
Parte de un dibujo de montaje que muestra dónde debe localizarse cada miembro.
de pernos para mantener a los miembros en su lugar. Además, colocan tirantes donde sea
necesario para la estabilidad y el aplomo del marco de acero.
Otro grupo de herreros de obra, a quienes algunas veces se les llama la “pandilla del
detalle”, instala los pernos restantes, realiza cualquier soldadura de campo que sea necesaria,
y termina el aplomo de la estructura. Después de haber terminado los dos últimos pasos, otra
brigada instala la cubierta de metal para el piso y para las losas del techo. Éstas a su vez son
seguidas por la brigada que coloca el refuerzo de concreto y el concreto necesarios para estas
losas.12
1.14
EL TRABAJO DEL DISEÑADOR ESTRUCTURAL
El diseñador estructural distribuye y dimensiona las estructuras y las partes de éstas para
que soporten satisfactoriamente las cargas a las que quedarán sometidas. Sus funciones son:
el trazo general de la estructura, el estudio de las formas estructurales posibles que puedan
usarse, la consideración de las condiciones de carga, el análisis de esfuerzos, deflexiones, etc.,
el diseño de los elementos y la preparación de los planos de diseño. Con más exactitud, la
palabra diseño se refiere al dimensionamiento de las partes de una estructura después de que
12
A. R. Tamboli, editor, Steel Design Handbook LRFD Method (Nueva York: McGraw-Hill, 1997),
pp. 12-37.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.16 Diseño económico de miembros de acero 31
se han calculado las fuerzas, éste será el proceso que se enfatizará a lo largo del texto, usando
como material de construcción el acero estructural.
1.15
RESPONSABILIDADES DEL INGENIERIO ESTRUCTURISTA
El ingeniero estructurista debe aprender a distribuir y a proporcionar las partes de las estructuras de manera que puedan montarse prácticamente, que tengan resistencia suficiente
y que sean razonablemente económicas. Estos conceptos se analizan brevemente a continuación.
1.15.1 Seguridad
Una estructura no sólo debe soportar con seguridad las cargas impuestas, sino soportarlas
en forma tal que las deflexiones y vibraciones resultantes no sean excesivas ni alarmen a los
ocupantes o causen grietas de aspecto desagradable en ella.
1.15.2 Costo
El proyectista siempre debe tener en mente la posibilidad de abatir los costos de la construcción sin sacrificar la resistencia. A lo largo de este texto se analizan algunos aspectos de
construcción que incluyen el uso de elementos de tamaño estándar, conexiones y detalles
simples, y miembros y materiales que no requieran un mantenimiento excesivo a través de
los años.
1.15.3 Factibilidad
Otro objetivo es el diseño de estructuras que puedan fabricarse y montarse sin mayores problemas. Los proyectistas necesitan conocer lo relativo a los métodos de fabricación y deben
adaptar sus diseños a las instalaciones disponibles.
También deben aprender todo lo relativo al detallado, la fabricación y el montaje
de campo de las estructuras. Entre más sepan sobre los problemas, tolerancias y holguras de
taller y campo, mayor será la posibilidad de que sus diseños resulten razonables, prácticos
y económicos. Este conocimiento debe incluir información relativa al transporte de los elementos estructurales a la obra (por ejemplo, el tamaño máximo de las partes que pueden
transportarse por camión o ferrocarril en forma práctica), así como la disponibilidad de
mano de obra y el equipo disponible para el montaje. Quizá el proyectista debe hacerse la
pregunta: “¿Podría yo montar esta estructura si me enviaran a montarla?”
Por último, debe dimensionar las partes de la estructura de manera que éstas no interfieran con las partes mecánicas (tuberías, ductos, etc.), o arquitectónicas.
1.16
DISEÑO ECONÓMICO DE MIEMBROS DE ACERO
El diseño de un miembro de acero implica mucho más que el cálculo de las propiedades
requeridas para resistir las cargas y la selección del perfil más ligero que tenga tales propiedades. Aunque a primera vista parece que este procedimiento ofrece los diseños más económicos, deben considerarse muchos otros factores.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
32
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
Montaje de la estructura de acero
del edificio Transamerica Pyramid
en San Francisco, CA. (Cortesía
de Kaiser Steel Corporation.)
Actualmente, se considera que los costos de mano de obra implicados en la fabricación
y montaje del acero estructural son cercanos al 60% de los costos totales de las estructuras de
acero. Por otro lado, los costos de materiales representan sólo aproximadamente el 25% de los
costos totales. Así, podemos ver que cualquier esfuerzo que hagamos para mejorar la economía de nuestro trabajo en el acero estructural debe concentrarse principalmente en el área de
la mano de obra.
Cuando los diseñadores consideran los costos, tienen la tendencia a pensar solamente
en las cantidades de los materiales. Como resultado, algunas veces diseñan cuidadosamente
una estructura con los miembros más ligeros posibles y terminan con algunas situaciones
de mano de obra muy cara con solamente ahorros menores en los materiales. Entre los
múltiples factores que deben considerarse para suministrar estructuras de acero que sean
económicas están los siguientes:
1. Una de las mejores maneras de obtener la economía es contar con una comunicación
abierta entre los proyectistas, fabricantes, montadores y otros que intervienen en un
proyecto específico. Si esto se hace durante el proceso de diseño, pueden emplearse
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.16 Diseño económico de miembros de acero 33
2.
3.
4.
5.
6.
7.
8.
13
14
las habilidades y la experiencia de cada una de las brigadas en un momento cuando
todavía es posible implementar buenas ideas económicas.
El diseñador necesita seleccionar las dimensiones en que se fabrican los perfiles laminados. Vigas, placas y barras de acero de tamaños poco comunes serán difíciles de conseguir en periodos de mucha actividad constructiva y resultan costosos en cualquier
época. Un poco de estudio le permitirá al diseñador aprender a evitar tales perfiles.
Los fabricantes de acero reciben constantemente información de los fabricantes del
acero y de los distribuidores acerca de las dimensiones de perfiles disponibles. (La
mayoría de los perfiles estructurales se pueden conseguir en longitudes de 60 a 75
pies, dependiendo del fabricante, aunque bajo ciertas condiciones pueden conseguirse
hasta de 120 pies.)
En ciertos casos, puede ser un error suponer que el perfil más ligero es el más barato.
Una estructura diseñada según el criterio de la “sección más ligera” consistirá en un
gran número de perfiles de formas y tamaños diferentes. Tratar de conectar y adaptar
todos estos perfiles será bastante complicado y el costo del acero empleado probablemente será muy alto. Un procedimiento más razonable sería unificar el mayor número
posible de perfiles en cuanto al tamaño y forma, aunque algunos sean de mayor tamaño.
Las vigas escogidas para los pisos de edificios son las de mayor peralte, ya que estas
secciones, para un mismo peso, tienen los mayores momentos de inercia y de resistencia. Conforme aumenta la altura de los edificios, resulta económico modificar este
criterio. Como un ejemplo, considere el montaje de un edificio de 20 pisos, en el cual
cada piso tiene una altura libre mínima. Se supone que los peraltes de las vigas del piso
pueden reducirse 6 plg sin que se incremente demasiado el peso de las vigas. Las vigas
costarán más, pero la altura del edificio se reducirá 20 × 6 plg = 120 plg, o 10 pies, con
el consiguiente ahorro en muros, pozos de elevadores, alturas de columnas, plomería,
cableado y cimentaciones.13
Los costos de montaje y fabricación de vigas de acero estructural son aproximadamente los mismos para miembros ligeros o pesados. Las vigas deben entonces espaciarse
tanto como sea posible para reducir el número de miembros que tengan que fabricarse
y montarse.
Los miembros de acero estructural deben pintarse sólo si lo requiere la especificación
aplicable. El acero no debe pintarse si va a estar en contacto con concreto. Además, los
diversos materiales resistentes al fuego usados para proteger a los miembros de acero
se adhieren mejor si las superficies no están pintadas.14
Es muy conveniente utilizar la misma sección el mayor número de veces posible. Tal
manera de proceder reducirá los costosos de detallado, fabricación y montaje.
Para secciones grandes, particularmente las compuestas, el diseñador necesita tener
información relativa a los problemas de transporte. Esta información incluye las longitudes y alturas máximas que pueden enviarse por camión o ferrocarril (véase la Sección 1.18), los claros libres bajo puentes y líneas de transmisión que se encuentren
en el camino de la obra, así como las cargas permisibles sobre los puentes que deban
H. Allison, “Low-and Medium-Rise Steel Buildings” (Chicago: AISC, 1991), pp. 1-5.
Ibid., pp. 1-5.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
34
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
cruzarse. Es posible fabricar una armadura de acero para techo en una sola pieza, pero
tal vez no sea posible transportarla a la obra y montarla en una sola pieza.
9. Deben escogerse secciones que sean razonablemente fáciles de montar y que no tengan condiciones que las hagan difíciles de mantener. Por ejemplo, los elementos estructurales de un puente deben tener sus superficies expuestas, dispuestas de manera
que puedan pintarse periódicamente (a menos que se utilice un acero especial resistente a la corrosión).
10. Los edificios tienen con frecuencia una gran cantidad de tuberías, ductos, conductos y
otros elementos. Deberá hacerse todo lo posible para seleccionar miembros de acero
que sean compatibles con los requisitos impuestos por tales instalaciones.
11. Los miembros de una estructura de acero con frecuencia están expuestos al público,
sobre todo en el caso de los puentes de acero y auditorios. La apariencia puede ser
el factor principal al tener que escoger el tipo de estructura, como en el caso de los
puentes, que deben estar a tono con la región y que realmente deben contribuir a su
apariencia. Los miembros expuestos pueden ser muy estéticos cuando se disponen de
manera sencilla y tal vez cuando se escogen elementos con líneas curvas; sin embargo,
ciertos arreglos pueden ser sumamente desagradables a la vista. Es un hecho que algunas estructuras de acero, bellas en apariencia, tienen un costo muy razonable.
Surge con frecuencia la pregunta, ¿cómo lograr un diseño económico en acero estructural? La respuesta es simple: depende de lo que el fabricante de acero no tenga que hacer. (En
otras palabras, un diseño económico se alcanza cuando la fabricación se minimiza.)
El número de abril de 2000 de Modern Steel Construction (Construcción moderna
con acero) tiene varios artículos que presentan un excelente material sobre el tema de la
economía en la construcción con acero.15 El estudiante puede aprender bastante y muy rápidamente información valiosa con respecto al tema de la economía en acero al leer estos
artículos. El autor piensa que son de lectura obligada para cualquiera que se dedique al
diseño con acero.16-19
1.17
FALLAS EN ESTRUCTURAS
La gente supersticiosa prefiere no hablar de neumáticos desinflados ni escribir su testamento
por temor de tentar al destino. Esa misma gente probablemente no se preocuparía por analizar el tema de las fallas en la ingeniería. A pesar de la prevalencia de esta superstición, el
autor considera que el conocimiento de las causas de los fracasos más frecuentes del pasado,
es de gran valor para los ingenieros con experiencia o sin ella, por igual. Tal vez un estudio de
las fallas ocurridas en el pasado sea más importante que un estudio de los éxitos. Benjamín
15
Modern Steel Construction, abril 2000, vol. 40, núm. 4 (Chicago: American Institute of Steel Construction), pp. 6, 25-48, 60.
16
C. J. Carter, T. M. Murray y W. A. Thornton, “Economy in Steel”, en Modern Steel Construction, abril
2000, vol. 40, núm. 4 (Chicago: American Institute of Steel Construction).
17
D. T. Ricker, “Value Engineering for Steel Construction”, en Modern Steel Construction, abril 2000, vol.
40, núm. 4 (Chicago: American Institute of Steel Construction).
18
J. E. Quinn, “Reducing Fabrication Costs”, en Modern Steel Construction, abril 2000, vol. 40, núm. 4
(Chicago: American Institute of Steel Construction).
19
Steel Joist Institute, “Reducing Joist Cost”, en Modern Steel Construction, abril 2000, vol. 40, núm. 4
(Chicago: American Institute of Steel Construction).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.17 Fallas en estructuras
35
Montaje de la estructura de acero del edificio Transamerica Pyramid en San Francisco, CA.
(Cortesía de Kaiser Steel Corporation.)
Franklin hizo la observación de que “un hombre sabio aprende más de los fracasos que de
los triunfos”.
El proyectista con poca experiencia necesita saber especialmente a qué debe dársele
la mayor atención y dónde se requiere la asesoría exterior. La vasta mayoría de los ingenieros, con o sin experiencia, seleccionan miembros de suficiente tamaño y resistencia. El
colapso de las estructuras se debe generalmente a una falta de atención a los detalles de
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
36
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
las conexiones, deflexiones, problemas de montaje y asentamientos en la cimentación. Las
estructuras de acero rara vez fallan debido a defectos del material, más bien lo hacen por su
uso inadecuado.
Una falla frecuente de los diseñadores se debe a que después de diseñar cuidadosamente los miembros de una estructura, se seleccionan en forma arbitraria conexiones que
pueden no ser de suficiente tamaño. Los ingenieros delegan a veces el trabajo de seleccionar
las conexiones a los dibujantes, quienes quizás no tengan un conocimiento suficiente de las
dificultades que surgen en el diseño de las conexiones. Tal vez el error que se comete con más
frecuencia en el diseño de las conexiones es despreciar algunas de las fuerzas que actúan en
éstas, por ejemplo, los momentos torsionantes. En una armadura para la que se han diseñado
los miembros sólo por las fuerzas axiales, las conexiones pueden estar excéntricamente cargadas, generándose así momentos que causan incrementos en los esfuerzos. Estos esfuerzos
secundarios son en ocasiones tan grandes que deben considerarse en el diseño.
Otra causa de fallas ocurre cuando las vigas soportadas sobre muros tienen un apoyo o
anclaje insuficiente. Imagine una viga de este tipo que soporta un techo plano en una noche
lluviosa y que los drenes del techo no funcionan adecuadamente. Conforme el agua empieza
a encharcarse sobre el techo, éste tiende a flexionar la viga en el centro, ocasionando que se
formen bolsas que captarán más agua, lo que aumentará la flecha de la viga. Al deflexionarse
la viga, ésta empuja contra los muros, causando posiblemente el colapso de éstos o el deslizamiento de los extremos de la viga hacia fuera de los muros. Imagine una viga de acero de 60
pies de claro soportada sobre un muro con sólo una pulgada o dos de apoyo que se contrae
cuando la temperatura desciende 50 o 60 grados en la noche. No es difícil entonces prever
un colapso debido a una combinación de contracción en la viga, deflexión hacia fuera de los
muros y una deflexión vertical de éstos causada por cargas de lluvia. No es difícil encontrar
en la literatura técnica casos reales de esta naturaleza.
Los asentamientos en las cimentaciones causan un gran número de fallas estructurales,
probablemente más que cualquier otro factor. La mayoría de los asentamientos en cimentaciones no conducen a desplomes de la estructura, pero con frecuencia ocasionan grietas
de aspecto desagradable y depreciación del sistema estructural. Si todas las partes de la cimentación de una estructura se asientan uniformemente, los esfuerzos en ésta, teóricamente
no cambiarán. El diseñador, que generalmente no puede prevenir los asentamientos, debe
procurar que el diseño de la cimentación sea tal que los asentamientos que se presenten sean
uniformes. Los asentamientos uniformes pueden ser una meta imposible de alcanzar, por
lo que entonces deben tomarse en cuenta los esfuerzos producidos por variaciones en los
asentamientos. De acuerdo con el análisis estructural, los asentamientos no uniformes en
estructuras estáticamente indeterminadas pueden causar variaciones extremas en los esfuerzos. Cuando las condiciones para cimentar son deficientes, es conveniente utilizar estructuras
estáticamente determinadas, en las que los esfuerzos no son apreciablemente modificados
por los asentamientos de los soportes. (El estudiante aprenderá en estudios subsecuentes
que la resistencia última de las estructuras de acero generalmente se afecta sólo ligeramente
por los asentamientos no uniformes de los soportes.)
Algunas fallas estructurales ocurren porque no se da una atención adecuada a las deflexiones, fatiga de miembros, arriostramiento contra ladeos, vibraciones y la posibilidad de
pandeo de miembros en compresión o de los patines de compresión de vigas. La estructura
típica, cuando está terminada, está suficientemente arriostrada con los pisos, muros, conexiones y arriostramiento especial, pero hay ocasiones durante la construcción en que muchos
de estos elementos no están presentes. Como se indicó anteriormente, las peores condiciones
pueden ocurrir durante el montaje y puede entonces requerirse un arriostramiento especial
temporal.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
1.20
1.18
Las computadoras y el diseño del acero estructural 37
MANEJO Y EMBARQUE DEL ACERO ESTRUCTURAL
Las siguientes reglas generales se aplican a las dimensiones y pesos de piezas de acero estructural que se pueden fabricar en un taller, embarcarse a la obra y montarse:
1. Los pesos y longitudes máximos que pueden manejarse en el taller y en un sitio de
construcción son aproximadamente 90 toneladas y 120 pies, respectivamente.
2. Piezas de 8 pies de altura, 8 pies de ancho y 60 pies de largo pueden embarcarse en camiones sin dificultad (siempre que los pesos en los ejes o pesos brutos no excedan los
valores permisibles indicados por las autoridades a lo largo de las rutas designadas).
3. Hay pocos problemas en el envío por ferrocarril si las piezas no tienen más de 10 pies
de alto, 8 pies de ancho, 60 pies de largo y si no pesan más de 20 toneladas.
4. Las rutas deben estudiarse cuidadosamente, así como consultar a los transportistas
con respecto a los pesos y tamaños que excedan los valores indicados en los puntos 2
y 3 anteriores.
1.19
EXACTITUD DE LOS CÁLCULOS
Un punto muy importante, que muchos estudiantes con sus excelentes calculadoras de bolsillo y computadoras personales tienen dificultad en entender, es que el diseño estructural no
es una ciencia exacta y que no tiene sentido tener resultados con ocho cifras significativas.
Algunas de las razones se debe a que los métodos de análisis se basan en hipótesis parcialmente ciertas, a que las resistencias de los materiales varían apreciablemente y a que las
cargas máximas sólo pueden determinarse en forma aproximada. Con respecto a esta última
afirmación, ¿cuántos usuarios de este libro podrían estimar con una aproximación del 10%
la carga máxima en libras por pie cuadrado que se presentará finalmente en el piso del edificio que ahora ocupan? Los cálculos con más de dos o tres cifras significativas, obviamente
son de poco valor y pueden darle al estudiante una falsa impresión de exactitud y precisión.
Desde un punto de vista práctico, al parecer lo mejor es calcular con todos los dígitos en la
calculadora en los pasos intermedios y luego redondear las respuestas finales.
1.20
LAS COMPUTADORAS Y EL DISEÑO DEL ACERO ESTRUCTURAL
La disponibilidad de las computadoras personales ha cambiado drásticamente la manera en
que se analizan y diseñan las estructuras de acero. En prácticamente toda escuela y oficina
de ingeniería, se usan computadoras para resolver los problemas en análisis estructural. Muchos de los programas de análisis estructural que están disponibles comercialmente también
pueden realizar diseño estructural.
Están implicados muchos cálculos en el diseño del acero estructural y muchos de esos
cálculos consumen mucho tiempo. Con el uso de una computadora, el ingeniero estructural
puede reducir considerablemente el tiempo requerido para realizar esos cálculos, y posiblemente incrementar su exactitud. A su vez, esto le dará más tiempo al ingeniero para considerar las implicaciones del diseño y el comportamiento resultante de la estructura, y más
tiempo para ensayar cambios que puedan mejorar la economía o el comportamiento.
Aunque las computadoras ciertamente incrementan la productividad en el diseño, éstas tienden sin duda al mismo tiempo a reducir la “intuición” del ingeniero hacia las estructuras. Esto puede ser un problema especial para los ingenieros jóvenes con poca experiencia en
el diseño. A menos que los ingenieros tengan esta intuición con respecto al comportamiento
de un sistema, el uso de las computadoras puede desembocar ocasionalmente en grandes y
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
38
Capítulo 1
Introducción al diseño estructural en acero
costosos errores. Estas situaciones pueden presentarse si las anomalías y las inconsistencias
no son inmediatamente evidentes para el ingeniero que no tiene experiencia. Teóricamente,
el diseño por computadoras de sistemas alternativos para unos cuantos proyectos deberá
mejorar apreciablemente el criterio del ingeniero en poco tiempo. Sin las computadoras, el
desarrollo de este mismo criterio requeriría posiblemente que el ingeniero se abra paso a
través de numerosos proyectos.
1.21
PROBLEMAS PARA RESOLVER
1-1. Haga una lista de las tres regiones de un diagrama de esfuerzo-deformación para
acero estructural dulce o de bajo contenido de carbono.
1-2. Haga una lista de la organización de especificación de los siguientes tipos de acero:
a. Acero conformado en frío
b. Acero rolado en caliente
1-3. Defina lo siguiente:
a. Límite de proporcionalidad
b. Límite elástico
c. Esfuerzo de fluencia
1-4. Haga una lista del tipo preferido de acero (especificación de la ASTM) para los
siguientes perfiles:
a. Placas
b. Perfiles W
c. Perfiles C
1-5. Haga una lista de los dos métodos que se usan para producir perfiles de acero.
1-6. Haga una lista de cuatro ventajas del acero como material estructural.
1-7. ¿Qué tipo de acero (grado ASTM) ha hecho que el costo del acero de 50 klb/plg2 sea
igual que el del acero de 36 klb/plg2 debido al uso de acero de chatarra o reciclado en
el proceso de fabricación?
1-8. ¿Cuáles son las diferencias entre el hierro forjado, el acero y el hierro colado?
1-9. ¿Cuál es el rango del porcentaje de carbono para el acero al carbono dulce?
1.10. Haga una lista de cuatro desventajas del acero como material estructural.
1.11. Haga una lista de cuatro tipos de falla de las estructuras de acero estructural.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
2
Especificaciones, cargas
y métodos de diseño
2.1
ESPECIFICACIONES Y CÓDIGOS DE CONSTRUCCIÓN
El diseño de la mayoría de las estructuras está regido por especificaciones de diseño y normas.
Aun si éstas no rigen el diseño, el proyectista quizá las tomará como una guía. No importa
cuántas estructuras haya diseñado, es imposible que haya encontrado toda situación posible,
por lo mismo, al recurrir a las especificaciones, el proyectista recomendará el mejor material
disponible. Las especificaciones de ingeniería que son desarrolladas por diversas organizaciones contienen las opiniones más valiosas de esas instituciones sobre la buena práctica de
la ingeniería.
Las autoridades municipales y estatales, preocupadas por la seguridad pública, han establecido códigos de control de la construcción de las estructuras bajo su jurisdicción. Estos
códigos, que en realidad son reglamentos, especifican las cargas de diseño, esfuerzos de diseño, tipos de construcción, calidad de los materiales y otros factores. Estos reglamentos varían
considerablemente de ciudad a ciudad, hecho que origina cierta confusión entre arquitectos
e ingenieros.
Algunas organizaciones publican prácticas que se recomiendan para uso regional o
nacional; sus especificaciones no son legalmente obligatorias, a menos que estén contenidas
en el código de edificación local o formen parte de un contrato en particular; entre esas
organizaciones están el AISC y la ASSHTO (American Association of State Highway and
Transportation Officials). Casi todos los códigos de construcción, municipales y estatales, han
adoptado las Especificaciones AISC, y casi todos los departamentos estatales de carreteras y
de transporte han adoptado las Especificaciones AASHTO.
Los lectores deben notar que los códigos escritos lógica y claramente son muy útiles
para los ingenieros de diseño. Es un hecho que hay menos fallas estructurales en zonas que
tienen buenos códigos y que se acatan estrictamente.
Mucha gente considera que las especificaciones impiden al ingeniero pensar por sí mismo y tal vez haya alguna razón para tal censura. Se dice que a los antiguos ingenieros que construyeron las grandes pirámides, el Partenón y los grandes puentes romanos, los controlaban
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
39
40
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
El puente sobre el río South Fork Feather en el norte de California, en proceso de montaje en
donde se usa un cable carril de 1 626 pies de longitud sustentado por mástiles de 210 pies de
altura anclado en cada lado del cañón. (Cortesía de Bethlehem Steel Corporation.)
muy pocas especificaciones, lo que indudablemente es verdad. Por otra parte, podría decirse
que sólo algunos de estos grandes proyectos perduraron durante muchos siglos, y que se
hicieron aparentemente sin tomar en cuenta el costo de materiales, mano de obra y vidas
humanas. Probablemente se construyeron por intuición siguiendo reglas empíricas que los
constructores desarrollaron mediante la observación del tamaño o la resistencia mínimos de
los miembros, que fallarían solamente bajo ciertas condiciones. Seguramente que sus numerosas fallas no han sido registradas en la historia y sólo sus éxitos han perdurado.
Actualmente, sin embargo, hay centenares de proyectos realizándose al mismo tiempo
en Estados Unidos, que rivalizan en importancia y magnitud con las famosas estructuras de
la antigüedad. Obviamente, si a todos los ingenieros se les permitiera diseñar construcciones
como las mencionadas, sin restricciones, seguramente habría muchas fallas desastrosas. Por
tanto, algo que debe recordarse como importante acerca de las especificaciones es que las mismas
no se han elaborado con el propósito de restringir al ingeniero, sino con el de proteger al público.
No importa cuántas especificaciones se escriban, resulta imposible que cubran toda
situación posible. En consecuencia, no importa qué código o especificación se use o no, la
responsabilidad última del diseño de una construcción segura es del ingeniero estructurista.
Obviamente, el objetivo de estas especificaciones es que la carga que se use para el diseño
sea la que cause los esfuerzos más grandes.
Otro código muy importante, el International Building Code1 (IBC), se desarrolló
por la necesidad de un código de construcciones moderno que enfatice el comportamiento.
1
International Code Council, Inc., International Building Code (Washington, DC, 2009).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.3
Cargas muertas 41
Su objetivo es enfatizar un conjunto modelo de normas que salvaguarden al público de todas
las comunidades.
2.2
CARGAS
Quizá la tarea más importante y difícil que debe enfrentar un diseñador de estructuras, es
la estimación precisa de las cargas que recibirá una estructura durante su vida útil. No debe
omitirse la consideración de cualquier carga que pueda llegar a presentarse. Después de haber
estimado las cargas, es necesario investigar las combinaciones más desfavorables que pueden
ocurrir en un momento dado. Por ejemplo, ¿qué situación es más desfavorable en el diseño de
un puente, que se encuentre cubierto totalmente de hielo y nieve y sujeto a las cargas móviles
de camiones pesados y rápidos y a vientos laterales con velocidades de 145 km/h, o bien, una
combinación menos severa de estas cargas?
La Sección B2 de la Especificación AISC establece que las cargas nominales que van
a usarse para el diseño estructural deberán ser las estipuladas por el reglamento aplicable
bajo el cual se esté diseñando la estructura o como lo determinen las condiciones involucradas. Si no hay reglamento, las cargas de diseño serán las provistas en una publicación de la
American Society of Civil Engineers intitulada Minimum Design Loads for Buildings and
Other Structures.2 Comúnmente se conoce a esta publicación como ASCE 7. Originalmente
la publicó la American National Standards Institute (ANSI) y se le conoce como la Norma
ANSI 58.1. La ASCE se hizo cargo de su publicación en 1988.
En general, las cargas de clasifican de acuerdo con su naturaleza y duración de la aplicación. Como tales, se les denomina cargas muertas, cargas vivas y cargas ambientales. En las
secciones que siguen se expone un poco de cada tipo de carga.
2.3
CARGAS MUERTAS
Las cargas muertas son cargas de magnitud constante que permanecen fijas en un mismo lugar. Éstas son el peso propio de la estructura y otras cargas permanentemente unidas a ella.
Para un edificio con estructura de acero, son cargas muertas la estructura en sí, los muros, los
pisos, el techo, la plomería y los accesorios.
Para diseñar una estructura es necesario estimar los pesos o cargas muertas de las
diversas partes que van a usarse en el análisis. Las dimensiones y pesos exactos de las partes
no se conocen hasta que se hace el análisis estructural y se seleccionan los miembros de la
estructura. Los pesos, determinados de acuerdo con el diseño real, deben compararse con
los pesos estimados. Si se tienen grandes discrepancias, será necesario repetir el análisis y
diseñar con una estimación más precisa de las cargas.
Una estimación razonable de los pesos de las estructuras puede hacerse con base en
otras similares o en fórmulas y tablas diversas disponibles en varias publicaciones. Los pesos de muchos materiales se dan en la Parte 17 del Manual del Acero. En las Tablas C3-1 y
C3-2 de ASCE 7-10 se proporciona información aún más detallada sobre las cargas muertas.
Un ingeniero con experiencia en el diseño puede estimar aproximadamente los pesos de la
mayoría de los materiales e invertirá poco tiempo repitiendo diseños debido a estimaciones
incorrectas.
2
American Society of Civil Engineers, Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures.
ASCE 7-10. Antes ANSI A58.1 (Reston, Va.: ASCE, 2010).
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42
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
TABLA 2.1
Cargas muertas típicas para algunos materiales comunes para
edificios.
Concreto reforzado
Acero estructural
Concreto simple
Muros divisorios simples de acero
Emplaste sobre concreto
Cielo raso colgante
Fieltro de 5 capas y grava
Piso de madera dura (7/8 plg)
Pisos de madera dobles de 2 ⫻ 12 ⫻ 16 plg
Montantes de madera con 1/2 plg de yeso en cada lado
Media citara de ladrillo de arcilla (4 plg)
150 lb/pie3
490 lb/pie3
145 lb/pie3
4 lb/pie2
5 lb/pie2
2 lb/pie2
6 lb/pie2
4 lb/pie2
7 lb/pie2
8 lb/pie2
39 lb/pie2
En la Tabla 2.1 se presentan los pesos aproximados de algunos materiales comunes de
construcción para techos, muros, pisos, etcétera.
2.4
CARGAS VIVAS
Las cargas vivas son aquellas que pueden cambiar de lugar y magnitud. Son causadas cuando una
estructura se ocupa, se usa y se mantiene. Las cargas que se mueven bajo su propio impulso como
camiones, gente y grúas, se denominan cargas móviles. Aquellas cargas que pueden moverse son
cargas movibles, tales como los muebles y los materiales en un almacén. En ASCE 7-10 se presenta una gran cantidad de información sobre la magnitud de estas diversas cargas, junto con los
valores mínimos especificados.
1. Cargas de piso. Las cargas vivas mínimas por gravedad que deben usarse en el diseño
de pisos de edificios se especifican claramente en los códigos de construcción. Desafortunadamente, sin embargo, los valores dados en esos códigos varían de ciudad a ciudad
y el proyectista debe estar seguro de que sus diseños cumplen con los requisitos de la
localidad. En la Tabla 2.2 se listan algunos valores comunes para cargas de piso. Estos
valores se tomaron de ASCE 7-10. A falta de un código local, éste es un excelente
sustituto.
Muy pocos reglamentos de construcción especifican cargas concentradas que deban
considerarse en el diseño. La Sección 4.4 de ASCE 7-10 y la Sección 1607.4 de IBC-2009
son dos ejemplos de este tipo. Las cargas especificadas se consideran como alternativas a las
cargas uniformes anteriormente consideradas aquí.
En la Tabla 2.3 se listan algunas cargas concentradas típicas tomadas de la Tabla 4-1
de ASCE 7-10 y de la Tabla 1607.1 de IBC-2009. Estas cargas deben colocarse sobre los
pisos o los techos en las posiciones donde causen las condiciones más severas. A menos que
se especifique otra cosa, cada una de estas cargas concentradas se extiende sobre un área de
2.5 ⫻ 2.5 pies cuadrados (6.25 pie2).
2. Cargas de tránsito en puentes. Los puentes están sujetos a una serie de cargas concentradas de magnitud variable causadas por grupos de camiones o ruedas de trenes.
3. Cargas de impacto. Las cargas de impacto son causadas por la vibración de las cargas
móviles o movibles. Es obvio que un bulto arrojado al piso de un almacén o un camión
que rebota sobre el pavimento irregular de un puente, causan mayores fuerzas que las
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Alfaomega
2.4
TABLA 2.2
Cargas vivas uniformes mínimas comunes
para el diseño de edificios.
Carga viva (lb/pie2)
Tipos de edificios
Edificios de apartamentos
Habitaciones
Salones públicos
Comedores y restaurantes
Garajes (automóviles únicamente)
Gimnasios, pisos principales y balcones
Edificios de oficinas
Vestíbulos
Oficinas
Escuelas
Salones de clase
Corredores en primer nivel
Corredores en pisos superiores
Bodegas
Material ligero
Material pesado
Almacenes (menudeo)
Primer nivel
Otros pisos
TABLA 2.3
Cargas vivas 43
40
100
100
40
100
100
50
40
100
80
125
250
100
75
Cargas vivas concentradas comunes en los edificios.
Hospitales - quirófanos, salas privadas, y pabellones
Edificio de manufacturas (ligero)
Edificio de manufacturas (pesado)
Pisos de oficina
Almacenes al menudeo (primer piso)
Almacenes al menudeo (piso superiores)
Salones de clase
Corredores de escuela
1 000 lb
2 000 lb
3 000 lb
2 000 lb
1 000 lb
1 000 lb
1 000 lb
1 000 lb
que se presentarían si las cargas se aplicaran suave y gradualmente. Las grúas que levantan cargas y los elevadores que arrancan y se detienen son otros ejemplos de cargas
de impacto. Las cargas de impacto son iguales a la diferencia entre la magnitud de las
cargas realmente generadas y la magnitud de las cargas consideradas como muertas.
La Sección 4.6 de ASCE 7-10 requiere que las estructuras que van a soportar cargas
vivas con tendencia a causar impacto, se diseñen con sus cargas nominales incrementadas
por los porcentajes dados en la Tabla 2.4.
4. Cargas longitudinales. Las cargas longitudinales son otro tipo de carga que necesita
considerarse en el diseño de ciertas estructuras. Al detenerse un tren sobre un puente
o un camión en un puente carretero, se generan fuerzas longitudinales que deben considerarse. No es difícil imaginar la tremenda fuerza longitudinal desarrollada cuando
el chofer de un camión con remolque de 40 toneladas viajando a 97 km/h tiene que
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44
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
TABLA 2.4
Factores de impacto para carga viva.
Maquinaria para elevador*
Maquinaria impulsada por motores
Maquinaria reciprocante
100%
100%
50%
*Véase la Sección C4.6, Comentario del ASCE 7-10.
frenar repentinamente al cruzar un puente. Al chocar un barco contra un muelle durante la atracada y durante la operación de grúas viajeras apoyadas en marcos estructurales, se generan otras fuerzas longitudinales.
5. Otras cargas vivas. Existen otros tipos de cargas vivas que el ingeniero estructurista
debe considerar y son las siguientes: Las presiones del suelo (como las ejercidas por la
presión lateral de la tierra en muros o las subpresiones (presiones hacia arriba) sobre
las cimentaciones); las presiones hidrostáticas (como la presión hidráulica contra las
presas, las fuerzas de inercia de grandes cantidades de agua durante un sismo, así como
las presiones de levantamiento sobre tanques y estructuras de sótano); las cargas de
explosiones (causadas por explosiones, roturas de la barrera del sonido, armamentos);
las fuerzas térmicas (debidas a cambios en la temperatura que ocasionan deformaciones estructurales que a su vez, generan fuerzas estructurales); y las fuerzas centrífugas
(como las causadas en puentes curvos por camiones o trenes o efectos similares en la
montaña rusa, etcétera).
Retícula de grúa para techo o de pórtico, Savannah, GA. (Cortesía de CMC South Carolina
Steel.)
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Alfaomega
2.5
Cargas ambientales 45
Cortina y embalse de la presa Hungry Horse en las Montañas Rocallosas, en el
noroeste de Montana. (Cortesía de Montana Travel Promotion Division.)
2.5
CARGAS AMBIENTALES
Las cargas ambientales son causadas por el medio ambiente en el cual se localiza una estructura particular. Para los edificios, las cargas ambientales son causadas por la lluvia, la
nieve, el viento, los cambios de temperatura y los sismos. Estrictamente hablando, las cargas
ambientales son cargas vivas, pero son el resultado del medio ambiente en el cual se ubica
la estructura. Aun cuando ciertamente varían con el tiempo, no todas son causadas por la
gravedad o por las condiciones de operación, como es común con otras cargas vivas. Se presentan algunos comentarios en los siguientes párrafos en relación con los diferentes tipos de
cargas ambientales:
1. Nieve. En los estados más fríos (de Estados Unidos), las cargas de nieve con frecuencia
son bastante importantes. Una pulgada de nieve equivale aproximadamente a 0.5 lb/
pie2, pero puede ser mayor en elevaciones menores, en donde la nieve es más densa.
Para los diseños de techos, comúnmente se usan cargas de nieve de 10 a 40 lb/plg2; la
magnitud depende principalmente de la pendiente del techo y en menor grado de la
índole de la superficie de éste. Los valores mayores se usan para techos horizontales
y los menores para techos inclinados. La nieve tiende a resbalar de los techos con
pendiente, sobre todo de aquellos con superficies de metal o de pizarra. Una carga de
aproximadamente 10 lb/plg2 podría usarse para pendientes de 45°, y una de 40 lb/plg2
para techos horizontales. Los estudios de registros de precipitación de nieve en áreas
con inviernos severos pueden indicar la ocurrencia de cargas de nieve mucho mayores
de 40 lb/plg2, con valores tan altos como 200 lb/plg2 en algunos estados del oeste.
La nieve es una carga variable que puede cubrir todo un techo o sólo parte de éste. Las
cargas de nieve que se aplican a una estructura dependen de muchos factores, incluyendo la
ubicación geográfica, la inclinación del techo, el resguardo y la forma del techo. El Capítulo 7
de ASCE 7-10 suministra mucha información con respecto a las cargas de nieve, incluyendo
gráficos y fórmulas para estimar su magnitud. El viento puede acumularla cerca de los muros
o en las lima hoyas o entre parapetos, puede deslizarla a otros techos situados más abajo y
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46
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
también puede barrerla de un lado de un techo inclinado o solidificarla y dejarla en su posición original aun durante fuertes vendavales.
Los puentes generalmente no se diseñan considerando las cargas de nieve, ya que el
peso de ésta resulta insignificante comparada con las cargas de trenes y camiones. En todo
caso no es factible que se presenten simultáneamente una carga total de nieve y una de tránsito máximo. Los puentes y las torres quedan a veces cubiertos con capas de hielo de 1 a 2 plg
de espesor. El peso del hielo asciende entonces a aproximadamente 10 lb/plg2. Otro factor
que se debe considerar es el área superficial incrementada de los miembros recubiertos de
hielo, por lo que toca a las cargas de viento.
2. Lluvia. Aunque las cargas de nieve son un problema más serio que las cargas de lluvia
en los techos comunes, la situación puede invertirse en los techos horizontales, especialmente aquellos localizados en lugares con clima cálido. Si el agua en un techo sin
pendiente se acumula más rápidamente que lo que tarda en escurrir, el resultado se denomina encharcamiento, ya que la carga aumentada ocasiona que el techo se deflexione
en forma de plato, que entonces puede contener más agua, lo que a su vez causa mayores
deflexiones, y así sucesivamente. Este proceso continúa hasta que se alcanza el equilibrio
o el colapso de la estructura. El encharcamiento es un problema muy serio, como lo
atestigua el gran número de fallas que ocurren en techos horizontales cada año en Estados Unidos durante la temporada de lluvias. Se ha afirmado que casi el 50 por ciento de
las demandas que enfrentan los proyectistas de edificios tienen que ver con los sistemas
de techo.3 El encharcamiento es una de las causas más comunes de estos litigios.
El encharcamiento ocurre hasta cierto grado en casi todo techo horizontal, aunque se
disponga de drenes para el desagüe. Aunque se haga un buen uso de los drenes del techo,
éstos pueden resultar insuficientes durante tormentas intensas o estar tapados parcial o totalmente. El mejor método para prevenir el encharcamiento es darle al techo una pendiente
apreciable (1/4 plg/pie o mayor) junto con un buen sistema de drenes. Además del encharcamiento común, puede presentarse otro problema en los techos con áreas muy grandes
(tal vez con un acre [4 000 m2 aproximadamente] o más de área superficial). Durante lluvias
muy intensas en ocasiones también sobrevienen vientos muy fuertes. Si hay mucha agua en
el techo, un viento fuerte podría desplazar una gran cantidad de agua hacia un extremo. El
resultado puede ser un tirante hidráulico peligroso con respecto a la carga en lb/plg2 en ese
extremo. Para estas situaciones, algunas veces se usan imbornales. Éstos son grandes agujeros o tubos en las paredes o parapetos que permiten que salga el agua cuando ésta alcanza
cierto nivel para drenarla rápidamente fuera del techo.
El Capítulo 8 de ASCE 7-10 proporciona información para estimar la magnitud de las
cargas de lluvia que pueden acumularse sobre los techos sin inclinación.
3. Cargas de viento. En la bibliografía de la ingeniería de los últimos 150 años se reportan
muchas fallas estructurales causadas por el viento. Quizá los casos más deplorables
han tenido lugar en las estructuras de puentes como el Tay en Escocia que falló en
1879 (que causó la muerte de 75 personas) y el puente del estrecho de Tacoma, Washington, que también falló en 1940. Pero también han tenido lugar fallas desastrosas
debido al viento en edificios, como el colapso del edificio de la Union Carbide en Toronto en 1958. Es importante observar que un gran porcentaje de fallas por viento en
edificios han ocurrido durante el montaje.4
3
Gary Van Ryzin, 1980, “Roof Design: Avoid Ponding by Sloping to Drain”, Civil Engineering (Nueva
York, ASCE, enero), pp. 77-81.
4
“Wind Forces on Structures, Task Committee on Wind Forces. Committee on Loads and Stresses, Structural Division, ASCE, Final Report”, Transactions ASCE 126, Parte II (1961): 1124-1125.
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2.5
Cargas ambientales 47
En años recientes se ha llevado a cabo una gran cantidad de investigaciones sobre el
tema de las cargas de viento. Sin embargo, todavía se requiere efectuar mucho trabajo, ya
que la estimación de estas fuerzas de ninguna manera puede clasificarse como una ciencia
exacta. Las magnitudes de las cargas de viento varían con la ubicación geográfica, las alturas
sobre el nivel del terreno, los tipos de terreno que rodean a los edificios, la proximidad y la
naturaleza de otras estructuras cercanas, y otros factores.
Por lo general se supone que las presiones del viento se aplican uniformemente a
las superficies de barlovento de los edificios y que pueden proceder de cualquier dirección.
Estas hipótesis no son muy precisas, ya que las presiones no son uniformes sobre grandes
áreas, por ejemplo, cerca de las esquinas de los edificios probablemente son mayores que
en cualquier otra zona debido a la aceleración del viento alrededor de las esquinas, etc. Sin
embargo, desde un punto de vista práctico, no es posible considerar en el diseño todas las
posibles variaciones, aunque actualmente las especificaciones tienden a ser cada vez más
precisas en sus requisitos.
Cuando el proyectista trabaja con grandes edificios de baja altura y hace estimaciones
erróneas sobre la presión del viento, los resultados probablemente no serán muy serios, pero
éste no es el caso cuando trabaje con edificios altos y esbeltos (o con puentes largos y flexibles).
Durante muchos años el proyectista promedio ignoró las fuerzas del viento en edificios cuyas
alturas no eran por lo menos el doble de sus dimensiones laterales mínimas. En estos casos se
consideraba que los pisos y muros proporcionaban suficiente rigidez lateral para eliminar la
necesidad de sistemas específicos de arriostramiento. Sin embargo, un mejor punto de vista que
los proyectistas pueden suponer es considerar todas las posibles condiciones de carga que una
estructura tenga que resistir. Si una o más de esas condiciones (la de viento, por ejemplo) parecen tener poca importancia, entonces pueden ignorarse. Si un edificio va a tener muros y pisos
construidos con materiales ligeros y va a estar sujeto a cargas de viento extraordinariamente
altas (como en las zonas costeras o montañosas), tendría que diseñarse tomando en cuenta las
cargas de viento, aunque la relación entre su altura y su dimensión lateral mínima sea menor
de dos.
En general, los reglamentos de construcción no proporcionan las fuerzas estimadas
durante los tornados. El proyectista promedio considera que las fuerzas creadas directamente
en las sendas de los tornados son tan violentas que no es económicamente factible diseñar
edificios que las resistan. Sin embargo, esta manera de pensar está cambiando, ya que se ha
encontrado que la resistencia de las estructuras al viento (aun de los edificios pequeños, incluidas las casas) puede incrementarse considerablemente a costos razonables, usando mejores métodos de conexión entre techos, paredes y cimentaciones, así como entre marcos de
ventanas, paredes y quizás otras partes de la estructura.5,6
Las fuerzas del viento actúan como presiones sobre las superficies verticales a barlovento, como presiones o succiones sobre superficies inclinadas a barlovento (dependiendo de
la pendiente) y como succiones sobre superficies planas y superficies verticales o inclinadas a
sotavento (debido a la creación de presiones negativas o vacíos). El estudiante habrá notado
este efecto de succión en las tejas u otras cubiertas levantadas en las superficies del techo a
sotavento de los edificios durante las tormentas eólicas. La succión o levantamiento se puede
evidenciar fácilmente sosteniendo una hoja de papel en dos de sus extremos y soplando por
encima de ella. Para algunas estructuras comunes, las cargas de levantamiento pueden ser tan
grandes como 20 a 30 lb/plg2 o aún mayores.
5
P. R. Sparks, “Wind Induced Instability in Low-Rise Buildings”, Proceedings of the 5th U.S. National
Conference on Wind Engineering, Lubbock, TX, noviembre 6-18, 1985.
6
P. R. Sparks, “The Risk of Progressive Collapse of Single-Story Buildings in Severe Storms”, Proceedings of the ASCE Structures Congress, Orlando, FL, agosto 17-20, 1987.
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48
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
Puente de acceso en Renton, WA. (Cortesía de la Bethlehem Steel Corporation.)
Durante el paso de un tornado o de un huracán, ocurre una fuerte reducción de la
presión atmosférica. Esta disminución de la presión no se manifiesta dentro de edificios herméticamente cerrados, y las presiones internas, al ser mayores que las externas, originan
fuerzas hacia el exterior sobre los techos y las paredes. Casi todo el mundo ha oído relatos de
las paredes de un edificio que “explotan” durante una tormenta.
Como usted puede ver, el cálculo exacto de las presiones eólicas más severas que es
necesario considerar en el diseño de edificios y puentes es un problema bastante complicado.
A pesar de este hecho, actualmente se dispone de suficiente información para permitir la
estimación satisfactoria de estas presiones de una manera razonablemente eficiente.
En los Capítulos 26-31 de ASCE 7-10 se presenta un procedimiento para estimar las
presiones eólicas aplicadas a los edificios. Intervienen varios factores cuando se intenta considerar los efectos de la velocidad del viento, la forma y orientación del edificio en cuestión, las características del terreno alrededor de la estructura, la importancia del edificio en
cuanto a la vida y el bienestar humanos, etc. Aun cuando el procedimiento parezca bastante
complejo, se simplifica en gran medida con las tablas presentadas en la especificación anteriormente mencionada.
4. Cargas sísmicas. Muchas áreas del mundo están situadas en “territorio sísmico”, y en
esas áreas es necesario considerar fuerzas sísmicas en el diseño de todo tipo de estructuras. Durante siglos, se han tenido fallas catastróficas en edificios, puentes y otras
estructuras debido a los sismos. Se ha estimado que por lo menos 50 000 personas
perdieron la vida en el terremoto de 1988 en Armenia.7 Los sismos de 1989 en Loma
Prieta y de 1994 en Northridge, California, ocasionaron miles de millones de dólares
en daños a propiedades, así como una considerable pérdida de vidas.
7
V. Fairweather, “The Next Earthquake”, Civil Engineering (Nueva York: ASCE, marzo 1990), pp. 54-57.
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Cargas ambientales 49
FIGURA 2.1.
Bajo
Moderado
Bastante alto
Alto
Riesgo de sismos importantes hacia 2050
2.5
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
50
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
La Figura 2.1 muestra las regiones de Estados Unidos que son más susceptibles a los
eventos sísmicos. Estas regiones se establecieron sobre la base de datos de sismos pasados.8
Las estructuras de acero pueden diseñarse y construirse económicamente para resistir
las fuerzas causadas durante la mayoría de los sismos. Por otra parte, el costo de proporcionar resistencia sísmica a estructuras existentes (llamado remodelación) puede ser extremadamente alto. Sismos recientes han demostrado claramente que el edificio o puente promedio
que no se ha diseñado para fuerzas sísmicas, puede ser destruido por un sismo que no sea
particularmente severo.
Durante un sismo hay una aceleración de la superficie del terreno. Esta aceleración
puede descomponerse en elementos verticales y horizontales. Por lo general, se supone que
los primeros son despreciables, en tanto que los segundos pueden ser graves. El análisis
estructural de los efectos esperados de un sismo debe incluir un estudio de la respuesta
de la estructura al movimiento del suelo causado por el sismo. Si embargo, es común en el
diseño aproximar los efectos del movimiento del suelo a un conjunto de cargas estáticas
horizontales actuando en cada nivel de la estructura. Varias fórmulas se usan para cambiar
las aceleraciones sísmicas en fuerzas estáticas que dependen de la distribución de la masa
de la estructura, del tipo de estructuración, de su rigidez, de su posición, etc. Generalmente,
esta aproximación es adecuada para edificios de poca altura con forma regular, pero no es
apropiada para edificios de muchos pisos con forma irregular. Para estas estructuras, generalmente es necesario un análisis dinámico del conjunto.
Algunos ingenieros piensan que las cargas sísmicas usadas en el diseño son simplemente un incremento porcentual de las cargas de viento. Sin embargo, esta hipótesis es incorrecta, ya que las cargas sísmicas difieren en su acción y no son proporcionales al área
expuesta del edificio, sino a la distribución de la masa del edificio arriba del nivel particular
que se considere.
Las fuerzas debidas a la aceleración horizontal se incrementan con la distancia del
piso por arriba del terreno, debido al “efecto de latigazo” del sismo. Obviamente, las torres,
los tinacos y los departamentos en la parte superior de los edificios se encuentran en una
situación precaria cuando ocurre un sismo.
Otro factor por considerar en el diseño sísmico es la condición del suelo. Casi todo el
daño estructural y pérdida de vidas en el sismo de Loma Prieta ocurrió en áreas que tenían
suelos de arcilla blanda. Aparentemente, estos suelos amplificaron los movimientos de la
roca subyacente.9
De particular importancia son los comentarios proporcionados en las especificaciones
sísmicas relativas a la deriva. (La deriva se define como el movimiento o desplazamiento de
un piso de un edificio con respecto al piso superior o inferior). En realidad, la especificación
AISC no proporciona límites específicos para la deriva. Simplemente establece que deberán
usarse límites para la deriva de piso que estén de acuerdo con el reglamento apropiado y no
deberán ser tan grandes que pongan en peligro la estabilidad de la estructura.
Si las estructuras se diseñan de manera que la deriva calculada para un sismo de intensidad específica esté limitada a ciertos valoras máximos, será necesario proporcionar
resistencia y rigidez adicional a esas estructuras. El resultado serán estructuras cuyo desempeño será considerablemente mejor durante los sismos. El Manual AISC no proporciona
especificaciones detalladas para el diseño de estructuras sujetas a cargas sísmicas, pero esta
8
American Society of Civil Engineers Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures, ASCE
7-88 (Nueva York: ASCE), pp. 33, 34.
9
Fairweather, op. cit.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.6
Diseño con factores de carga y resistencia (LRFD) y (ASD) 51
información se presenta en el volumen acompañante AISC Seismic Design Manual,10 así
como en ASCE 7-10.
En un libro de texto que se titula Structural Analysis Using Classical and Matrix Methods se presentan ejemplos de cálculos de cargas de nieve, lluvia, viento y sísmicas, tal como
las requiere la Especificación ASCE 7.11
2.6
DISEÑO CON FACTORES DE CARGA Y RESISTENCIA (LRFD)
Y DISEÑO POR ESFUERZOS PERMISIBLES (ASD)
La Especificación AISC proporciona dos métodos aceptables para diseñar miembros de
acero estructural y sus conectores. Éstos son el Diseño con factores de carga y resistencia
(LRFD: Load and Resistance Factor Design) y el Diseño por esfuerzos permisibles (ASD:
Allowable Strength Design). Como vamos a aprender en este libro de texto, ambos procedimientos se basan en los principios del diseño de estados límite, el cual proporciona las
fronteras de la utilidad estructural.
El término estado límite se usa para describir una condición en la que una estructura o
parte de ella deja de cumplir su función prescrita. Existen dos tipos de estados límite: los de
resistencia y los de servicio.
Los estados límite de resistencia definen la capacidad de sustentar una carga, incluyendo la fluencia excesiva, la fractura, el pandeo, la fatiga y el movimiento bruto de cuerpo
rígido. Los estados límite de servicio definen el comportamiento, incluyendo la deflexión, el
agrietamiento, los deslizamientos, la vibración y el deterioro. Todos los estados límite deben
evitarse.
Los ingenieros estructuristas han reconocido desde hace mucho tiempo la incertidumbre inherente tanto de la magnitud de las cargas que actúan sobre una estructura como de
la capacidad de la misma para sustentar esas cargas. Generalmente, los efectos de las cargas
múltiples son aditivos, pero en algunos casos (por ejemplo, una viga columna) una carga
puede amplificar el efecto de otra.
En el mejor de los casos, el efecto combinado de las cargas múltiples, en relación con
un estado límite específico o modo de falla, se puede describir con una función de densidad
de probabilidad matemática. Además, el estado límite estructural puede describirse con otra
función de densidad de probabilidad matemática. Para este caso ideal, las dos funciones de
densidad de probabilidad arrojan una relación matemática, ya sea para la diferencia entre las
dos medias o su cociente, y la posibilidad de que la carga sobrepase a la resistencia.
El margen establecido entre la resistencia y la carga en los casos reales tiene como
objetivo reducir la probabilidad de falla, dependiendo de las consecuencias de la falla o de
la falta de servicio. La pregunta que tenemos es cómo lograr este objetivo cuando generalmente se dispone de información insuficiente para una descripción completamente matemática, ya sea de la carga o de la resistencia. El LRFD es un enfoque; el ASD es otro. Ambos
métodos tienen como objetivo obtener un margen numérico entre la resistencia y la carga
que conduzca a una probabilidad aceptablemente pequeña de una respuesta estructural inaceptable.
Hay dos diferencias notorias entre el método LRFD y el ASD. La primera tiene que
ver con el método que se usa para calcular las cargas de diseño. Esta diferencia se explica en
las Secciones 2.9, 2.10 y 2.11. La segunda diferencia tiene que ver con el uso de los factores
de resistencia (f en el método LRFD) y los factores de seguridad (Æ en el método ASD).
10
11
American Institute of Steel Construction, 2006 (Chicago: AISC).
J. C. McCormac, 2007 (Hoboken, NJ: John Wiley & Sons, Inc.), pp. 24-40.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
52
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
Esta diferencia se explica en las Secciones 2.12 y 2.13. Estas cinco secciones deberán fijar
claramente en la mente del lector una comprensión de las diferencias entre los métodos
LRFD y ASD. También es importante percatarse de que tanto el método LRFD como el
ASD emplean los mismos métodos de análisis estructural. Obviamente, el comportamiento
de una estructura dada es independiente del método de diseño.
Con ambos procedimientos LRFD y ASD, los valores esperados de las cargas individuales (carga muerta, carga viva, viento, nieve, etc.), se estiman exactamente de la misma
manera que lo que requiere la especificación aplicable. A estas cargas se les denomina cargas
de servicio o de trabajo a lo largo del texto. Las diversas combinaciones de estas cargas, que
posiblemente ocurran al mismo tiempo, se agrupan y los mayores valores obtenidos de esta
manera se usan para el análisis y diseño de las estructuras. El mayor grupo de cargas (en el
método ASD) o la mayor combinación lineal de cargas en un grupo (en el método LRFD)
se usan entonces para el análisis y el diseño.
2.7
RESISTENCIA NOMINAL
En ambos métodos, LRFD y ASD, se usa constantemente el término resistencia nominal. La
resistencia nominal de un miembro es su resistencia teórica calculada, sin la aplicación de
factores de seguridad (Æs) o de resistencia (fs). En el método LRFD, se multiplica un factor
de resistencia, generalmente menor que 1.0, por la resistencia nominal del miembro, o en el
método ASD, la resistencia nominal se divide entre un factor de seguridad, generalmente
mayor que 1.0, para considerar las variaciones de la resistencia del material, las dimensiones
del miembro, y la mano de obra así como la manera y las consecuencias de la falla. En el
Capítulo 3 se ilustra el cálculo de las resistencias nominales para miembros a tensión, y en
capítulos subsiguientes para otros tipos de miembros.
2.8
SOMBREADO
Aunque el autor piensa que el lector no tendrá ningún problema en distinguir entre los métodos LRFD y ASD y en hacer los cálculos para ambos métodos, en gran parte del libro se
les ha separado hasta cierto grado mediante el sombreado de los materiales para el método
ASD. Se decidió sombrear el método ASD porque los números en el Manual del Acero concernientes a ese método están sombreados (en realidad, en color verde).
2.9
CÁLCULO DE LAS CARGAS PARA LOS MÉTODOS LRFD Y ASD
Con ambos procedimientos, LRFD y ASD, los valores esperados de las cargas individuales
(carga muerta, carga viva, viento, nieve, etc.), se estiman primero exactamente de la misma
manera que lo que requiere la especificación aplicable. A estas cargas se les denomina cargas
de servicio o de trabajo a lo largo del texto. Las diversas combinaciones de estas cargas, que
posiblemente ocurran al mismo tiempo, se agrupan. El mayor grupo de cargas (en el método
ASD) o la mayor combinación lineal de cargas en un grupo (en el método LRFD) se usan
entonces para el análisis y el diseño.
En esta sección y en las dos siguientes, se presentan las condiciones de carga usadas
para los métodos LRFD y ASD. En ambos métodos las cargas individuales (muerta, viva y
ambiental) se estiman exactamente de la misma manera. Después de estimar las cargas individuales, el siguiente problema es seleccionar la combinación más desfavorable de cargas
que pudiera ocurrir al mismo tiempo y que deberá usarse para el análisis y el diseño.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.10
Cálculo de las cargas combinadas con las expresiones de LRFD 53
Combinaciones de carga para el método LRFD
Con el método LRFD, se forman grupos posibles de cargas de servicio, y cada carga de servicio se multiplica por un factor de carga, normalmente mayor de 1.0. La magnitud del factor
de carga refleja la incertidumbre de esa carga específica. La combinación lineal resultante de
las cargas de servicio en un grupo, cada uno multiplicado por su respectivo factor de carga,
se llama carga factorizada. Los mayores valores determinados de esta manera se usan para
calcular los momentos, los cortantes y otras fuerzas en la estructura. Estos valores de control
no deben ser mayores que las resistencias nominales de los miembros multiplicadas por sus
factores ø o de reducción. Entonces, los factores de seguridad han sido incorporados en los
factores de carga, y podemos decir
(Factor de reducción f) (Resistencia nominal de un miembro) ⱖ
fuerza factorizada calculada en el miembro, Ru
f Rn ⱖ Ru
Combinaciones de carga para el método ASD
Con el método ASD, las cargas de servicio generalmente no se multiplican por factores de
carga o de seguridad. Más bien, se acumulan, tal como estén, para diversas combinaciones
factibles, y los mayores valores obtenidos de esta manera se usan para calcular las fuerzas
en los miembros. Estas fuerzas totales no deben ser mayores que las resistencias nominales de los miembros, divididas por factores de seguridad apropiados. En forma de ecuación,
la expresión puede escribirse como:
Resistencia nominal del miembro
§ mayor fuerza calculada en el miembro, Ra.
Factor de seguridad n
Rn
§ Ra
n
2.10
CÁLCULO DE LAS CARGAS COMBINADAS
CON LAS EXPRESIONES DE LRFD
En la Parte 2 del Manual del Acero, intitulada “Consideraciones generales de diseño”, se
calculan factores de carga para incrementar la magnitud de las cargas de servicio para usarse
con el procedimiento LRFD. El propósito de estos factores es considerar las incertidumbres
implicadas en la estimación de la magnitud de las cargas muertas y vivas. Para dar al lector
una idea de lo que estamos diciendo, el autor formula la siguiente pregunta: “¿Con qué certeza, en porcentaje, puede usted estimar la carga más desfavorable de viento o de nieve que se
aplicará jamás al edificio que ahora está ocupando?” Al detenerse a pensar un poco en esto,
probablemente comenzará a incrementar sus valores considerablemente.
La resistencia requerida de un miembro para el método LRFD se determina a partir
de las combinaciones de cargas dadas en el reglamento de construcciones aplicable. Si no
existe este reglamento, los valores dados en ASCE 7 parecen ser buenos para usarse. La
Parte 2 del Manual de AISC proporciona los siguientes factores de carga para edificios, que
se basan en el ASCE 7 y que son los valores que se usan en este texto:
1.
2.
3.
4.
Alfaomega
U ⫽ 1.4D
U ⫽ 1.2D + 1.6L + 0.5 (L o S o R)
U ⫽ 1.2D + 1.6(L o S o R) + (L* o 0.5W)
U ⫽ 1.2D + 1.0W + L* + 0.5(L o S o R)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
54
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
5. U ⫽ 1.2D + 1.0E + L* + 0.2S
6. U ⫽ 0.9D + 1.0W
7. U ⫽ 0.9D + 1.0E
*El factor de carga para L en las combinaciones (3.), (4.) y (5.) debe tomarse como 1.0
para pisos en los lugares de reuniones públicas, para cargas vivas que sobrepasen a 100
lb/pie2 y para la carga viva de los garajes de estacionamiento. Se permite que el factor de
carga sea igual a 0.5 para otras cargas vivas.
Para estas combinaciones de cargas, se usan las siguientes abreviaturas:
U ⫽ carga factorizada o de diseño
D ⫽ carga muerta
L ⫽ carga viva debida a la ocupación
Lr ⫽ carga viva del techo
S ⫽ carga de nieve
R ⫽ carga nominal debida a la precipitación pluvial o el hielo iniciales, independientemente de la contribución por encharcamiento
W ⫽ carga de viento
E ⫽ carga de sismo
Los factores de carga para las cargas muertas son menores que los de las cargas vivas,
ya que los proyectistas pueden estimar con mucha mayor exactitud la magnitud de las cargas
muertas que la de las cargas vivas. En este aspecto, el estudiante observará que las cargas que
permanecen en su lugar por largos periodos de tiempo, tienen una magnitud menos variable,
mientras que aquellas que se aplican en periodos cortos, como las cargas eólicas, tendrán
variaciones mayores.
Se espera que el estudio de estos factores de carga haga que el proyectista esté más
consciente de las variaciones de las cargas.
Los valores de carga de servicio D, L, Lr, S, R, W y E son todos valores medios. Las
diferentes combinaciones de cargas reflejan valores de recurrencia de 50 años para diferentes cargas transitorias. En cada una de estas ecuaciones, a una de las cargas se le da su valor
máximo estimado para un periodo de 50 años, y ese máximo se combina con otras cargas
diversas cuya magnitud se estima para el instante de esa carga máxima específica. Deberá
observarse en las Ecuaciones 4, 5, 6 y 7 que los factores de carga eólica y de sismo se dan
como 1.0. Generalmente, los reglamentos de construcción convierten a las cargas eólicas y
sísmicas a valores últimos o factorizados. Entonces, ya fueron multiplicados por un factor de
carga. Si éste no es el caso, debe usarse un factor de carga mayor de 1.0.
Los anteriores factores de carga no varían en relación con la gravedad de la falla. El
lector puede pensar que deberá usarse un factor de carga mayor para un hospital que para
un establo, pero esto no se requiere. Sin embargo, se supone que el proyectista va a considerar la gravedad de la falla cuando se especifique la magnitud de las cargas de servicio.
También deberá quedar claro que los factores de carga de ASCE 7 son valores mínimos, y el
proyectista tiene toda la libertad de usar valores mayores si se considera prudente.
Los siguientes son algunos comentarios adicionales con respecto a la aplicación de las
expresiones de combinación de cargas del método LRFD:
1. Debe observarse que al seleccionar las cargas de diseño, debe darse suficiente holgura
a las condiciones de impacto antes de que las cargas se sustituyan en las expresiones
de las combinaciones.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.10
Cálculo de las cargas combinadas con las expresiones de LRFD 55
2. Las combinaciones de cargas 6 y 7 se usan para considerar las posibilidades de la
subpresión. Se incluye esta condición para cubrir casos en que se desarrollen fuerzas de tensión, debido a momentos de volteo. Gobernará solamente para edificios altos donde estén presentes cargas laterales altas. Para estas combinaciones, las cargas
muertas se reducen en un 10% para contemplar situaciones donde puedan haber sido
sobreestimadas.
3. Debe observarse claramente que las fuerzas eólicas y sísmicas tienen signo, es decir,
pueden ser de compresión o de tensión (esto es, tienden a causar levantamientos). Por
tanto, deben tomarse en cuenta los signos para sustituirlos en las combinaciones de
carga. Los signos ; no son tanto una cuestión de tensión o compresión, sino de decir
que la cargas eólicas y sísmicas pueden tener una dirección horizontal y algunas veces
vertical. Las combinaciones de carga 6 y 7 se aplican especialmente al caso en el cual
las cargas en un miembro debidas al viento o al sismo y la carga muerta por gravedad
se compensen entre sí. Para una columna específica, la fuerza máxima de tensión W o
E será diferente muy probablemente de su fuerza máxima de compresión.
4. La magnitud de las cargas (D, L, Lr, etc.), deberá obtenerse del reglamento de construcciones vigente o de ASCE 7-10. Siempre que sea aplicable, las cargas vivas usadas
para el diseño deberán ser los valores reducidos especificados para áreas de piso grandes, edificios de varios niveles, etcétera.
Los ejemplos 2-1 a 2-3 muestran el cálculo de las cargas factorizadas, usando las combinaciones aplicables de cargas para el método LRFD. Al mayor valor obtenido se le denomina
la combinación crítica o gobernante de las cargas y deberá usarse para el diseño.
Ejemplo 2-1
El sistema de piso interior mostrado en la Figura 2.2 tiene secciones W24 ⫻ 55 separadas a
8 pies entre centros que soportan una carga muerta de piso de 50 lb/pie2 y una carga viva
de piso de 80 lb/pie2. Determine la carga gobernante en lb/pie que cada viga debe soportar.
Solución. Observe que cada pie de la viga debe soportarse a sí mismo (carga muerta) más
8 ⫻ 1 = 8 pies2 del piso del edificio.
D = 55 lb/pie + (8 pies) (50 lb/pie2) = 455 lb/pie
L = (8 pies) (80 lb/pie2) = 640 lb/pie
Área de losa
soportada por
pie de longitud
por la sección
W24 ⫻ 55
1 pie
Área soportada
por una viga
(sombreada)
W24 ⫻ 55
4 pies
W24 ⫻ 55
8 pies
8 pies
4 pies
W24 ⫻ 55
W24 ⫻ 55
8 pies
8 pies
8 pies
FIGURA 2.2.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
56
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
Calculando las cargas factorizadas, usando las combinaciones de carga de LRFD. En
esta sustitución, se omiten los términos que no tienen un valor. Observe que con una carga
viva de piso de 80 lb/pie2 se ha añadido un factor de carga de 0.5 a las combinaciones de
carga (3.), (4.) y (5.) de acuerdo con la excepción establecida en ASCE 7-10 y con este libro
para cargas vivas de piso.
1. 7U 1.4455 637 lb/pie
2. 7U 1.2455
1.6640 1 570 lb/pie
3. 7U 1.2455
0.5640 866 lb/pie
4. 7U 1.2455
0.5640 866 lb/pie
5. 7U 1.2455
0.5640 866 lb/pie
6. 7U 0.9455 409.5 lb/pie
7. 7U 0.9455 409.5 lb/pie
Carga factorizada que rige = 1 570 lb/pie que debe usarse para el diseño.
Resp. 1 570 lb/pie
Ejemplo 2-2
Un sistema de techo con perfiles W16 * 40 separadas a 9 pies entre centros va a usarse para
soportar una carga muerta de 40 lb/pie2; una carga viva de techo, o una carga de nieve, o una
carga de lluvia de 30 lb/pie2; y una carga de viento de ;32 lb/pie2. Calcule la carga factorizada
que rige por pie lineal.
$ 40 lb/pie
, 0
Solución.
9 pies40 lb/pie2 400 lb/pie
,R o 3 o 2 9 pies30 lb/pie2 270 lb/pie
7 9 pies32 lb/pie2 288 lb/pie
Sustituyendo en las expresiones de combinaciones de carga y observando que el viento puede ser hacia abajo, - o de levantamiento, + en la Ecuación 6, obtenemos las siguientes cargas:
1. 7U 1.4400 560 lb/pie
2. 7U 1.2400
0.5270 615 lb/pie
3. 7U 1.2400
1.6270
0.5288 1 056 lb/pie
4. 7U 1.2400
1.0288
0.5270 903 lb/pie
5. 7U 1.2400
0.2270 534 lb/pie
6. (a) 7U 0.9400
(b) 7U 0.9400
1.0288 648 lb/pie
1.0 288 72 lb/pie
Carga factorizada que rige = 1 056 lb/pie para el diseño.
Resp. 1 056 lb/pie
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.11
Cálculo de cargas combinadas con expresiones ASD 57
Ejemplo 2-3
Las diversas cargas axiales para la columna de un edificio se han calculado de acuerdo con
el reglamento de construcción aplicable, con los siguientes resultados: carga muerta = 200
k; carga del techo = 50 k (carga viva del techo); carga viva de los pisos (se ha reducido de
acuerdo con las especificaciones, ya que proviene de un área de piso grande y de columnas
de múltiples niveles) = 250 k; viento de compresión = 128 k; viento de tensión = 104 k; sismo
de compresión = 60 k; y sismo de tensión = 70 k.
Determine la carga de columna crítica de diseño, Pu, usando las combinaciones de
carga de LRFD.
Solución.
La solución de este problema supone que la carga viva de piso columna satisface la excepción del uso del factor de carga de 0.5 en las combinaciones de carga (3.), (4.) y (5.)
1. 0U 1.4200 280 k
2. 0U 1.2200
1.6250
0.550 665 k
3. (a) 0U 1.2200
1.650
0.5250 445 k
(b) 0U 1.2200
1.650
0.5128 384 k
4. (a) 0U 1.2200
(b) 0U 1.2200
5. (a) 0U 1.2200
(b) 0U 1.2200
6. (a) 0U 0.9200
1.0128
1.0104
0.5250
0.550 518 k
0.5250
0.550 286 k
1.060
0.5250 425 k
1.070
0.5250 295 k
1.0128 308 k
(b) 0U 0.9200
1.0104 76 k
7. (a) 0U 0.9200
1.060 240 k
(b) 0U 0.9200
1.070 110 k
La combinación crítica de carga factorizada, o resistencia de diseño, requerida para esta
columna es de 665 k, tal como se determina con la combinación de carga (2). Se observará
que los resultados de la combinación (6a) y (6b) no indican un problema de levantamiento.
Resp. 665 k
2.11
CÁLCULO DE CARGAS COMBINADAS CON EXPRESIONES ASD
En la Parte 2 de la edición 2011 del Manual del Acero, se presentan las combinaciones de
carga que se muestran enseguida para el análisis y diseño con el método ASD. Los valores
resultantes no son intercambiables con los valores de LRFD.
1.
2.
3.
4.
Alfaomega
D
D+L
D + (Lr o S o R)
D + 0.75L + 0.75(Lr o S o R)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
58
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
5. D + (0.6W o 0.7E)
6. (a) D + 0.75L + 0.75(0.6W) + 0.75(Lr o S o R)
(b) D + 0.75L + 0.75(0.7E) + 0.75(S)
7. 0.6D + 0.6W
8. 0.6D + 0.7E
En las expresiones séptima y octava, el lector deberá notar que no se usa la carga
muerta completa. Las cargas variables W y E tienen componentes laterales y tienden a hacer
que la estructura se voltee. Por otro lado, la carga muerta es una carga de gravedad, que tiende a evitar el volteo. Por lo tanto, puede verse que ocurre una condición más severa si por
alguna razón no está presente la carga muerta completa.
El estudiante debe percatarse de que la Especificación AISC provee lo que el AISC
determina que son las cargas máximas que deben considerarse para una estructura específica. Si a juicio del proyectista las cargas serán más desfavorables que los valores recomendados, entonces los valores ciertamente pueden incrementarse. Como ejemplo, si el proyectista
piensa que los valores máximos para viento y lluvia pueden ocurrir al mismo tiempo en su
área, puede despreciarse el factor 0.75. El proyectista deberá considerar cuidadosamente si
las combinaciones de cargas especificadas cubren adecuadamente todas las combinaciones
posibles para una estructura específica. Si se piensa que no, puede tomarse la libertad de
considerar cargas y combinaciones adicionales como parezca apropiado. Esto es verdad para
los métodos LRFD y ASD.
El ejemplo 2-4, a continuación, presenta el cálculo de la carga gobernante ASD para
usarse en el sistema de techo del ejemplo 2-2.
Ejemplo 2-4
Aplicando las combinaciones de carga ASD recomendadas por el AISC, determine la carga
que va a usarse para el sistema de techo del Ejemplo 2-2, donde D = 400 lb/pie, Lr o S o R =
270 lb/pie, y W = 300 lb/pie. Suponga que el viento puede ser más o menos.
Solución.
1. Wa 400 lb/pie
2. Wa 400 lb/pie
3. Wa 400
270 670 lb/pie
4. Wa 400
0.75270 602.5 lb/pie
5. Wa 400
(0.6)(300) 580 lb/pie
6. (a) Wa 400
(b) Wa 400
7. Wa 0.6400
0.75[(0.6)(300)]
0.75270 737.5 lb/pie
0.75270 602.5 lb/pie
(0.6)( 300) 60 lb/pie
8. Wa 0.6400 240 lb/pie
Carga que rige = 737.5 lb/pie.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.13
2.12
Estudio de la magnitud de los factores de carga y de seguridad
59
DOS MÉTODOS PARA OBTENER UN NIVEL ACEPTABLE DE SEGURIDAD
El margen establecido entre resistencia y carga en los casos reales tiene como objetivo reducir la probabilidad de falla o de falta de servicio hasta un valor aceptablemente pequeño, dependiendo de las consecuencias de la falla o de la falta de servicio. La pregunta que tenemos
ahora es cómo lograr este objetivo cuando generalmente la información es insuficiente para
una descripción matemática completa de la carga o de la resistencia. El método LRFD es un
enfoque; el método ASD es otro. Ambos métodos tienen como objetivo obtener un margen
numérico entre la resistencia y la carga que conduzca a una posibilidad aceptablemente pequeña de una respuesta estructural inaceptable.
Un factor de seguridad, Æ, es un número que generalmente es mayor que 1.0, que se
usa en el método LRFD. La resistencia nominal para un estado límite dado se divide entre
Æ y el resultado se compara con la condición aplicable de carga de servicio.
Un factor de resistencia, f, es un número generalmente menor que 1.0, que se usa en
el método LRFD. La resistencia nominal para un estado límite dado se multiplica por f y el
resultado se compara con la condición aplicable de carga factorizada.
Debemos recordar la relación entre el factor de seguridad Æ y el factor de resistencia
1.5
1.5
f. En general n 1.67. Si f = 0.75, Æ es
. (Por ejemplo, si f = 0.9, Æ es igual a
0.9
1.50
2.00.)
igual a
0.75
Los factores de carga en la combinación lineal de cargas en un grupo de cargas de
servicio no tienen un símbolo estándar en el Manual ASISC, pero se usara aquí el símbolo l.
Entonces si hacemos
Qi = una de N cargas de servicio en un grupo
li = factor de carga asociado con las cargas en el método LRFD
Rn = resistencia estrutural nominal
Entonces para LRFD
N
Rn § ; %I1I
i1
Y para ASD
N
Rn
§ ; 1I
n
i1
2.13
ESTUDIO DE LA MAGNITUD DE LOS FACTORES DE CARGA Y DE SEGURIDAD
Los estudiantes pueden pensar que es tonto diseñar estructuras con factores de carga tan
grandes en el diseño LRFD y con factores de seguridad tan grandes en el diseño ASD. Sin
embargo, con el paso de los años aprenderán que estos valores están sujetos a tantas incertidumbres, que pasarán noches en vela preguntándose si los factores usados serán adecuados
(se unirán a otros proyectistas y llamarán a tales factores los “factores de la ignorancia”).
Algunas de las incertidumbres que afectan a estos factores son las siguientes:
1. La resistencia de los materiales puede variar inicialmente en forma considerable respecto a los valores supuestos y la variación será mayor con el paso del tiempo debido
al flujo plástico, a la corrosión y a la fatiga.
2. Los métodos de análisis están sujetos con frecuencia a errores considerables.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
60
Capítulo 2
Especificaciones, cargas y métodos de diseño
3. Los así llamados caprichos de la Naturaleza, o actos de Dios (huracanes, sismos, etc.),
causan condiciones difíciles de predecir.
4. Los esfuerzos producidos durante la fabricación y el montaje a veces son severos. Los
trabajadores de taller y campo tratan a los perfiles de acero descuidadamente. Los tiran.
Los golpean. Los fuerzan violentamente a tomar su posición correcta respecto a los
orificios para los conectores. De hecho, los esfuerzos que se presentan durante la fabricación y el montaje pueden exceder a los que ocurren después de terminada la estructura. Los pisos para los cuartos de apartamentos y de oficinas se diseñan generalmente
para cargas vivas de servicio que varían entre 40 lb/pie2 y 80 lb/pie2. Durante el montaje
de estos edificios, el contratista puede tener 10 pies de ladrillos o bloques de concreto
u otros materiales de construcción apilados sobre algunos de los pisos (sin el conocimiento del ingeniero estructurista) generando cargas de varios cientos de libras por pie
cuadrado. Estas observaciones no pretenden criticar la práctica usual de construcción
(no que sea buena) sino hacer consciente al estudiante de lo que puede pasar durante
el proceso constructivo. (Es probable que la mayoría de las estructuras de acero quedan
sobrecargadas en algún momento durante la construcción, pero pocas de ellas fallan. A
la ductilidad del acero debe atribuirse que no ocurran fallas con más frecuencia.)
5. Se presentan cambios tecnológicos que afectan la magnitud de las cargas vivas. Las
cargas de tránsito en los puentes, que se incrementan año con año, es una ilustración
de este fenómeno. El viento también parece soplar con mayor intensidad con el paso
del tiempo, o por lo menos los reglamentos de construcción continúan aumentado las
presiones mínimas de diseño por viento, conforme se aprende más sobre el tema.
6. Las cargas muertas de una estructura pueden estimarse generalmente con bastante
exactitud, pero no así las carga vivas. Esto es muy cierto al estimar la combinación más
desfavorable posible de cargas vivas que puede ocurrir en un momento cualquiera.
7. Otras incertidumbres son la presencia de esfuerzos residuales y concentraciones de esfuerzos, variaciones en las dimensiones de las secciones transversales de los miembros,
etcétera.
2.14
UN COMENTARIO DEL AUTOR
Si se hacen diseños con ambos métodos LRFD y ASD, los resultados serán bastante parecidos entre sí. En algunas ocasiones, los diseños con el método LRFD serán ligeramente más
económicos. En efecto, el factor de carga más pequeño que se usa para las cargas muertas en
los diseños con el método LRFD, en comparación con los factores de carga que se usan para
las cargas vivas, dan una ligera ventaja al método LRFD. Con el diseño del método ASD, el
factor de seguridad que se usa tanto para las cargas muertas como para las vivas es constante
para un problema específico.
2.15
PROBLEMAS PARA RESOLVER
Para los Problemas 2-1 a 2-4 determínese la combinación máxima de cargas usando las expresiones recomendadas de AISC para el método LRFD.
2-1 D = 100 lb/pie2, L = 70 lb/pie2, R = 12 lb/pie2, Lr = 20 lb/pie2 y S = 30 lb/pie2. (Resp.
247 lb/pie2.)
2-2 DS = 12 00 lb, W = ;52 000 lb.
2-3 D = 9 000 lb, L = 5 000 lb, Lr = 2 500 lb, E = ;6 500 lb. (Resp. 20 050 lb.)
2-4 D = 24 lb/pie2, Lr = 16 lb/pie2 y W = ;42 lb/pie2.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
2.15 Problemas para resolver 61
2-5 Van a colocarse vigas de acero estructural a cada 7 pies 6 plg entre centros bajo una
losa de piso de concreto reforzado. Si ellas deben soportar una carga de servicio
muerta D = 64 lb/pie2 de área de piso y una carga de servicio viva L = 100 lb/pie2 de
área de piso, determine la carga uniforme factorizada por pie que cada viga debe
soportar. (Resp. 1 776 lb/pie.)
2-6 Una viga de acero estructural sustenta un techo que pesa 20 lb/pie2. El análisis de las
cargas arroja lo siguiente: S = 12 lb/pie2, Lr = 18 lb/pie2 y W = 38 lb/pie2 (hacia arriba)
o 16 lb/pie2 (hacia abajo). Si las vigas tienen una separación de 6 pies 0 plg, determine
la cargas distribuidas uniformemente factorizadas por pie (hacia arriba y hacia abajo,
como sea conveniente) para el diseño de cada viga.
Para los Problemas 2-7 a 2-10 calcule la combinación máxima de cargas usando las
expresiones recomendadas del método ASD tomadas del AISC.
2-7 Repita el Problema 2-1. (Resp. 175 lb/pie2.)
2-8 Repita el Problema 2-2.
2-9 Repita el Problema 2-3. (Resp. 18 037.5 lb.)
2-10 Repita el Problema 2-4.
2-11 Van a colocarse vigas de acero estructural a cada 7 pies 6 plg entre centros bajo una
losa de piso de concreto reforzado. Si ellas deben soportar una carga de servicio
muerta D = 64 lb/pie2 de área de piso y una carga de servicio viva L = 100 lb/pie2 de
área de piso, determine la carga uniforme factorizada por pie que cada viga debe
soportar usando las expresiones de ASD. (Resp. 1 230 lb/pie.)
2-12 Una viga de acero estructural sustenta un techo que pesa 20 lb/pie2. El análisis de
las cargas arroja lo siguiente: S = 12 lb/pie2, Lr = 18 lb/pie2 y W = 38 lb/pie2 (hacia
arriba) o 16 lb/pie2 (hacia abajo). Si las vigas tienen una separación de 6 pies 0
plg, determine las cargas distribuidas uniformemente factorizadas por pie (hacia
arriba y hacia abajo, como sea conveniente) para el diseño de cada viga usando las
expresiones de ASD.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
C A P Í T U L O
3
Análisis de miembros a tensión
3.1
INTRODUCCIÓN
Es común encontrar miembros sujetos a tensión en armaduras de puentes y techos, torres,
sistemas de arriostramiento y en situaciones donde se usan como tirantes. La selección de
un perfil para usarse como miembro a tensión es uno de los problemas más sencillos que se
encuentran en el diseño de estructuras. Como no hay peligro de que el miembro se pandee,
el proyectista sólo necesita determinar la carga que va a sustentarse, como se describió anteriormente en el Capítulo 2. Luego se calcula el área requerida para sustentar esa carga
como se describe en el Capítulo 4, y finalmente se selecciona una sección de acero que proporcione el área requerida. Aunque estos cálculos introductorios de miembros a tensión son
muy sencillos, tienen el propósito de que el estudiante conozca las ideas del diseño y que se
familiarice con el Manual del Acero como un todo.
Una de las formas más simples de los miembros a tensión es la barra de sección circular, pero es un poco difícil conectarla a muchas estructuras. La barra circular se usó con
frecuencia en el pasado, pero actualmente sólo tiene aplicación en los sistemas de arriostramiento, en las armaduras ligeras y en la construcción con madera. Una causa importante
para que las barras circulares no se utilicen mucho actualmente es el mal uso que recibieron
en el pasado; pero si se diseñan e instalan correctamente resultan muy adecuadas en muchos
casos prácticos.
Las barras de sección circular de tamaño promedio tienen poca rigidez a la flexión y
se doblan fácilmente bajo su propio peso, afectando así la apariencia de la estructura. Estas
barras provistas de rosca y utilizadas antiguamente en puentes, con frecuencia, funcionaban
flojas y generaban mucha vibración. Otra desventaja de las barras redondas es la dificultad
de fabricarlas a la longitud exacta requerida y los consecuentes problemas en su instalación.
Cuando se usan como arriostramiento contra el viento, es conveniente aplicarles una
tensión inicial, ya que esto aumentará la rigidez de la estructura y reducirá la vibración y el
vaivén. El presforzado de las barras circulares limita la magnitud de la compresión que van
experimentar durante la inversión de las cargas. (De manera similar, los rayos de las ruedas
de una bicicleta se presfuerzan a tensión para evitar el desarrollo de la compresión en ellas.)
Para obtener una tensión inicial, los miembros pueden especificarse con una longitud menor
que la requerida, un método que le causa muy pocos problemas al fabricante de acero. Una
regla empírica común es detallar las barras 1/16 plg más cortas por cada 20 pies de longitud.
62
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.1
Introducción 63
1
plgb
16
(Esfuerzo aproximado f = PE =
(29 * 106 lb/plg2) ⫽ 7550 lb/plg2.) Otro
plg
b120 pies2
a 12
pie
método muy satisfactorio para aplicar una tensión inicial consiste en tensar las barras con
un templador o un manguito de tuerca. La Tabla 15-5 del Manual del Acero proporciona
información detallada sobre estos dispositivos.
La exposición anterior sobre las barras de sección circular debe aclarar por qué otras
secciones laminadas como los perfiles angulares han sustituido a los redondos en la mayoría
de los casos. En las primeras estructuras construidas con acero, los miembros a tensión consistían en barras de sección transversal diversa y a veces en cables. Actualmente, aunque el
uso de cables se ha incrementado en estructuras de techo suspendido, los miembros a tensión
consisten generalmente en ángulos simples, ángulos dobles, secciones T, canales, secciones W
o secciones armadas a base de placas o perfiles laminados. Estos miembros tienen mejor apariencia que los antiguos, son más rígidos y se conectan más fácilmente. Otro tipo de sección
a tensión usada con frecuencia es la placa soldada a tensión, o barra plana, cuyo uso es muy
satisfactorio en torres de transmisión, anuncios, puentes peatonales y estructuras análogas.
En la Figura 3.1 se ilustran algunos de los diversos tipos de miembros a tensión de uso
general. En esta figura, las líneas punteadas representan las barras o placas de unión intermitentes que se usan para conectar los perfiles.
Los miembros a tensión de las armaduras de acero para techo pueden consistir en
ángulos simples tan pequeños con el de 2 1/2 * 2 * 1/4 para miembros menores. Un miembro
más satisfactorio se construye a base de dos ángulos, espalda con espalda, con separación
suficiente entre ellos para permitir la inserción de placas de conexión (también llamadas placas de empalme). Cuando las secciones se disponen espalda con espalda, deben conectarse
cada 4 o 5 pies para prevenir vibración, especialmente en armaduras de puentes. Probablemente los ángulos simples y los dobles son los tipos más comunes que se usan en miembros
a tensión. Las tes estructurales resultan ser miembros para cuerdas muy satisfactorios en
armaduras soldadas, porque los ángulos que se acaban de mencionar pueden conectarse
convenientemente al alma de una te.
Los miembros a tensión en puentes y armaduras de techos grandes pueden consistir
en canales, secciones W o S, o incluso secciones armadas a partir de alguna combinación de
ángulos, canales y placas. Las canales simples se usan con frecuencia, ya que tienen poca excentricidad y son fáciles de conectar. Aun cuando para el mismo peso, las secciones W sean
a
Barra plana
Barra redonda
Ángulo Ángulo doble Te estructural
Sección armada
Canal
Sección armada
Sección armada Sección en caja
WoS
Sección armada
Sección en caja
Figura 3.1
Tipos de miembros a tensión.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
64
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
más rígidas que las secciones S, tienen una desventaja desde el punto de vista de su conexión
debido a su variación en los peraltes. Por ejemplo, la W12 * 79, W12 * 72 y W12 * 65 tienen
peraltes ligeramente diferentes (12.4 plg, 12.3 plg y 12.1 plg, respectivamente), en tanto que
todas las secciones S de un cierto tamaño nominal tienen el mismo peralte. Por ejemplo, la
S12 * 50, la S12 * 40.8 y la S12 * 35 tienen un peralte de 12.00 plg.
Aunque los perfiles estructurales simples son un poco más económicos que las secciones armadas, éstas se usan ocasionalmente cuando el proyectista no obtiene suficiente área
o rigidez con las formas simples. Cuando se usen secciones armadas es importante recordar
que se tendrán que realizar conexiones de campo y aplicar una o varias capas de pintura; por
ello se debe disponer de suficiente espacio para poder efectuar estas operaciones.
Cuando los miembros constan de más de una sección, éstas necesitan conectarse. Las
placas de unión (también llamadas barras de unión), localizadas a diferentes intervalos, o
bien, las cubreplacas perforadas, sirven para mantener las diversas secciones en sus posiciones correctas. Estas placas sirven también para corregir cualquier distribución desigual de
cargas entre las diversas secciones. También mantienen a las relaciones de esbeltez de las
partes individuales dentro de ciertos límites y facilitan el manejo de los miembros armados.
Los miembros individuales muy largos, como los perfiles angulares, pueden resultar de difícil
manejo debido a su alta flexibilidad, pero cuando se unen cuatro ángulos formando un solo
miembro, como se muestra en la Figura 3.1, éste adquiere considerable rigidez. No se considera que las placas de unión intermitentes incrementen el área transversal efectiva de las
secciones. Como teóricamente éstas no toman porciones de la fuerza actuante en las secciones principales, sus tamaños quedan regidos generalmente por las especificaciones y a veces
por el buen juicio del proyectista. Las cubreplacas perforadas (véase la Figura 6.9) son una
excepción a la regla, pues parte de sus áreas se pueden considerar efectivas para resistir la
carga axial.
Construcción de la estructura reticular
de un edificio. (Cortesía de Bethlehem
Steel Corporation.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.2
Resistencia nominal de los miembros a tensión 65
Los cables de acero se fabrican con cuerdas de alambre de aleación de acero especial
que se extruyen en frío con el diámetro deseado. La resistencia de los alambres resultantes,
que varía entre 200 000 lb/plg2 y 250 000 lb/plg2, se puede usar económicamente en puentes
colgantes, techos suspendidos, funiculares y en otras aplicaciones similares.
Normalmente, para seleccionar un miembro como cable a tensión, el proyectista usa
el catálogo del fabricante. Del catálogo se determinan el esfuerzo de fluencia del acero y el
tamaño de cable que se requieren para la fuerza de diseño. También es posible seleccionar
abrazaderas u otros dispositivos conectores para los extremos del cable. (Véase la Tabla 15-3
del Manual del AISC.)
3.2
RESISTENCIA NOMINAL DE LOS MIEMBROS A TENSIÓN
Un miembro dúctil de acero, sin agujeros y sometido a una carga de tensión puede resistir,
sin fracturarse, una carga mayor que la correspondiente al producto del área de su sección
transversal por el esfuerzo de fluencia del acero, gracias al endurecimiento por deformación.
Sin embargo, un miembro a tensión cargado hasta el endurecimiento se alarga considerablemente antes de la fractura; un hecho que muy probablemente le restará utilidad, pudiendo
además causar la falla del sistema estructural del que forma parte el miembro.
El esqueleto del techo de un edificio de la Ford en construcción. (Cortesía de Bethlehem Steel
Corporation.)
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66
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Por otra parte, si tenemos un miembro a tensión con agujeros para tornillos, éste puede fallar por fractura en la sección neta que pasa por los agujeros. Esta carga de falla puede
ser más pequeña que la carga requerida para plastificar la sección bruta sin considerar los
agujeros. Se debe tener en cuenta que la parte del miembro que tiene un área transversal reducida por los agujeros, es muy corta comparada con su longitud total. Aunque la condición
de endurecimiento por deformación se alcanza rápidamente en la porción de área neta del
miembro, la plastificación en esta zona no es realmente un estado límite de importancia, ya
que el cambio total en la longitud del miembro, debido a esa plastificación en esta parte tan
corta, puede ser despreciable.
Como resultado de la información anterior, la Especificación AISC (D2) estipula que
la resistencia nominal de un miembro a tensión, Pn, será la más pequeña de los valores obtenidos sustituyendo en las dos expresiones siguientes:
Para el estado límite de fluencia en la sección bruta (con la idea de prevenir un alargamiento excesivo del miembro),
Pn = FyAg
(Ecuación D2-1 del AISC)
ftPn = ftFyAg = resistencia de diseño a la tensión por el método LRFD (ft ⫽ 0.9)
FyAg
Pn
=
= resistencia permisible a la tensión por el método ASD (⍀t ⫽ 1.67)
Æt
Æt
Para fractura por tensión en la sección neta en la que se encuentren agujeros de tornillos o remaches,
(Ecuación D2-2 del AISC)
Pn = FuAe
ftPn = ftFuAe = resistencia de diseño a la fractura por tensión por el método LRFD
(ft ⫽ 0.75)
Pn
FuAe
=
⫽ resistencia permisible a la fractura por tensión por el método ASD
Æt
Æt
(⍀t ⫽ 2.00)
En las expresiones anteriores, Fy y Fu son los esfuerzos mínimos de fluencia y de tensión especificados, respectivamente, Ag es el área bruta del miembro, y Ae es el área neta
efectiva que se supone resiste la tensión en la sección a través de los agujeros. Esta área
puede ser más pequeña que el área neta real, An, debido a las concentraciones de esfuerzo y
a otros factores que se analizan en la Sección 3.5. En la Tabla 1.1 de este libro se proporcionan valores de Fy y Fu (Tabla 2-4 en el Manual del AISC) para los aceros estructurales de la
ASTM actualmente en el mercado.
Para miembros a tensión que consisten en perfiles de acero laminado, existe en realidad un tercer estado límite, el bloque de cortante, un tema que se presenta en la Sección 3.7.
Las resistencias de diseño y permisible presentadas aquí no son aplicables a las barras
de acero roscadas o a miembros con agujeros para pasadores (como las barras de ojo). Estos
casos se analizarán en las Secciones 4.3 y 4.4.
No es probable que las fluctuaciones de esfuerzos lleguen a ser un problema en los edificios comunes, porque los cambios en las cargas en dichas estructuras ocurren generalmente
en forma esporádica y producen variaciones relativamente pequeñas en los esfuerzos. Las
cargas de diseño por viento o sismo total ocurren con tan poca frecuencia que no se consideran en el diseño por fatiga. Sin embargo, si ocurren variaciones frecuentes o incluso cambios
en el signo de los esfuerzos, debe considerarse el aspecto de la fatiga. Este tema se presenta en
la Sección 4.5.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.3
3.3
Áreas netas 67
ÁREAS NETAS
Obviamente que la presencia de un agujero en un miembro sujeto a tensión incrementa el
esfuerzo unitario, aun si el agujero está ocupado por un tornillo. (Cuando se usan tornillos
de alta resistencia bien apretados puede haber algún desacuerdo respecto a esto, bajo ciertas
circunstancias.) Se tiene menos área de acero sobre la que puede distribuirse la carga, y habrá concentración de esfuerzos a lo largo del borde del agujero.
La tensión se supone uniformemente distribuida sobre la sección neta del miembro,
aunque estudios de fotoelasticidad demuestran que existe un incremento en la intensidad
del esfuerzo alrededor de los bordes de los agujeros, que en ocasiones puede alcanzar varias
veces el valor del esfuerzo que se tendría si los huecos no estuvieran presentes. Sin embargo, para materiales dúctiles, es razonable suponer una distribución uniforme de esfuerzos
cuando el material se carga más allá de su esfuerzo de fluencia. Si las fibras alrededor de los
agujeros se esfuerzan hasta su punto de fluencia, éstas fluirán sin incremento de esfuerzos,
con el resultado de que hay una redistribución o equilibrio de esfuerzos. Bajo carga última
es razonable suponer una distribución uniforme de los esfuerzos. La influencia de la ductilidad en la resistencia de miembros a tensión atornillados se ha demostrado claramente en
ensayos. Los miembros a tensión (con agujeros para tornillos) fabricados de acero dúctil
han resultado entre un quinto y un sexto más resistentes que miembros similares, hechos de
aceros frágiles con las mismas resistencias. Ya hemos visto en el Capítulo 1 que es posible
que el acero pierda su ductilidad y se vuelva susceptible a una fractura frágil. Tal condición
puede ser creada por cargas que induzcan fatiga y por temperaturas muy bajas.
Este análisis inicial es aplicable solamente a miembros a tensión sometidos a cargas
relativamente estáticas. Si es necesario diseñar estos miembros por cargas de fatiga, deberá
ponerse especial cuidado en minimizar las fuentes de concentración de esfuerzos, tales como
los cambios bruscos de sección transversal, esquinas salientes, etc. Además, como se explica
en la Sección 4.5, en ocasiones los miembros tendrán que reforzarse.
El término “área neta de la sección transversal”, o simplemente, “área neta”, se refiere
al área bruta de la sección transversal menos la de agujeros, ranuras u otras muescas. Al
considerar el área de éstos, por lo general es necesario restar un área un poco mayor que la
nominal del agujero. Por ejemplo, en la fabricación de estructuras de acero para conectarse
con tornillos, la práctica generalizada era perforar agujeros con un diámetro de 1/16 mayor
que el correspondiente al del tornillo. Cuando se seguía esta práctica, se suponía que el
punzonado de un agujero dañaba o aun destruía 1/16 plg más del metal circundante. Como
resultado, el diámetro del agujero restado era 1/8 plg mayor que el diámetro del tornillo.
El área del agujero era rectangular y era igual al diámetro del tornillo más 1/8 plg veces el
espesor del metal.
Actualmente, las brocas hechas con aceros muy mejorados permite a los fabricantes
barrenar un gran número de agujeros sin el reafilado. Como resultado, una gran cantidad de
orificios para tornillo se preparan actualmente con brocas de control numérico. Aun cuando
parece razonable añadir solamente 1/16 plg a los diámetros de los tornillos para estos agujeros, para ser consistentes, el autor añade 1/8 plg a todos los orificios para tornillo estándar
que se mencionan en este libro. (Si los agujeros deben ranurarse como se describe en el
Capítulo 12, la práctica usual es añadir 1/16 plg al ancho real de los agujeros.)
El acero con un espesor mayor que el diámetro del tornillo es difícil de punzonar a la
medida requerida sin que se presente una deformación excesiva del material circundante.
Estos agujeros deben prebarrenarse (con diámetros ligeramente menores a 3/16 plg que
los especificados) y luego, cuando las piezas están ya ensambladas, escariarse al diámetro
justo. Con este proceso, que es bastante caro, se daña poco el material, y como los agujeros
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68
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
resultantes son lisos y de paredes uniformes, no se considera necesario restar un 1/16 plg por
daño a los lados.
Puede ser necesario tener una libertad aún mayor para satisfacer las tolerancias dimensionales durante el montaje y para tornillos de alta resistencia con un diámetro mayor
a 5/8 plg. Para esta situación deben usarse agujeros mayores que los de tamaño estándar sin
reducir la eficiencia de la conexión. Estos agujeros de mayor tamaño pueden ser de ranura
larga o ranura corta, como se describe en la Sección 12.9.
El Ejemplo 3-1 ilustra los cálculos necesarios para determinar el área neta de un
miembro a tensión del tipo de placa.
Ejemplo 3-1
Determine el área neta de la placa de 3/8 * 8 plg mostrada en la Figura 3.2. La placa está
conectada en sus extremos con dos líneas de tornillos de 3/4 plg.
Pu
1 P
2 u
1 P
2 u
Figura 3.2
Pu
PL
1
4
⫻ 8 plg
PL
3
8
⫻ 8 plg
Pu
PL
1
4
⫻ 8 plg
Solución
An = a 3 plgb 18 plg2 - 2a 3 plg + 1 plgb a3 plgb = 2.34 plg 2 11 510 mm22
8
4
8
8
Resp. 2.34 plg 2
Las conexiones de los miembros a tensión deben diseñarse de modo que no tengan
excentricidad. (La Especificación AISC permite una excepción a esta regla para ciertas conexiones atornilladas y soldadas, como se describe en los Capítulos 13 y 14.) Si este arreglo
es posible, se supone que el esfuerzo se distribuye uniformemente sobre toda la sección neta
del miembro. Si las conexiones tienen excentricidad, se producirán momentos que ocasionan
esfuerzos adicionales en la vecindad de la conexión. Desafortunadamente, con frecuencia es
muy difícil arreglar conexiones sin excentricidad. Aunque las especificaciones abarcan algunas situaciones, el proyectista deberá usar su buen juicio al considerar las excentricidades en
ciertos casos.
Se supone que coinciden los ejes centroidales de los miembros de la armadura que
concurren en un nodo. Si no concurren, se tendrán excentricidades y aparecerán esfuerzos
secundarios. Se supone que los ejes centroidales de los miembros de la armadura coinciden
con las líneas de acción de sus fuerzas respectivas. En un miembro simétrico no existe problema, ya que su eje de simetría coincide con su eje centroidal; pero en miembros no simétricos, el problema es un poco más difícil. Para estos miembros, la línea de centro no coincide
con el eje centroidal, pero las práctica común es colocar dichos miembros en el nodo de
manera que coincidan las líneas de gramil. Si un miembro tiene más de una línea de gramil,
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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3.4 Efecto de agujeros alternados 69
2Ls
línea de gramill
La línea pasa por el
centro de gravedad
(c. g.) de cada grupo
de tornillos
2Ls
Figura 3.3
Alineación de los ejes centroidales
de miembros.
línea de gramil
se utiliza para detallar la más cercana al eje centroidal del miembro. La Figura 3.3 muestra el
nodo de una armadura en la que coinciden los centros de gravedad.
3.4
EFECTO DE AGUJEROS ALTERNADOS
Si se tiene más de una hilera de agujeros para tornillos o remaches en un miembro, frecuentemente es conveniente escalonar los agujeros con el fin de tener en cualquier sección el
máximo de área neta para resistir la carga. En los párrafos anteriores se ha supuesto que los
miembros a tensión fallan transversalmente a lo largo de la línea AB, como se muestra en
las Figuras. 3.4(a) y (b). En la Figura 3.4(c) se muestra un miembro en el que la falla puede
ocurrir de otra manera. Los agujeros están alternados y es posible que la falla ocurra a lo
largo de la línea ABCD, a menos que los agujeros estén muy separados.
Para determinar el área neta crítica en la Figura 3.4(c) puede parecer lógico calcular el
área de una sección transversal del miembro (como la ABE) menos el área de un agujero y
luego el área a lo largo de la línea ABCD menos dos agujeros. El menor valor obtenido a lo
largo de estas secciones nos daría el valor crítico, pero este método en realidad es erróneo.
A lo largo de la línea diagonal B a C existe una combinación de esfuerzos cortantes y normales y por ello debe considerarse un área menor. La resistencia del miembro a lo largo de
la sección ABCD obviamente está comprendida entre la que se obtuvo al utilizar un área
calculada, restando un agujero del área de la sección transversal, y la obtenida sustrayendo
dos agujeros de la sección ABCD.
Las pruebas en juntas (nodos) demuestran que no se consigue mucho al utilizar fórmulas teóricas complicadas para considerar la situación de agujeros escalonados, por lo que
normalmente el problema se resuelve aplicando una ecuación empírica. La Especificación
AISC (B4.3b) y otras usan un método muy simple para calcular el ancho neto de un miembro
A
A
B
(a)
B
(b)
A
B
s
C
ED
(c)
g
Figura 3.4
Secciones de posibles fallas en placas.
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
70
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Domo Trans-World, St. Louis, MO. (Cortesía de Trade ARBED.)
a tensión a lo largo de una sección en zigzag.1 El método consiste en considerar el ancho total
del miembro sin tomar en cuenta la línea a lo largo de la cual pueda ocurrir la falla, restar
el diámetro de los agujeros a lo largo de la sección en zigzag considerada y añadir por cada
diagonal una cantidad dada por la expresión s2/4g. (Como esta expresión sencilla se introdujo
en 1922, muchos investigadores han propuesto otras reglas frecuentemente muy complicadas.
Sin embargo, ninguna de ellas ofrece resultados significativamente mejores.)
En esta expresión s es el espaciamiento longitudinal (o paso) entre dos agujeros cualesquiera y g es el espaciamiento transversal (o gramil) de los mismos huecos. Los valores de
s y g se muestran en la Figura 3.4(c). Pueden existir varias trayectorias, cada una de las cuales puede ser crítica en una junta específica. Debe considerarse cada una de las trayectorias
posibles y usarse la que dé el menor valor. El ancho neto menor obtenido se multiplica por
el espesor de la placa para obtener el área neta, An. El Ejemplo 3.2 ilustra el método para
calcular el área neta crítica de una sección que tiene tres hileras de tornillos. (En ángulos, el
gramil entre agujeros, en lados opuestos, se considera igual a la suma de los gramiles medidos
desde la espalda del ángulo menos el espesor de éste.)
Los agujeros para tornillos y remaches se punzonan o se taladran normalmente en los
ángulos de acero en ciertos lugares estandarizados. Estos lugares o gramiles dependen del
ancho de los lados del ángulo y del número de líneas de agujeros. La Tabla 3.1, que ha sido
tomada de la Tabla 1-7A, p. 1-48 del Manual del Acero, muestra estos gramiles. No es conveniente que el diseñador solicite gramiles diferentes a los mostrados en la Tabla, a menos que se
presenten situaciones poco comunes, debido a los costos de fabricación mayores que resultan.
1
V. H. Cochrane, “Rules for Riveted Hole Deductions in Tension Members”, Engineering News-Record
(Nueva York, noviembre 16, 1922), pp. 847-848.
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3.4 Efecto de agujeros alternados 71
TABLA 3.1 Gramiles usuales para ángulos, en pulgadas.
g
Largo 8
7
6
5
4
3 12
3
2 12
2
1 34
1 12
1 38
1 14
1
2 12
2
1 34
1 38
1 18
1
7
8
7
8
3
4
5
8
g1
g
4 12
4
3 12
3
g2
G1
3
2 12
2 14
2
g2
3
3
2 12
1 34
Ejemplo 3-2
Determine el área neta crítica de la placa de 1/2 plg de espesor mostrada en la Figura 3.5,
utilizando la Especificación AISC (Sección B4.3b). Los agujeros se punzonaron para tornillos de 3/4 plg.
A
1
22
plg
B
3 plg
C
11 plg
3 plg
E
1
2 2 plg
Figura 3.5.
D
F
3 plg
Solución. La sección crítica podría ser la ABCD, la ABCEF, o la ABEF. Los diámetros de
agujero que deben restarse son 3/4 ⫹ 1/8 ⫽ 7/8 plg. Las áreas netas para cada caso son como
sigue:
7
1
1
ABCD = (11 plg) a plgb - 2 a plgb a plgb = 4.63 plg 2
2
8
2
13 plg22 1
1
7
1
ABCEF = (11 plg) a plgb - 3 a plgb a plgb +
a plgb = 4.56 plg 2 —
2
8
2
413 plg2 2
13 plg22 1
1
7
1
ABEF = (11plg) a plgb - 2 a plgb a plgb +
a plgb = 4.81 plg 2
2
8
2
416 plg2 2
El lector notará que es una pérdida de tiempo revisar la trayectoria ABEF para esta placa.
Se requiere restar dos agujeros para las trayectorias ABCD y ABEF. Como la ABCD es más
corta, obviamente predomina sobre la ABEF.
Resp. 4.56 plg2
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
72
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
El problema de determinar el paso mínimo de conectores escalonados para restar sólo
un cierto número de agujeros al calcular la sección neta, se trata en el Ejemplo 3-3.
Ejemplo 3-3
De las dos hileras de agujeros para tornillos mostradas en la Figura 3.6, calcule el paso necesario para tener un área neta a lo largo de DEFG igual a la correspondiente a la trayectoria
ABC. El problema también puede plantearse con sigue: Determinar el paso para obtener
un área neta igual al área total menos un agujero para tornillo. Los agujeros se punzonarán
para tornillos de 3/4 plg.
D
A
2 plg
E
2 plg
2 plg
G
Paso
s
Figura 3.6.
B
F
C
Paso
s
Solución. Los diámetros de agujeros que deben restarse son 3/4 plg + 1/8 plg = 7/8 plg.
7
ABC = 6 plg - 112a plgb = 5.13 plg
8
DEFG = 6 plg - 2a
s2
s2
7
plgb +
= 4.25 plg +
8
412 plg2
8 plg
ABC = DEFG
5.13 = 4.25 +
s2
8
s = 2.65 plg
La regla relativa al factor s2/4g es sólo una aproximación o simplificación de la compleja variación de esfuerzos que ocurre en miembros con arreglo escalonado de tornillos.
Las especificaciones de acero sólo pueden proporcionar recomendaciones mínimas y los
proyectistas deben aplicar en forma razonable dicha información para situaciones complicadas que las especificaciones no pueden cubrir en aras de la brevedad y la simplicidad. Los
siguientes párrafos presentan un análisis y ejemplos numéricos de la regla relativa al factor
s2/4g aplicada a casos no considerados explícitamente en la Especificación AISC.
La Especificación AISC no incluye un método para determinar los anchos netos de
secciones que no sean placas y ángulos. Para canales, secciones W, secciones S y otras, los
espesores del alma y del patín no son los mismos. En consecuencia, es necesario trabajar con
áreas netas en vez de anchos netos. Si los agujeros se sitúan en líneas rectas a través de estos
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3.4 efecto de agujeros alternados 73
miembros, el área neta puede obtenerse simplemente restando las áreas de sección transversal de los agujeros del área total del miembro. Si los agujeros están escalonados, es necesario
s2
multiplicar los valores
por el espesor aplicable para obtener un área. Este procedimiento
4g
se aplica en el Ejemplo 3.4 a una sección W que contiene agujeros sólo en su alma.
Ejemplo 3-4
Determine el área neta de la W12 * 16 (Ag = 4.71 plg2) mostrada en la Figura 3.7, suponiendo
que los agujeros son para tornillos de 1 plg.
A
3 plg
W12 ⫻ 16
d ⫽ 12.00 plg
t ⫽0.220 plg
B
3 plg
C
3 plg
D
3 plg
E
bf ⫽ 3.99 plg
Figura 3.7.
2 plg 2 plg
Solución. Áreas netas: el agujero f es igual a 1 plg + 18 plg 118 plg
1
ABDE = 4.71 plg 2 - 2a 1 plgb10.220 plg2 = 4.21 plg 2
8
12 plg22
1
10.220 plg2= 4.11 plg 2 ;
ABCDE = 4.72 plg 2 - 3a 1 plgb 10.220 plg2 + 122
8
413 plg2
Si la línea en zigzag va de un agujero en el alma a un agujero en el patín, el espesor
cambia en la unión del patín con el alma. En el Ejemplo 3.5 el autor calcula el área neta de
una canal con agujeros escalonados en sus patines y alma. La canal se supone aplanada, formando una sola placa, como se muestra en las partes (b) y (c) de la Figura 3.8. El área neta a lo
largo de la trayectoria ABCDEF se determina tomando el área de la canal menos el área de
los agujeros a lo largo de la trayectoria en los patines y en el alma, más los valores s2/4g para
cada segmento diagonal y multiplicando el resultado por el espesor correspondiente. Para
el segmento CD, s2/4g se ha multiplicado por el espesor del alma. Para los segmentos BC y
DE (que van de los agujeros en el alma a los agujeros en el patín), se utilizó un procedimiento
aproximado en el cual los valores s2/4g se han multiplicado por el promedio de los espesores
del patín y del alma.
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
74
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Ejemplo 3-5
Determine el área neta a lo largo de la trayectoria ABCDEF para la C15 * 33.9 (Ag ⫽ 10.00
plg2) mostrada en la Figura 3.8. Los agujeros son para tornillos de 34 plg.
1.4 plg
A
2 plg
1.40 plg
B
3 ⫹ 2 ⫺ 0.40
⫽ 4.60 plg
3 plg
0.650 plg
C
0.400 plg
0.400 plg
9 plg
9 plg
D
C15 ⫻ 33.9
4.60 plg
3 plg
E
1.40 plg
3 plg F
1.4 plg
2 plg
(a)
0.650 plg
(b)
(c)
Figura 3.8.
Solución
A neta aproximada a lo largo de
7
ABCDEF = 10.00 plg2- 2a plgb10.650 plg2
8
7
- 2a plgb10.400 plg2
8
+
13 plg22
10.400 plg2
419 plg2
+ 122
13 plg2 2
a
14214.60 plg2
0.650 plg+ 0.400 plg
b
2
= 8.78 plg 2
Resp. 8.78 plg2
3.5
ÁREAS NETAS EFECTIVAS
Si un miembro que no sea una barra o una placa plana se somete a tensión axial hasta que
ocurre la falla en su sección neta, el esfuerzo real de falla a tensión probablemente será
menor que el obtenido en una probeta, a menos que las diversas partes que conforman la
sección estén conectadas de manera que el esfuerzo se transmita uniformemente a través de
la sección.
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3.5 Áreas netas efectivas
Región de
transición
Figura 3.9
Retraso
del cortante.
75
(a) Ángulo conectado por una sola ala.
(b) Esfuerzo en la región de transición ⬎ Fy.
Si las fuerzas no se transfieren uniformemente a través de la sección transversal de
un miembro, habrá una región de transición de esfuerzo no uniforme que irá de la conexión
al miembro a lo largo de cierta distancia. Ésta es la situación mostrada en la Figura 3.9(a), en
donde un miembro a tensión de un ángulo individual está conectado únicamente por un ala.
En la conexión la mayor parte de la carga es soportada por el ala conectada y se requiere la
distancia de transición mostrada en la parte (b) de la figura para que el esfuerzo se reparta
uniformemente a través de todo el ángulo.
En la región de transición, el esfuerzo en la parte conectada del miembro puede fácilmente exceder Fy y entrar al rango de endurecimiento por deformación. A menos que la
carga se reduzca, el miembro podrá fracturarse prematuramente. Entre más nos alejamos
de la conexión, más uniforme se vuelve el esfuerzo. En la región de transición, el esfuerzo
cortante se ha “retrasado” y el fenómeno se conoce como retraso del cortante.
En una situación así el flujo del esfuerzo de tensión entre la sección transversal del
miembro principal y la del miembro más pequeño conectado a éste, no es 100% efectivo.
Consecuentemente, la Especificación AISC (D.3) estipula que el área neta efectiva, Ae, de
dicho miembro se determine multiplicando el área A (que es el área neta o el área bruta o
el área directamente conectada, como se describe en las siguientes páginas) por un factor de
reducción U. El uso de un factor tal como U toma en cuenta de manera sencilla la distribución no uniforme del esfuerzo.
Ae = AnU
(Ecuación D3-1 del AISC)
El valor del coeficiente de reducción, U, está afectado por la sección transversal del
miembro y por la longitud de su conexión. Enseguida se presenta una explicación de la manera en que se determinan los factores U.
El ángulo mostrado en la Figura 3.10(a) está conectado en sus extremos sólo en uno
de sus lados. Puede verse fácilmente que su área efectiva para resistir tensión puede incrementarse considerablemente reduciendo el ancho del lado no conectado y aumentando el
del lado conectado, como se muestra en la Figura 3.10(b).
Algunos investigadores han encontrado que una medida de la efectividad de un miembro, como un ángulo conectado por sólo uno de sus lados, es la distancia x entre el plano de
la conexión y el centroide del área de la sección total.2,3 Entre menor sea el valor de x, mayor
será el área efectiva del miembro, y por ende es mayor la resistencia de diseño del miembro.
2
E. H. Gaylord, Jr. y C. N. Gaylord, Design of Steel Structures, 2ª. ed. (Nueva York: McGraw-Hill Book
Company, 1972), pp. 119-123.
3
W. H. Munse y E. Chesson, Jr., “Riveted and Bolted Joints: Net Section Design”, Journal of the Structural Division, ASCE, 89, STI (febrero 1963).
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
76
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Figura 3.10
Reducción del retraso
de cortante, y por lo
tanto de x, mediante
la reducción de la
longitud del ala no
conectada.
x
x
(a)
(b)
Otra medida de la efectividad de un miembro es la longitud de su conexión, L. Entre
mayor sea esta longitud, será más uniforme la transferencia del esfuerzo a las partes sin
conectar del miembro. En otras palabras, si se usan 3 tornillos a 3 pulgadas entre centros, el
área efectiva del miembro será menor que si se usan 3 tornillos a 4 pulgadas entre centros.
El efecto de estos dos parámetros, x y L, se expresa empíricamente con el factor de
reducción
U = 1 -
x
L
A partir de esta expresión, puede verse que entre menor sea el valor de x y mayor sea el
valor de L, será mayor el valor de U, y por ende será mayor el área efectiva del miembro.
La Sección D3 del Comentario del AISC para la Sección D de la especificación tiene una
explicación adicional del efecto de retraso del cortante. Las Figuras C-D3.1 a C-D3.4 muestran cómo se determinan x y L para diversos miembros a tensión atornillados y soldados.
3.5.1
Miembros atornillados
Si una carga de tensión debe transmitirse por medio de tornillos, el área bruta se reduce al
área neta An del miembro, y U se calcula como sigue:
U = 1 -
x
L
La longitud L usada en esta expresión es igual a la distancia entre el primero y el último
tornillo en la línea. Cuando hay dos o más líneas de pernos, L es la longitud de la línea con
el número máximo de tornillos. Si los pernos están a tresbolillo, L es la dimensión fuera a
fuera entre los tornillos extremos en una línea. Notará usted que entre más larga se vuelve la
conexión (L), más grande resultará U, así como el área efectiva del miembro. (Por otra parte,
veremos en los capítulos sobre conexiones de este texto que la efectividad de los conectores
se reduce en alguna medida si se usan conexiones muy largas.) No hay datos suficientes para
el caso en que sólo se usa un tornillo en cada línea. Se considera que un enfoque conservador
para este caso es suponer que Ae An del elemento conectado. La Tabla 3.2 proporciona
una lista detallada del retraso de cortante o de los factores U para diferentes situaciones.
Esta tabla es una copia de la Tabla D3.1 de la Especificación AISC.
Para algunos problemas que se presentan aquí, los autores calculan U con la expresión
x
1
, el Caso 2 de la Tabla 3.2, y luego la comparan con el valor del Caso 7 para los perfiles
L
W, M, S, HP o tes cortadas a partir de estos perfiles y del Caso 8 para ángulos individuales.
Entonces se usa el mayor valor de los dos en sus cálculos, tal como lo permite la Especificación AISC.
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Factores de retraso de cortante para los conectores de los miembros a tensión.
4
5
HSS redonda con una placa de empalme
concéntrica individual.
6
HSS rectangular
x
x
U 1 x l
x
x
U 1.0
y
An área de los elementos
directamente conectados
l 2w. . . U 1.0
2w l 1.5w. . . U 0.87
1.5w l w. . . U 0.75
l 1.3D. . . U 1.0
D l 1.3D. . . U 1 xl
x D
con una placa de empalme
concéntrica individual
l H . . . U 1 xl
x
con dos placas de empalme
laterales
8
Perfiles W, M, S o
HP o tes cortadas de
estos perfiles. (Si U
se calcula según el
Caso 2, se permite
usar el valor mayor.)
Ángulos individuales
y dobles (si U se
calcula según el Caso
2, se permite usar el
valor mayor).
H
2
2BH
B
4(B H)
l H . . . U 1 xl
x
7
l
D
3
Todos los miembros a tensión, excepto placas y
HSS, donde la carga de tensión se transmite a
algunos pero no a todos lo elementos de la sección
transversal mediante sujetadores o soldadura
longitudinal en combinación con soldadura
transversal. (En forma alterna, para W, M, S y HP,
puede usarse el Caso 7. Para los ángulos, puede
usarse el Caso 8.)
Todos los miembros a tensión donde la carga de
tensión se transmite solamente por la soldadura
transversal a algunos pero no a todos los
elementos de la sección transversal.
Placas donde la carga de tensión se transmite
solamente por soldadura longitudinal.
U 1.0
B2
4(B H)
con el patín conectado con 3
o más sujetadores por línea
en la dirección de la carga
bf 2/3d . . . U 0.90
bf 2/3d . . . U 0.85
con el alma conectada con 4
o más sujetadores por línea
en la dirección de la carga
U 0.70
con 4 o más sujetadores por
línea en la dirección de la
carga
U 0.80
con 3 sujetadores por línea
en la dirección de la carga
(con menos de 3 sujetadores
por línea en la dirección de
la carga, use el Caso 2).
U 0.60
B
2
Ejemplo
Factor de retraso de cortante, U
H
B
Caso
Descripción del elemento
1
Todos los miembros a tensión donde la carga
de tensión se transmite directamente a cada uno de
los elementos de la sección transversal mediante
sujetadores o soldadura (excepto en los Casos 4,
5 y 6).
w
TABLA 3.2
l longitud de la conexión, plg (mm); w ancho de placa, plg (mm); x excentricidad de la conexión, plg
(mm); B ancho total del miembro rectangular HSS, medido a 90° con el plano de la conexión, plg (mm); H altura total del miembro rectangular HSS, medida en el plano de la conexión, plg (mm).
Fuente: Especificación AISC, Tabla D3.1, p. 16.1-28, junio 22, 2010. Derechos reservados © American Institute
of Steel Construction. Reproducido con autorización. Todos los derechos reservados.
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78
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
x
Mitad del peralte de la W
Te estructural
x
y
en las tablas de
tes estructurales
x
(b)
(a)
Figura 3.11
Valores de x para diferentes perfiles.
Para calcular U para una sección W conectada sólo por sus patines, supondremos que
la sección está dividida en dos tes estructurales. Entonces, el valor de x usado será la distancia desde el borde exterior del patín al centro de gravedad de la te estructural, como se
muestra en las partes (a) y (b) de la Figura 3.11.
La Especificación AISC permite que el proyectista use valores mayores de U que los
que se obtienen de la ecuación si tales valores pueden justificarse por pruebas u otros criterios racionales.
La Sección D3 del Comentario del AISC proporciona valores de x sugeridos para
usarse en la ecuación para U para varias situaciones no consideradas en la Especificación.
Se incluyen valores para secciones W y C atornilladas sólo a través de sus almas. También se
consideran ángulos individuales con dos líneas de tornillos a tresbolillo en una de sus alas. La
idea básica para calcular x para estos casos se presenta en el siguiente párrafo.4
La canal de la Figura 3.12(a) está conectada con dos líneas de tornillos a través de
su alma. La parte “ángulo” de esta canal arriba del centro del tornillo superior se muestra
marcada en la parte (b) de la figura. Esta parte de la canal no está conectada. Para fines del
retraso del cortante podemos determinar la distancia horizontal de la cara exterior del alma
al centroide de la canal. Esta distancia, que se da en las tablas de perfiles del Manual, será
la x usada en la ecuación. Se piensa que con esta idea en mente, el lector podrá entender los
valores mostrados en el Comentario para otras secciones.
El Ejemplo 3-6 ilustra los cálculos necesarios para determinar el área neta efectiva de
una sección W atornillando sus patines en cada extremo.
x
Figura 3.12
Cálculo de x para una canal
atornillada en su alma.
(a)
(b)
4
W. S. Easterling y L. G. Giroux, “Shear Lag Effects in Steel Tension Members”, Engineering Journal,
AISC, no. 3 (3er. trimestre, 1993), pp. 77-89.
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3.5 Áreas netas efectivas
79
Ejemplo 3-6
Determine las resistencias de diseño por tensión LRFD y de diseño por tensión permisible
ASD de una W10 * 45 con dos líneas de tornillos de 34 plg de diámetro en cada patín usando
acero A572 grado 50 con Fy 50 klb/plg2 y Fu 65 klb/plg2 y la Especificación AISC. Suponga que hay por lo menos tres tornillos en cada línea a 4 plg entre centros y que los tornillos
no están a tresbolillo entre sí.
Solución. Usando una W10 * 45 (Ag 13.3 plg2, d 10.10 plg, bf 8.02 plg, tf 0.620 plg)
Resistencia a la tensión nominal o disponible de la sección Pn FyAg (50 klb/plg2)
(13.3 plg2) 665 k
(a) Fluencia de la sección bruta
LRFD con ft 0.9
ASD con
t
1.67
Pn
665 k
=
= 398.2 k
Æt
1.67
ftPn (0.9)(665 k) = 598.5 k
(b) Resistencia a la fractura por tensión
1
3
An = 13.3 plg 2 - 142a plg + plgb10.620 plg2= 11.13 plg 2
4
8
Haciendo referencia a las tablas en el Manual para mitades de una W10 * 45 (o para
una WT5 * 22.5), encontramos que
x 0.907 plg (y de la Tabla 1-8 del Manual AISC)
Longitud de la conexión, L 2 (4 plg) 8 plg
De la Tabla 3.2 (Caso 2), U = 1 Pero bf = 8.02 plg 7
x
0.907 plg
= 1 = 0.89
L
8 plg
2
2
d = a b 110.12 = 6.73 plg
3
3
‹ U de la Tabla 3.2 (Caso 7) es 0.90 ;
Ae U An (0.90)(11.13 plg2) 10.02 plg2
Pn FuAe (65 klb/plg2)(10.02 plg2) 651.3 k
LRFD con ft 0.75
ftPn (0.75)(651.3 k) 488.5 k ;
ASD con
t
2.00
Pn
651.3 k
= 325.6 k ;
=
Æt
2.00
Resp. LRFD 488.5 k (la fractura controla) ASD 325.6 k (la fractura controla)
Alfaomega
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80
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Notas:
1. En la Tabla 3.2 (Caso 7), se establece que puede usarse U siendo igual a 0.90 para secciones W si bf Ú 2/3d.
2. Las respuestas a los problemas de resistencia a la tensión como éste se obtienen de la
Tabla 5-1 del Manual. Sin embargo, los valores en esta tabla se basan en las hipótesis
de que U = 0.9 y Ae = 0.75 Ag. Como resultado, los valores varían un poco de aquellos
determinados con los valores calculados de U y Ae. Para este problema, los valores
LRFD de la Tabla 5-9 del AISC son 599 k para la fluencia a la tensión y 487 k para la
fractura a la tensión. Para el ASD, los valores permisibles son 398 k y 324 k, respectivamente.
Ejemplo 3-7
Determine las resistencias de diseño por tensión LRFD y de diseño por tensión permisible
ASD de una A36 (Fy = 36 klb/plg2 y Fu = 58 klb/plg2) L6 * 6 * 3/8 plg que está conectada en
sus extremos con una línea de cuatro tornillos de 7/8 plg de diámetro con agujeros estándar
de 3 plg entre centros en un ala del ángulo.
Solución. Usando una L6 * 6 *
3
(Ag = 4.38 plg2, y = x = 1.62 plg) resistencia a la tensión
8
nominal o disponible del ángulo
Pn = FyAg = (36 klb/plg2)(4.38 plg2) 157.7 K
(a) Fluencia de la sección bruta
LRFD con ft 0.9
ftPn (0.9)(157.7 k) 141.9 k ;
ASD con
Pn
Æt
=
t
1.67
157.7 k
= 94.4 k ;
1.67
(b) Resistencia a la fractura por tensión
7
1
3
An = 4.38 plg2 - 112a plg+ plgb a plgb = 4.00 plg2
8
8
8
Longitud de la conexión, L = (3)(3 plg) = 9 plg
1.62 plg
x
= 1 = 0.82
U = 1 L
9 plg
De la Tabla 3.2, Caso 8, para 4 o más sujetadores en la dirección de la carga, U = 0.80.
Use U calculada = 0.82.
Ae AnU = (4.00 plg2)(0.82) = 3.28 plg2
Pn FuAe = (58 klb/plg2) (3.28 plg2) = 190.2 k
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3.5 Áreas netas efectivas
LRFD con ft 0.75
ftPn (0.75)(190.2 k) 142.6 k
ASD con
t
81
2.00
Pn
190.2 k
= 95.1 k
=
Æt
2.00
Resp. LRFD = 141.9 k (la fluencia controla) ASD = 94.4 k (la fluencia controla)
3.5.2
Miembros soldados
Cuando se transfieren las cargas de tensión por soldaduras, deberán usarse las siguientes
reglas de la Tabla D-3.1 del AISC, Tabla 3.2 de este libro, para determinar los valores de A y
de U (Ae para conexiones atornilladas = AU):
1. Si la carga se transmite sólo por soldaduras longitudinales a otros elementos que no
sean placas, o por soldaduras longitudinales en combinación con soldaduras transversales, A debe ser igual al área bruta total Ag del miembro (Tabla 3.2, Caso 2).
2. Si una carga de tensión se transmite sólo por soldaduras transversales, A debe ser igual
al área de los elementos directamente conectados y U es igual a 1.0 (Tabla 3.2, Caso 3).
3. Las pruebas han mostrado que cuando placas o barras planas conectadas por soldaduras de filete longitudinales (término que se describirá en el Capítulo 14) se usan
como miembros en tensión, ellas pueden fallar prematuramente por retraso del cortante en las esquinas si las soldaduras están muy separadas entre sí. Por tanto, la Especificación AISC establece que cuando se encuentren tales situaciones, las longitudes
de las soldaduras no deben ser menores que el ancho de las placas o barras. La letra
A representa el área de la placa, y UA es el área neta efectiva. Para tales situaciones,
deberán usarse los siguientes valores de U (Tabla 3.2, Caso 4):
Cuando l Ú 2w
Cuando 2w 7 l Ú 1.5w
Cuando 1.5w 7 l Ú w
U = 1.0
U = 0.87
U = 0.75
Aquí, l longitud de la soldadura, plg
w ancho de la placa (distancia entre soldaduras), plg
Para combinaciones de soldaduras longitudinales y transversales, l debe tomarse igual
a la longitud de la soldadura longitudinal, porque la soldadura transversal tiene poco o ningún efecto sobre el retraso del cortante (es decir, hace poco por llevar la carga a la partes no
conectadas del miembro).
Los ejemplos 3-8 y 3-9 ilustran los cálculos de las áreas efectivas, las resistencias de
diseño a la tensión LRFD, y las resistencias de diseño permisibles ASD de dos miembros
soldados.
Ejemplo 3-8
La placa de 1 * 6 plg mostrada en la Figura 3.13 está conectada a una placa de 1 * 10 plg
con soldaduras de filete longitudinales para soportar una carga de tensión. Determine las
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82
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
resistencias de diseño por tensión LRFD y de diseño por tensión permisible ASD del miembro si Fy 50 klb/plg2 y Fu 65 klb/plg2.
PL1 ⫻ 10 plg
PL1 ⫻ 6 plg
⫽ 6 plg
Pu
Soldaduras de filete
longitudinales
Pu
L ⫽ 8 plg
Figura 3.13.
Solución. Considerando la resistencia a la tensión nominal o disponible de la PL más pequeña de 1 plg * 6 plg
Pn = FyAg = (50 klb/plg2) (1 plg * 6 plg) = 300 k
(a) Fluencia de la sección bruta
LRFD con ft 0.9
ftPn (0.9)(300 k) 270 k
ASD con
t
1.67
Pn
300 k
= 179.6 k
=
Æt
1.67
(b) Resistencia a la fractura por tensión
1.5w = 1.5 * 6 plg = 9 plg 7 L = 9 plg 7 w = 6 plg
‹ U ⫽ 0.75 de la Tabla 3.2, Caso 4
Ae ⫽ AnU = (6.0 plg2)(0.75) = 4.50 plg2
Pn ⫽ FuAe = (65 klb/plg2) (4.50 plg2) = 292.5 k
LRFD con ft ⫽ 0.75
ASD con ⍀t ⫽ 2.00
ftPn ⫽ (0.75)(292.5 k) ⫽ 219.4 k ;
Pn
292.5 k
= 146.2 k ;
=
Æt
2.00
Resp. LRFD = 219.4 k (la fractura controla) ASD = 146.2 k (la fractura controla)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.5 Áreas netas efectivas
83
Algunas veces un ángulo tiene una de sus alas conectadas a las soldaduras tanto longitudinal como transversal, pero no se hacen conexiones a la otra ala. Determinar U de la
Tabla 3.2 para este caso es más bien complicado. El autor piensa que deberá usarse el Caso
x
2 de la Tabla 3.2 (es decir, U = 1 - ) para esta situación. Esto se hace en el Ejemplo 3-9.
L
Ejemplo 3-9
Calcule las resistencias de diseño por tensión LRFD y de diseño por tensión permisible ASD
del ángulo mostrado en la Figura 3.14. Está soldado sólo en su extremo (transversal) y a los
lados (longitudinales) del ala de 8 plg. Fy = 50 klb/plg2 y Fu = 70 klb/plg2.
Placa
3
4
(x ⫽ 1.56 plg, A ⫽ 9.99 plg2)
L8 ⫻ 6 ⫻
Ángulo
soldadura
6 plg
8 plg
1.56 plg
8 plg
Placa
6 plg
Figura 3.14.
Solución. Resistencia a la tensión nominal o disponible del ángulo
⫽ Pn ⫽ FyAg ⫽ (50 klb/plg2)(9.99 plg2) ⫽ 499.5 k
(a) Fluencia de la sección bruta
LRFD con ft ⫽ 0.9
ASD con ⍀t ⫽ 1.67
ftPn ⫽ (0.9)(449.5 k) ⫽ 449.5 k
Pn
499.5 k
= 299.1 k
=
Æt
1.67
(b) Resistencia a la fractura por tensión. (Ya que solamente un ala de L está conectada, es necesario calcular un área efectiva reducida.) Use la Tabla 3.2 (Caso 2).
U = 1 -
x
1.56 plg
= 1 = 0.74
L
6 plg
Ae ⫽ AgU = (9.99 plg2)(0.74) = 7.39 plg2
Pn ⫽ FuAe = (70 klb/plg2) (7.39 plg2) = 517.3 k
LRFD con ft ⫽ 0.75
ftPn ⫽ (0.75)(517.3 k) ⫽ 388.0 k ;
Resp. LRFD = 388.0 k (la fractura controla)
Alfaomega
ASD con ⍀t ⫽ 2.00
Pn =
517.3 k
= 258.6 k ;
2.00
ASD = 258.6 k (la fractura controla)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
84
3.6
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
ELEMENTOS DE CONEXIÓN PARA MIEMBROS A TENSIÓN
Cuando se usan placas de empalme como elementos de conexión cargados estáticamente a
tensión, su resistencia se calculará como sigue:
(a) Por fluencia de elementos de conexión a tensión
Rn ⫽ FyAg
f ⫽ 0.90 (LRFD)
(Ecuación J4-1 del AISC)
⍀ ⫽ 1.67 (ASD)
(b) Por fractura de elementos de conexión a tensión
Rn ⫽ FuAe
f ⫽ 0.75 (LRFD)
(Ecuación J4-2 del AISC)
⍀ ⫽ 2.00 (ASD).
El área neta A = An, usada en la segunda de estas expresiones no debe exceder del
85% de Ag. Pruebas realizadas durante varias décadas han demostrado que los elementos de
conexión a tensión remachados o atornillados pocas veces tienen una eficiencia mayor del
85%, aun cuando los agujeros representen un porcentaje muy pequeño del área total de los
elementos. Las longitudes de los elementos conectores son más bien pequeñas, en comparación con las longitudes de los miembros; por lo tanto, las deformaciones inelásticas de las
secciones totales son limitadas. En el Ejemplo 3-10, se determina la resistencia de un par de
placas conectadas a tensión.
Ejemplo 3-10
El miembro a tensión (Fy = 50 klb/plg2 y Fu = 65 klb/plg2) del Ejemplo 3-6 se supone conectado en sus extremos con dos placas de 3/8 * 12 plg, como se muestra en la Figura 3.15. Si en
cada placa se usan dos hileras de tornillos de 3/4 plg, determinar la fuerza de diseño a tensión
LRFD y la fuerza permisible a tensión ASD que las dos placas pueden transmitir.
PL
3
8
⫻ 12
Pu
2
W10 ⫻ 45
Pu
Pu
2
PL
3
8
⫻ 12
Figura 3.15.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.7 Bloque de cortante 85
Solución. Resistencia nominal de las placas
Rn = FyAg = 150 klb plg22a 2 *
3
plg * 12 plgb = 450 k
8
(a) Fluencia a la tensión de los elementos conectores
LRFD con f = 0.90
fRn = 10.9021450 k2 = 405 k
ASD con Æ = 1.67
Rn
450 k
=
= 269.5 k
Æ
1.67
(b) Fractura a la tensión de los elementos conectores
3
3
1
3
An de dos placas = 2 c a plg * 12 plgb - 2 a plg + plgb a plgb d = 7.69 plg2
8
4
8
8
3
0.85Ag = 10.852a 2 * plg * 12 plgb = 7.65 plg 2 ;
8
Rn = FuAe = 165 klb/plg2217.65 plg 22 = 497.2 k
LRFD con f = 0.75
fRn = 10.7521497.2 k2 = 372.9 k ;
Resp. LRFD = 372.9 k (la fractura controla)
3.7
ASD con Æ = 2.00
Rn
497.2 k
=
= 248.6 k ;
Æ
2.00
ASD = 248.6 k (la fractura controla)
BLOQUE DE CORTANTE
Las resistencias de diseño LRFD y permisible ASD de los miembros a tensión no siempre
están controladas por la fluencia a la tensión, la fractura a la tensión, o por la resistencia de
los tornillos o las soldaduras con que se conectan. En lugar de ello, pueden estar controladas
por la resistencia de su bloque de cortante, como se describe en esta sección.
La falla de un miembro puede ocurrir a lo largo de una trayectoria que implique tensión en un plano y cortante en otro plano perpendicular, como se muestra en la Figura 3.16,
donde se ilustran varias fallas posibles en el bloque de cortante. Para estas situaciones, es
posible que un “bloque” de acero se desgarre.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
86
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Plano de cortante
Plano de tensión
a) Ángulo atornillado
Las partes sombreadas
pueden desgarrarse
Plano de cortante
Plano de tensión
Plano de tensión
Esta parte sombreada
puede desgarrarse
Plano de cortante
b) Patín atornillado de la sección W
Plano de
cortante
Plano de tensión
Esta parte sombreada
puede desgarrarse
alrededor de los
cordones de soldadura
Plano de cortante
c) Placas soldadas
Figura 3.16
Bloque de cortante.
Cuando una carga de tensión aplicada a una conexión particular se incrementa, la
resistencia a la fractura del plano más débil estará próxima. Ese plano no fallará entonces
porque está restringido por el plano más fuerte. La carga puede incrementarse hasta que se
alcance la resistencia a la fractura del plano más fuerte. En ese instante, el plano más débil
está fluyendo. La resistencia total de la conexión es igual a la resistencia por fractura del plano más fuerte más la resistencia por fluencia del plano más débil.5 Entonces, no es razonable
sumar la resistencia por fractura de un plano a la resistencia por fractura del otro plano para
determinar la resistencia por cortante de un miembro específico. Puede verse que el bloque
de cortante es una situación de desgarramiento o ruptura y no una situación de fluencia.
El miembro mostrado en la Figura 3.17(a) tiene un área grande de cortante y un área
pequeña a tensión; entonces, la resistencia principal a una falla del bloque de cortante es el
cortante y no la tensión. La Especificación AISC considera que es lógico suponer que cuando ocurre una fractura por cortante en esta zona con alta capacidad de corte, la pequeña área
a tensión ya ha fluido.
La parte (b) de la Figura 3.17 muestra, considerablemente aumentado, un diagrama
de cuerpo libre del bloque que tiende a desgarrarse del ángulo en la parte (a). Puede verse
en este croquis que el bloque de cortante es causado por el aplastamiento de los tornillos al
apoyarse sobre la espalda de los agujeros.
5
L. B. Burgett, “Fast Check for Block Shear”, Engineering Journal, AISC, vol. 29, no. 4 (4o. trimestre,
1992), pp. 125-127.
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Alfaomega
3.7 Bloque de cortante 87
1
5
Pu
Área grande
de cortante
Pu
Pu
5
Área pequeña de tensión
(a)
Fractura por cortante y fluencia por tensión
(b)
Cuerpo libre del “bloque” que tiende
a desgarrarse en el ángulo de la parte (a)
Esfuerzos
cortantes
Esfuerzos
de tensión
Pu
Esfuerzos
cortantes
(c)
Fractura por tensión y fluencia por cortante
Figura 3.17
Bloque de cortante.
En la parte (c) de la Figura 3.17 se muestra un miembro que en lo que respecta al bloque
de cortante, tiene una gran área de tensión y una pequeña área de cortante. El AISC considera que para este caso la principal fuerza resistente contra una falla por bloque de cortante
será de tensión y no de cortante. De esta manera, una falla por bloque de cortante no puede
ocurrir hasta que se fracture el área a tensión. En ese momento es lógico suponer que el área
a cortante ha fluido.
Basada en el análisis precedente, la Especificación (J4.3) del AISC establece que la
resistencia de diseño por bloque de cortante de un miembro específico se determina 1) calculando la resistencia por fractura a tensión en la sección neta en una dirección y sumado a ese
valor la resistencia de fluencia por cortante en el área total del segmento perpendicular y
2) calculando la resistencia a la fractura por cortante en el área total sujeta a tensión y sumando a este valor la resistencia a la fluencia por tensión en el área neta sujeta a cortante en
el segmento perpendicular. La expresión que debe aplicarse es aquella con el mayor término
de fractura.
Los resultados de las pruebas muestran que este procedimiento da buenos resultados.
Además, es consistente con los cálculos previamente usados para miembros a tensión en los
que se emplean áreas totales para el estado límite de fluencia (FyAg) y áreas netas para el
estado límite de fractura (FuAe).
La Especificación (J4.3) del AISC establece que la resistencia disponible Rn para la
resistencia de diseño a la fractura por bloque de cortante es la siguiente:
Rn = 0.6FuAnv + UbsFuAnt … 0.6FyAgv + UbsFuAnt
(Ecuación J4-5 del AISC)
f ⫽ 0.75 (LRFD)
Alfaomega
⍀ ⫽ 2.00 (ASD)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
88
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
en donde
Agv = área total sujeta a cortante, plg2 (mm2)
Anv = área neta sujeta a cortante, plg2 (mm2)
Ant = área neta sujeta a tensión, plg2 (mm2).
Otro valor incluido en la Ecuación J4-5 del AISC es un factor de reducción Ubs. Su
propósito es considerar el hecho de que tal vez la distribución de esfuerzos no sea uniforme
en el plano a tensión para algunas conexiones. Si la distribución de esfuerzos a tensión es
uniforme, Ubs será tomado igual a 1.0, de acuerdo con la Especificación (J4.3) del AISC.
Generalmente se considera que el esfuerzo de tensión es uniforme para ángulos, placas de
empalme (o conexiones), y para vigas recortadas con una línea de tornillos. Las conexiones
de la parte (a) de la Figura 3.18 se sitúan en esta clase. Si el esfuerzo de tensión es no uniforme, Ubs debe hacerse igual a 0.5. Esta situación ocurre en vigas recortadas con dos líneas de
tornillos como se ilustra en la parte (b) de la figura. Ahí el esfuerzo es no uniforme porque la
fila de tornillos más cercana al extremo de la viga absorbe la proporción mayor de la carga de
cortante. Si los tornillos para las vigas recortadas se colocan a distancias no estándar a partir
de los extremos de la viga, puede ocurrir la misma situación de esfuerzo de tensión no uniforme, y deberá usarse un valor de 0.5 para Ubs.
La parte sombreada
puede desprenderse
por cortante
Ángulo de extremo
Conexión de viga de una sola fila
(a) Ubs ⫽ 1.0
Figura 3.18
Bloque de cortante.
Conexión de extremo de viga de filas múltiples
(b) Ubs ⫽ 0.5
Los Ejemplos 3-11 a 3-13 ilustran la determinación de la resistencia por bloque de
cortante de tres miembros. El tema del bloque de cortante se trata más ampliamente en los
capítulos sobre conexiones de este texto, en donde encontraremos que es absolutamente
necesario revisar las conexiones de la viga cuando el patín superior se despatina, como se
ilustra en las Figuras 10.2(c), 10.6 y 15.6(b). Si fuera insuficiente la resistencia por bloque de
cortante, ésta puede incrementarse al aumentar la distancia hasta el borde y/o la separación
de los tornillos.
Ejemplo 3-11
El miembro de acero A572 Grado 50 (Fu = 65 klb/plg2) en tensión mostrado en la Figura 3.19
está conectado con tres tornillos de 3/4 plg. Determine la resistencia a la fractura del bloque
de cortante LRFD y la resistencia a la fractura permisible del bloque de cortante ASD del
miembro. También calcule las resistencias de diseño por tensión LRFD y de diseño por tensión permisible ASD del miembro.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.7 Bloque de cortante 89
3
1
2
1
2 2 plg ⫽ lh
plg
2 plg ⫽ l
1
L6 ⫻ 4 ⫻ 2
(A ⫽ 4.75 plg2, x en el lado
no conectado ⫽ 0.981 plg)
4 plg
10 plg
4 plg
Plano de cortante
Figura 3.19.
Plano de tensión
Solución
1
Agv = 110 plg2a plgb = 5.0 plg2
2
3
1
1
Anv = c 10 plg - 12.52a plg + plgb d a plgb = 3.91 plg2
4
8
2
1 3
1
1
Ant = c 2.5 plg - a b a plg+ plgb d a plgb = 1.03 plg2
2 4
8
2
Ubs = 1.0
Rn = 10.62165 klb/plg 213.91 plg22 + 11.02165 klb/plg2211.03 plg22 = 219.44 k
2
… 10.62150 klb/plg2215.0 plg22 + 11.02165 klb/plg2211.03 plg22 = 216.95 k
219.44 k 7 216.95 k
‹ Rn = 216.95 k
(a) Resistencia del bloque de cortante
LRFD con f = 0.75
fRn = 10.7521216.95 k2 = 162.7 k ;
ASD con Æ = 2.00
Rn
Æ
=
216.95 k
= 108.5 k ;
2.00
(b) Resistencia a la tensión del ángulo nominal o disponible
Pn = FyAg = 150 klb/plg2214.75 plg22 = 237.5 k
Fluencia de la sección total
LRFD con ft = 0.9
ftPn = 10.921237.5 k2 = 213.7 k
Alfaomega
ASD con Æ t = 1.67
Pn
Æt
=
237.5 k
= 142.2 k
1.67
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
90
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
(c) Resistencia a la fractura por tensión
3
1
1
An = 4.75 plg 2 - a plg+ plgb a plgb = 4.31 plg 2
4
8
2
L para los tornillos = 12214 plg2 = 8 plg
x
0.981 plg
= 1 = 0.88
L
8 plg
Ae = UAn = 10.88214.31 plg 22 = 3.79 plg 2
U = 1
-
Pn = FuAe = 165 klb plg2213.79 plg22 = 246.4 k
ASD con Æ t = 2.00
LRFD con ft = 0.75
ftPn = 10.7521246.4 k2 = 184.8 k
Pn
246.4 k
= 123.2 k
=
Æt
2.00
Resp. LRFD = 162.7 k (el bloque de cortante controla) ASD = 108.5 k (el bloque de
cortante controla)
Ejemplo 3-12
Determine la resistencia de diseño LRFD y la resistencia permisible ASD de las placas de
acero A36 (Fy = 36 klb/plg2, Fu = 58 klb/plg2) mostradas en la Figura 3.20. Incluya la resistencia por bloque de cortante en los cálculos.
Plano de tensión
1
2
4 plg
plg PL
Plano de cortante
Plano de cortante
PL
1
2
⫻ 10
10 plg
Figura 3.20.
Solución
(a) Fluencia de la sección total
1
Pn = FyAg = (36 klb/plg2)a plg * 10 plgb = 180 k
2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.7 Bloque de cortante 91
LRFD con ft = 0.9
ASD con Æ t = 1.67
ftPn = 10.921180 k2 = 162 k ;
Pn
Æt
=
180 k
= 107.8 k ;
1.67
(b) Resistencia a la fractura por tensión
U = 1.0 (Tabla 3.2, Caso 1)
1
Ae = 11.02a plg * 10 plg b = 5.0 plg 2
2
Pn = FuAe = 158 klb/plg2215.0 plg 22 = 290 k
LRFD con ft = 0.75
ASD con Æ t = 2.00
ftPn = 10.7521290 k2 = 217.5 k
Pn
290 k
=
= 145 k
Æt
2.00
(c) Resistencia del bloque de cortante
1
Agv = a plgb 12 * 4 plg2 = 4.00 plg 2
2
Anv = 4.00 plg 2
1
Ant = a plgb110 plg2 = 5.0 plg 2
2
Ubs = 1.0
Rn = 10.62158 klb/plg2214.0 plg 22 + 11.002158 klb/plg2215.0 plg 22 = 429.2 k
… 10.62136 klb/plg2214.0 plg 22 + 11.002158 klb/plg2215.0 plg 22 = 376.4 k
429.2 k 7 376.4 k
‹ Rn = 376.4 k
LRFD con f = 0.75
fRn = 10.7521376.4 k2 = 282.3 k
Resp. LRFD = 162 k (la fluencia controla)
Alfaomega
ASD con Æ = 2.00
Rn
Æ
=
376.4 k
= 188.2 k
2.00
ASD = 107.8 k (la fluencia controla)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
92
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
Ejemplo 3-13
Determine la resistencia de diseño a la tensión LRFD y la resistencia a la tensión ASD de la
W12 * 30 (Fy = 50 klb/plg2, Fu = 65 klb/plg2) que se muestra en la Figura 3.21 si se usan tor7
nillos de plg en la conexión. Incluya los cálculos de bloque de cortante para los patines.
8
Solución
(a) Fluencia de la sección total
Pn = FyAg = 150218.792 = 439.5 k
ASD con Æ t = 1.67
LRFD con ft = 0.9
ftPn = 10.921439.52 = 395.5 k
Pn
439.5
= 263.2 k
=
Æt
1.67
(b) Resistencia a la fractura por tensión
7
1
An = 8.79 plg2 - 142a plg+ plgb 10.440 plg2= 7.03 plg2
8
8
x = y en la tabla = 1.27 plg para WT6 * 15
W12 ⫻ 30 (Ag ⫽ 8.79 plg2, d ⫽ 12.3 plg,
t ⫽ 0.260 plg, tf ⫽ 0.440 plg, bf ⫽ 6.52 plg)
2 plg
Plano de cortante
4 plg
10 plg
4 plg
Plano de tensión
1.51 in
Figura 3.21.
Gramil
3.50 plg
1.51 plg
6.52 plg
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Alfaomega
3.7 Bloque de cortante 93
U =1 -
x
1.27 plg
= 1 = 0.84
L
2 * 4 plg
bf = 6.52 plg 6
2
* 12.3 = 8.20 plg
3
‹ U = 0.85 para el Caso 7 en la Tabla 3.2
Ae = UAn = 10.85217.03 plg22 = 5.98 plg2
Pn = FuAe = 165 klb/plg2215.98 plg22 = 388.7 k
LRFD con ft = 0.75
ftPn = 10.7521388.7 k2 = 291.5 k ;
ASD con Æ t = 2.00
Pn
388.7 k
=
= 194.3 k ;
Æt
2.00
(c) Resistencia del bloque de cortante considerando ambos patines
Agv = 142110 plg210.440 plg2= 17.60 plg2
7
1
Anv = 142c 10 plg - 12.52a plg+ plgb d 0.440 plg = 13.20 plg2
8
8
1 7
1
Ant = 142c 1.51 plg - a b a plg+ plgb d0.440 plg = 1.78 plg2
2 8
8
Rn = 10.62165 klb/plg22113.20 plg22 + 11.002165 klb/plg2211.78 plg22 = 630.5 k
… 10.62150 klb/plg22117.60 plg22 + 11.002165 klb/plg2211.78 plg22 = 643.7 k
630.5 k < 643.7 k
‹ Rn = 630.5 k
LRFD con f = 0.75
ASD con Æ = 2.00
fRn = 10.7521630.5 k2 = 472.9 k
Resp. LRFD = 291.5 k (controla la fractura)
Alfaomega
Rn
630.5 k
=
= 315.2 k
Æ
2.00
ASD = 194.3 k (controla la fractura)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
94
3.8
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
PROBLEMAS PARA RESOLVER (USE AGUJEROS DE TORNILLO DE TAMAÑO
ESTÁNDAR EN TODOS LOS PROBLEMAS)
3-1 al 3-12. Calcule el área neta en cada uno de los miembros indicados.
3-1. (Resp. 5.34 plg2)
PL
Tornillos de
3
4
3
4
⫻8
plg ⭋
Figura P3-1.`
3-2.
PL 1⫻ 12
Tornillos de 1 plg ⭋
Figura P3-2.
3-3. (Resp. 9.38 plg2)
Tornillos de
3
4
plg ⭋
W12 ⫻ 40
Figura P3-3.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.8 Problemas para resolver 95
Tornillos de 1 plg ⭋
3-4.
WT15 ⫻ 54
Figura P3.4.
3-5. Una L8 * 4 * 3/4 con dos líneas de tornillos de 34 plg Ø en el lado largo y una
línea de tornillos de 34 plg Ø en el lado corto. (Resp. 6.52 plg2.)
3-6. Un par de L 4 * 4 * 14, con una línea de tornillos de 78 plg Ø en cada lado.
3-7. Una W18 * 35 con dos agujeros en cada patín y uno en el alma, todos para
tornillos de 78 plg Ø. (Resp. 8.30 plg2.)
3-8. La sección compuesta mostrada en la Figura P3-8 para la que se usan tornillos
de 34 plg Ø.
PL 58 ⫻ 14
WT15 ⫻ 45
Figura P3-8.
3-9. La placa 1 * 8 mostrada en la Figura P3-9. Los agujeros son para tornillos de
3
plg Ø. (Resp. 6.44 plg2.)
4
3 plg
3 plg
8 plg
2 plg
1 12
plg
PL 1 ⫻ 8
Figura P3-9.
3-10. La placa 3/4 * 10 mostrada en la Figura P3-10. Los agujeros son para tornillos
de 7/8 plg Ø.
2 plg
3 plg
10 plg
3 plg
2 plg
2 plg
PL
Alfaomega
Figura P3-10.
3
4
⫻ 10
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96
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
3-11 La placa de 7/8 * 14 mostrada en la Figura P3-11. Los agujeros son para tornillos de 7/8 plg Ø. (Resp. 10.54 plg2.)
1 12 plg
2 12 plg
PL
3
1
2
plg
4
1
2
plg
3
1
2
2
1
2
7
8
14 plg
⫻ 14
Figura P3-11.
3-12. El ángulo 6 * 4 * 1/2 mostrado tiene una línea de tornillos de 3/4 plg Ø en cada
lado. Los tornillos están a 4 plg en el centro de cada línea y están en zigzag a
2 plg entre sí.
1
2 2 plg
6 plg
1
3 2 plg
1
2 2 plg
1
1 2 plg
4 plg
Figura P3-12.
3-13. El miembro a tensión mostrado en la Figura P3-13 contiene agujeros para tornillos de 3/4 plg Ø. ¿Para qué paso, s, será el área neta para la sección que pasa
por un agujero igual a la de la línea de fractura que atraviesa por dos agujeros?
(Resp. 3.24 plg.)
2
8 plg
1
2
plg
3 plg
2
1
2
plg
s
Figura P3-13.
3-14. El miembro a tensión mostrado en la Figura P3-14 contiene agujeros para tornillos de 7/8 plg Ø. ¿Para qué paso, s, será el área neta para la sección que pasa por
dos agujeros igual a la de la línea de fractura que atraviesa por los tres agujeros?
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.8 Problemas para resolver 97
2 plg
10 plg
3 plg
3 plg
2 plg
s
Figura P3-14.
3-15. Un L6 * 6 * 1/2 se usa como miembro a tensión con una línea de gramil para
tornillos de 3/4 plg Ø en cada lado en la posición usual de gramil (véase la
Tabla 3.1). ¿Cuál es el escalonamiento mínimo, s, necesario para que sólo un
tornillo tenga que sustraerse del área total del ángulo? Calcule el área neta de
este miembro si los agujeros se escalonan a cada 3 plg. (Resp. s = 4.77 plg, An =
5.05 plg2.)
3-16 Un L8 * 4 * 3/4 se usa como miembro a tensión con tornillos de 7/8 plg Ø en
cada lado en la posición usual de gramil (véase la Tabla 3.1). Se usan dos líneas
de tornillos en el lado largo, y una en el lado corto. Determine el escalonamiento mínimo, s, necesario para que sólo dos tornillos tengan que sustraerse al
determinar el área neta. ¿Cuánto vale el área neta?
s
s
s
s
Figura P3-16.
3-17. Determine el área neta más pequeña del miembro a tensión mostrado en la
Figura P3-17. Los agujeros son para tornillos de 3/4 plg Ø en la posición usual
de gramil. El escalonamiento es de 1 1/2 plg. (Resp. 2.98 plg2.)
3
8
plg
2L 5 ⫻ 3
1
2
⫻ 14
s
Figura P3-17.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
98
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
3-18. Determine el área transversal neta efectiva de la C12 * 25 mostrada en la Figura P3-18. Los agujeros son para tornillos de 3/4 plg Ø.
1
7
8
plg
3
1
2
plg
5 plg
3
1
2
plg
Todas 2 plg
Figura P3-18.
3-19 Calcule el área neta efectiva de la sección armada mostrada en la Figura P3-19 si
se han taladrado agujeros para tornillos de 3/4 plg Ø. Suponga U = 0.90. (Resp.
20.18 plg2.)
PL
1
2
⫻ 11
C10 ⫻ 25
PL
1
2
⫻ 11
Figura P3-19.
3-20 al 3-22. Determine las áreas netas efectivas de las secciones mostradas usando los valores
U dados en la Tabla 3.2 de este capítulo.
3-20.
L6 ⫻ 4 ⫻ 12 LLV
6 plg
7
Tornillos de 8 plg ⭋
4 plg
3 12 plg 3
1
2
plg
Figura P3-20.
3-21. Determine el área neta efectiva del L7 * 4 * 12 mostrado en la Figura P3-21.
Suponga que los agujeros son para tornillos de 1 plg Ø. (Resp. 3.97 plg2.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.8 Problemas para resolver 99
2
1
2
plg
3 plg
L7 ⫻ 4 ⫻ 12 LLV
Todas 2 plg
Figura P3-21.
3-22. Una MC12 * 45 está conectada a través de su alma con tres líneas de gramil con
tornillos de 7/8 plg Ø. La separación entre las líneas es de 3 plg entre centros y
la separación entre los centros de los tornillos a lo largo de las líneas es de 3 plg.
Si los tornillos de la línea central están alternados respecto a los de las líneas
exteriores, determine el área neta efectiva de la sección transversal de la canal.
Suponga que hay cuatro tornillos en cada línea.
3-23. Determine el área neta efectiva de la W16 * 40 mostrada en la Figura P3-23.
Suponga que los agujeros son para tornillos de 3/4 plg Ø. (Resp. 8.53 plg2.)
W16 ⫻ 40
Tornillos
3
4
plg ⭋
Todas 3
1
2
plg
Figura P3-23.
3-24 al 3-34 Determine las resistencias de diseño LRFD y permisible ASD de las secciones
dadas. Desprecie el bloque de cortante.
3-24. Acero A36 y tornillos de 7/8 plg Ø.
L6 ⫻ 3 12 ⫻ 38
2
1
2
plg
3
1
2
plg
3 plg 4 plg 4 plg
Figura P3-24.
3-25. Acero A36 y tornillos de 3/4 plg Ø. (Resp. LRFD 170.42 k, ASD 113.39 k.)
L7 ⫻ 4 ⫻ 12
1
1
2
plg
3 plg
2
1
2
plg
3 plg
2 plg
Figura P3-25.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
100
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
3-26 Acero A36 y tornillos de 7/8 plg Ø.
2
1
2
plg
3
1
2
plg
3
1
2
plg
2
1
2
plg
Todas 2 plg
2–MC 12 ⫻ 40
Figura P3-26.
3-27. Una W18 * 40 que consiste de acero A992 y que tiene dos líneas de tornillos de
1 plg Ø en cada patín. Hay 4 tornillos en cada línea, 3 plg entre centros. (Resp.
LRFD 391.1 k, ASD 260.7 k.)
3-28 Una WT8 * 50 de acero A992 que tiene dos líneas de tornillos de 7/8 plg Ø
como se muestra en la Figura P3-28. Hay 4 tornillos en cada línea, 3 plg entre
centros.
WT 8 ⫻ 50
Figura P3-28.
3-29. Una W8 * 40 de acero A992 que tiene dos líneas de tornillos de 3/4 plg Ø en
cada patín. Hay 3 tornillos en cada línea, 4 plg entre centros. (Resp. LRFD
431.2 k, ASD 287.4 k.)
3-30. Un ángulo doble,
7 * 4 * 3/4 plg con dos líneas de gramil en su lado largo y
una en su lado corto, para tornillos de 7/8 plg Ø como se muestra en la Figura
P3-30. Deben usarse gramiles estándar tal como se determina de la Tabla 3.1 en
este capítulo. Se usa acero A36.
L7 ⫻ 4 ⫻ 34
7 plg
Todas 2 plg
Figura P3-30.
3-31. Una C9 * 20 (Fy = 36 klb/plg2, Fu = 58 klb/plg2) con 2 líneas de tornillos de 7/8
plg Ø en el alma como se muestra en la Figura P3-31. (Resp. LRFD 190.2 k,
ASD 126.5 k.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
3.8 Problemas para resolver
2
3
4
plg
3
1
2
plg
2
3
4
plg
C9 × 20
101
3 plg 3 plg
Figura P3-31.
3-32. Una WT5 * 15 que consiste en acero A992 con una soldadura transversal sólo
en el patín, como se muestra en la Figura P3-32.
WT5 ⫻ 15
PL
Soldadura transversal
Figura P3-32.
3-33. Una C6 * 10.5 que consiste en acero A36 con dos soldaduras longitudinales
que se muestran en la Figura P3-33. (Resp. LRFD 99.5 k, ASD 66.2 k.)
Soldadura longitudinal
C6 ⫻ 10.5
PL
5 plg
Figura P3-33.
3-34. Una placa de 38 * 5 que consiste en acero A36 con dos soldaduras longitudinales,
como se muestra en la Figura P3-34.
Soldadura longitudinal
PL 38 ⫻ 5
PL
5 plg
Figura P3-34.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
102
Capítulo 3
Análisis de miembros a tensión
3-35 al 3-37. Determine las resistencias de diseño LRFD y permisible ASD de las secciones
dadas, incluyendo el bloque de cortante.
3-35. Una WT6 * 26.5, acero A992, unida por el patín con seis tornillos de 1 plg Ø
como se muestra en la Figura P3-35. (Resp. LRFD 269.2 k, ASD 179.5 k.)
WT6 ⫻ 26.5
5
1
2
plg
Tornillos de 1 plg ⭋
2 plg 3 plg 3 plg
Figura P3-35.
3-36 Una C9 * 15 (acero A36) con 2 líneas de tornillos de 3/4 plg Ø en el alma como
se muestra en la Figura P3-36.
C9 ⫻ 15
2
1
2
plg
4 plg
2
1
2
plg
2 plg 3 plg 3 plg
Tornillos de
3
4
plg ⭋
Figura P3-36.
3-37. Un ángulo 6 * 6 * 3/8 soldado a una placa de empalme como se muestra en la
Figura P3-37. Todo el acero es Fy = 36 klb/plg2 y Fu = 58 klb/plg2. (Resp. LRFD
139.1 k, ASD 92.7 k.)
PL de
L6 6 3
8
3
8
plg
6 plg
Figura P3-37.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
4
Diseño de miembros a tensión
4.1
SELECCIÓN DE PERFILES
La determinación de las resistencias de diseño de varios miembros a tensión se presentó
en el Capítulo 3. En este capítulo se describe la selección de miembros que deben soportar
cargas de tensión. Aunque el proyectista tiene plena libertad en la selección, los miembros
escogidos deben tener las siguientes propiedades: a) deberán ser compactos, b) tener dimensiones que se ajusten en la estructura con una relación razonable a las dimensiones de
los otros miembros de la estructura y c) tener conexiones con tantas partes de las secciones
como sea posible para minimizar el retardo del cortante.
A veces la elección del tipo de miembro se ve afectada por la clase de conexiones usadas para la estructura. Algunas secciones de acero no son muy adecuadas para atornillarse a
las placas usadas como nudo, en tanto que las mismas secciones pueden conectarse por medio de soldadura con poca dificultad. Los miembros a tensión formados por ángulos, canales
o perfiles W o bien S probablemente se usarán cuando las conexiones sean atornilladas, en
tanto que placas, canales y tes estructurales se usarán en estructuras soldadas.
En los ejemplos que siguen se seleccionan varios tipos de secciones para miembros a
tensión y en los casos en que se usan tornillos como conectores, se toman en cuenta los agujeros. Si las conexiones son totalmente soldadas no tendrá que añadirse área de barrenos a
las superficies netas para tener el área total requerida. El estudiante debe saber, sin embargo,
que con frecuencia los miembros soldados pueden tener agujeros para tornillos de montaje
provisionales mientras se colocan las soldaduras de campo permanentes. Es necesario considerar esos agujeros en el diseño. También debe recordarse que en la Ecuación D2-2 del
AISC (Pn = FuAe) el valor de Ae puede ser menor que el de Ag, aun cuando no existan agujeros, dependiendo del arreglo de las soldaduras y de si todas las partes de los miembros
están conectadas.
La relación de esbeltez de un miembro es el cociente de longitud no soportada y su
radio de giro mínimo. Las especificaciones de acero presentan generalmente valores máximos de esta relación para miembros a tensión y a compresión. El propósito de estas limita-
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
103
104
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
ciones para los miembros a tensión es garantizar que posean suficiente rigidez para prevenir
deflexiones laterales o vibraciones indeseables. Aunque los miembros a tensión no están
expuestos al pandeo bajo cargas normales, pueden ocurrir inversiones de esfuerzo en éstos
durante el transporte y el montaje y también debido a cargas de viento y sismo. Las especificaciones recomiendan que las relaciones de esbeltez se mantengan por debajo de ciertos
valores máximos para que se tenga algo de resistencia a la compresión en los elementos. Para
miembros a tensión, exceptuando las varillas, la Especificación AISC no proporciona una relación máxima de esbeltez para miembros a tensión, pero la Sección D.1 de la especificación
sugiere que se use un valor máximo de 300.
Debe notarse que la falta de rectitud no afecta mayormente la resistencia de los miembros a tensión porque las cargas de tensión tienden a enderezar los miembros. (No puede
decirse lo mismo acerca de los elementos a compresión.) Por esta razón, la Especificación
AISC es un poco más liberal en su consideración de los miembros a tensión, incluyendo
aquellos sometidos a ciertas fuerzas compresivas debido a cargas transitorias generadas por
viento o sismo.
La relación de esbeltez máxima recomendada de 300 no es aplicable a varillas a tensión. Los valores máximos de L/r para varillas quedan a juicio del proyectista. Si se especificara para ellas un valor máximo de 300, rara vez se usarían, debido a sus radios de giro
extremadamente pequeños, y por ende a relaciones de esbeltez muy altas.
Las Especificaciones ASHTO exigen relaciones de esbeltez máximas de 200 para
miembros principales a tensión y de 240 para miembros secundarios. (La AASHTO define a
un miembro principal como uno en donde los esfuerzos resultan de cargas muertas y/o vivas,
mientras que los miembros secundarios son aquellos usados para arriostrar las estructuras o
para reducir la longitud no soportada de otros miembros —principales o secundarios.) Esta
distinción no se hace en la Especificación AISC entre miembros principales y secundarios. La
AASHTO también requiere que la relación máxima de esbeltez permitida para miembros
sometidos a inversión de esfuerzos sea de 140.
En efecto, el diseño de miembros de acero es un proceso de prueba y error, aunque las
tablas tales como las dadas en el Manual del Acero con frecuencia nos permiten seleccionar
directamente una sección conveniente. Para un miembro a tensión, podemos estimar el área
requerida, seleccionar una sección del Manual si se conoce el área correspondiente, y verificar la resistencia de la sección, como se describió en el capítulo anterior. Después de hacer
esto, puede ser necesario probar con una sección ligeramente mayor o tal vez más pequeña
y repetir el proceso de verificación. El objetivo del proceso de diseño es dimensionar los
miembros de modo que sean seguros satisfaciendo las condiciones de falla ilustradas en la
Especificación AISC. El estudiante debe percatarse de que este proceso es iterativo y de que
habrá algún redondeo hacia arriba o hacia abajo en el proceso de seleccionar la sección final.
El área necesaria para un miembro a tensión específico puede estimarse con las ecuaciones
de LRFD o de ASD, como se describe enseguida.
Si se usan las ecuaciones de LRFD, la resistencia de diseño de un miembro a tensión es
el menor de ftFy Ag, ftFu Ae, o de su resistencia por bloque de cortante. Además, la relación
de esbeltez no deberá, de preferencia, exceder de 300.
a. Para satisfacer la primera de estas expresiones, el área total mínima debe ser por lo
menos igual a
Ag mín =
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Pu
.
f t Fy
(4.1)
Alfaomega
4.1 Selección de perfiles
105
Armadura de transferencia en la Calle Federal 150, Boston, MA. (Cortesía de Owen Steel Company, Inc.)
b. Para satisfacer la segunda expresión, el valor mínimo de Ae debe ser por lo menos
igual a
Ae mín =
Pu
.
ftFu
Y puesto que Ae = UAn para un miembro atornillado, el valor mínimo de An es
An mín =
Ae mín
Pu
=
.
U
ftFuU
Entonces el Ag mínimo es
= An mín + área estimada de agujeros
=
Pu
ftFuU + área estimada de agujeros
(4.2)
c. La tercera expresión puede evaluarse una vez que se haya seleccionado un perfil de
prueba y se conocen los otros parámetros relacionados con la resistencia por bloque
de cortante.
El proyectista puede sustituir valores en las Ecuaciones 4.1 y 4.2, tomando el mayor
valor de Ag así obtenido como una estimación inicial de las dimensiones. Sin embargo, conviene notar que la relación L/r de esbeltez máxima preferible es de 300. Con este valor es
fácil calcular el mínimo valor preferible de r con respecto a cada eje principal de la sección
transversal para un diseño particular, o sea, el valor de r para el cual la relación de esbeltez
sea exactamente igual a 300. No conviene considerar una sección cuyo radio de giro mínimo r
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
106
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
sea menor que este valor, porque entonces su relación de esbeltez excederá el valor máximo
preferible de 300:
L
r mín =
300
Si se usan las ecuaciones ASD para el diseño de miembros a tensión, la resistencia
FyA g
FuUA n
permisible es el menor de
y
. A partir de estas expresiones, las áreas totales
Æt
Æt
mínimas requeridas son las siguientes:
Æ tPa
(4.1a)
Ag mín =
Fy
Ag mín =
Æ tPa
+ área estimada de agujeros
FuU
(4.2a)
En las expresiones para el método LRFD (4.1 y 4.2), Pu representa las fuerzas de las
cargas factorizadas; en el método ASD (4.1a y 4.2a), Pa representa el resultado de nuestra
aplicación de las combinaciones de cargas para el diseño ASD. Las áreas estimadas requeridas por esos dos métodos normalmente variarán un poco entre sí.
El Ejemplo 4-1 ilustra el diseño de un miembro atornillado a tensión con una sección
W, mientras que el Ejemplo 4-2 ilustra la selección de un miembro a tensión que es un ángulo
individual atornillado. En ambos problemas, las áreas se estiman con las expresiones LRFD.
Después de seleccionar las secciones en el Manual, se verifican en cuanto a sus resistencias
de diseño LRFD y en cuanto a sus resistencias permisibles ASD. Independientemente de
cuál de los dos métodos se use, puede ser necesario probar con una sección mayor o más
pequeña y volver a hacer los cálculos.
Para muchos de los problemas de diseño de ejemplo presentados en este texto, el autor
ha usado solamente las expresiones LRFD para estimar las dimensiones preliminares del
miembro. Igual pudieron haberse usado solamente las expresiones de diseño de ASD. Los
resultados por los dos métodos serán muy cercanos entre sí. Independientemente de cuáles
sean las dimensiones estimadas, éstas se verifican cuidadosamente con las ecuaciones apropiadas de LRFD y ASD. Si las ecuaciones no se satisfacen, se estimarán y se revisarán nuevas
dimensiones de los miembros. Tendremos los mismos resultados finales independientemente
de si nos imaginamos unas primeras dimensiones o si usamos alguna ecuación para estimarlas.
En algunas ocasiones, usted encontrará que una sección ligeramente menor va a satisfacer a las ecuaciones LRFD en vez de satisfacer a las ecuaciones ASD. Una razón de esto
es el hecho de que los factores de carga requeridos para las cargas muertas son mucho menores que los requeridos para las cargas vivas. Éste no es el caso con el ASD y sus factores
de seguridad.
Generalmente, para los ejemplos solamente en este texto, las cargas muerta D y viva L
se especifican de modo que no tengamos que pasar por todas le expresiones de combinación
de cargas. Entonces, para estos problemas necesitamos solamente usar las siguientes combinaciones de cargas:
Para LRFD
Pu = 1.4D
Para ASD
Pa = D + L
Pu = 1.2D + 1.6L
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.1 Selección de perfiles
107
Como la primera de estas expresiones LRDF no regirá a menos que la carga muerta
sea más de ocho veces mayor que la carga viva, se omitirá su consideración en los problemas
que restan en este texto (a menos que D 7 8L).
En el Ejemplo 4-1 se selecciona un perfil W para un conjunto dado de cargas de tensión. Para esta primera aplicación de las fórmulas de diseño por tensión, los autores han
limitado el problema a una serie de perfiles W para que el lector pueda concentrarse en la
aplicación de las fórmulas y no se pierda en considerar a las W8, W10, W14, etc. Puede usarse
exactamente el mismo procedimiento para otro tamaño nominal de peralte que el usado
aquí para una W12.
Ejemplo 4-1
Seleccione un perfil W12 de acero A992 de 30 pies de longitud para soportar una carga muerta de servicio de tensión PD = 130 klb y una carga viva de servicio de tensión PL = 110 klb.
Como se muestra en la Figura 4.1, el miembro tendrá dos hileras de tornillos de 7/8 plg en
cada patín (por lo menos tres en una línea a 4 plg entre centros).
Figura 4.1
Sección transversal del miembro
para el Ejemplo 4-1.
4 plg
4 plg
Solución
a)
Considerando las combinaciones necesarias de carga
LRFD
Pu = 1.4D = (1.4)(130 klb) = 182 klb
Pu = 1.2D + 1.6L = (1.2)(130 klb) + (1.6)(110 klb) = 332 klb
ASD
Pa = D + L
= 130 klb + 110 klb
= 240 klb
b)
Alfaomega
Calculando el Ag mínimo requerido, usando las Ecuaciones 4.1 y 4.2 del método
LRFD
1. Ag mín =
Pu
332 klb
=
= 7.38 plg2
ftFy
10.902150 klb/plg2 2
2. Ag mín =
Pu
+ áreas estimadas de agujeros
ftFuU
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
108
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
Suponga que U = 0.85 de la Tabla 3.2, Caso 7, y suponga que el espesor del patín es
aproximadamente 0.380 plg después de buscar en las secciones W12 en el Manual LRFD que
tengan áreas de 7.38 plg2 o mayores. Se usó U = 0.85 ya que bf resulta ser menor que 2/3 d.
Ag mín =
332 klb
7
1
+ 142a plg + plgb10.380 plg2 = 9.53 plg2 ;
2
10.752165 klb/plg 210.852
8
8
c) Radio de giro mínimo r preferible
r mín =
112 plg/pie2130 pies2
L
=
= 1.2 plg
300
300
Pruebe con una W12 * 35 (Ag = 10.3 plg2, d = 12.50 plg, bf = 6.56 plg,
tf = 0.520 plg, rmín = ry = 1.54 plg)
Comprobación
a) Fluencia de la sección total
Pn = Fy Ag = (50 klb/plg2)(10.3 plg2) = 515 klb
LRFD con ft = 0.9
ftPn = 10.921515 klb2 = 463.5 klb 7 332 klb OK
ASD con Æt = 1.67
Pn
Æt
=
515 klb
= 308.4 7 240 klb OK
1.67
b) Resistencia de fractura a la tensión
De la Tabla 3.2, Caso 2
x para la mitad de W12 * 35 o lo que es WT6 * 17.5 = 1.30 plg
L = 12214 plg2 = 8 plg
1.30 plg
x
b = 0.84
U = a 1 - b = a1 L
8 plg
De la Tabla 3.2, Caso 7
2
2
U = 0.85, ya que bf = 6.56 plg 6 d = a b112.50 plg2 = 8.33 plg,
3
3
7
1
An = 10.3 plg2 - 14 2a plg + plgb10.520 plg2 = 8.22 plg2
8
8
Ae = 10.85218.22 plg22 = 6.99 plg2
Pn = FuAe = 165 klb plg2216.99 plg22 = 454.2 klb
LRFD con ft = 0.75
ftPn = 10.7521454.2 klb2 = 340.7 klb 7 332 klb OK
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
ASD con Æt = 2.00
Pn
Æt
=
454.2 klb
= 227.1 klb 6 240 klb N.G.
2.00
Alfaomega
4.1 Selección de perfiles
109
c) Relación de esbeltez
Ly
ry
=
12 plg/pie * 30 pie
= 234 6 300, OK
1.54 plg
Resp. Por LRFD, use W12 * 35.
OK
Por ASD, use la siguiente sección mayor W12 * 40.
Puente sobre el Río Allegheny en Kittaning, PA. (Cortesía de American Bridge Company.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
110
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
En el Ejemplo 4-2, se presenta una situación más amplia, en que se selecciona el ángulo
satisfactorio más ligero en el Manual del Acero para un conjunto dado de cargas de tensión.
Ejemplo 4-2
Diseñe un miembro a tensión formado por un ángulo individual de 9 pies para soportar una
carga muerta de trabajo a tensión de 30 klb y una carga viva de trabajo a tensión de 40 klb.
El miembro estará conectado sólo por un lado con tornillos de 7/8 plg (por lo menos cuatro
en cada hilera a 3 plg entre centros). Suponga que sólo se tendrá un tornillo en una sección
transversal cualquiera. Use acero A36 con Fy = 36 klb/plg2 y Fu = 58 klb/plg2.
Solución
LRFD
ASD
Pu = 11.221302 + 11.621402 = 100 klb
Pa = 30 + 40 = 70 klb
Pu
100
=
= 3.09 plg2
ftFy
10.921362
1.
Ag mín requerida =
2.
Suponga que U = 0.80, Tabla 3.2 (Caso 8)
An mín requerida =
Pu
100 klb
=
= 2.87 plg2
ftFuU
10.752158 klb/plg2 210.802
Ag mín requerida = 2.87 plg2 + área de agujero para tornillo + 2.87 plg2
7
1
+ a plg + plgb 1t2
8
8
112 plg/pie219 pie2
3.
r mín requerido =
Área total
requerida = la mayor Pu/ftFy
Ángulo
t(plg)
Área de un
agujero para
tornillo de
1 plg 1plg22
5/16
0.312
3.18
6 * 6 *
3/8
0.375
3.25
6 * 3 12 *
7/16
0.438
3.30
4 * 4 *
7
16 1A
= 3.30, rz = 0.7772 ;
5 * 3 *
7
16 1A
= 3.31, rz = 0.6442
1
2 1A
= 3.50, rz = 0.7162
300
= 0.36 plg
o bien Pu/ftFuU + área
est. de agujero (pulg2)
Ángulos más ligeros disponibles,
sus áreas 1plg22 y radios
mínimos de giro 1plg2
1/2
0.500
3.37
4 * 312 *
5/8
0.625
3.50
4 * 3 *
Use L4 * 4 *
5
16 1A
= 3.67, rz = 1.192
3
8 1A
5
8 1A
= 3.44, rz = 0.7632
= 3.99, rz = 0.6312
7
( x =1.15 plg)
16
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.2
Miembros compuestos sometidos a tensión 111
Comprobación
a)
Fluencia de la sección total
Pn = Fy Ag = 136 klb/plg2213.30 plg22 = 118.8 klb
LRFD con ft = 0.9
ASD con Æt = 1.67
ftPn = 10.921118.8 klb2 = 106.9 klb 7 100 klb OK
Pn
118.8 klb
= 71.1 klb 7 70 klb OK
=
Æt
1.67
b) Resistencia de fractura a la tensión
An = 3.30 plg2 - 112a
7
plgb = 2.86 plg2
16
1.15 plg
x
= 1 = 0.87 ;
U = 1 L
13)13 plg2
U de la Tabla 3.2 (Caso 8) = 0.80
Ae = U An = (0.87)(2.86 plg2) = 2.49 plg2
Pn = Fu Ae = (58 klb/plg2)(2.49 plg2) = 144.4 klb
LRFD con ft = 0.75
ASD con Æt = 2.00
ftPn = 10.7521144.4 klb2 = 108.3 klb 7 100 klb OK
Pn
144.4 klb
= 72.2 klb 7 70 klb OK
=
Æt
2.00
Resp. Por el método LRFD, use L4 * 4 *
7
7
. Por el método ASD, seleccione L4 * 4 *
.
16
16
En el CD que acompaña al Manual hay diseños de miembros a tensión para otras secciones de acero. Se incluyen WT, HSS rectangulares y redondas, y secciones de ángulo doble.
4.2
MIEMBROS COMPUESTOS SOMETIDOS A TENSIÓN
Las secciones D4 y J3.5 de la Especificación AISC dan un conjunto de reglas que describen
cómo deben conectarse entre sí las diferentes partes de miembros compuestos sometidos a
tensión.
1. Cuando se construye un miembro a tensión con elementos en contacto continuo entre
sí, como una placa y un perfil o dos placas, la separación longitudinal de los conectores
entre esos elementos no debe exceder de 24 veces el espesor de la placa más delgada,
o de 12 plg si el miembro va a ser pintado o si no va a ser pintado y no estará sometido
a efectos corrosivos.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
112
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
2. Si el miembro consiste en elementos de acero intemperizado sin pintura en contacto
continuo y sometidos a corrosión atmosférica, la separación máxima permisible entre
conectores es de 14 veces el espesor de la placa más delgada, o 7 plg.
3. Si un miembro a tensión se construye con dos o más perfiles separados por rellenos
intermitentes, los perfiles deben conectarse entre sí a intervalos tales que la relación
de esbeltez de los perfiles individuales entre los conectores no exceda de 300.
4. La distancia del centro de cualquier perno al borde más cercano de la parte conectada
en consideración no debe ser mayor de 12 veces el espesor de la parte conectada, o de
6 plg.
5. Para elementos en contacto continuo entre sí, la separación de los conectores se da en
las Secciones J3.3 a J3.5 de la Especificación AISC.
El Ejemplo 4.3 ilustra la revisión de un miembro a tensión formado por dos canales
separados. En el ejemplo se incluye el diseño de las placas o barras de unión que mantienen
juntas a las canales, como se muestra en la Figura 4.2(b). Estas placas, que se usan para unir
las partes de miembros armados en sus lados abiertos, dan por resultado que la distribución
de esfuerzos entre sus diversas piezas sea más uniforme. La Sección D4 de la Especificación
AISC proporciona reglas empíricas para el diseño. (También pueden usarse cubreplacas perforadas.) Las reglas se fundamentan en muchas décadas de experiencias con miembros a
tensión armados.
En la sección de “Dimensiones y propiedades” de la Parte 1 del Manual, se listan las
posiciones usuales para colocar tornillos en los patines de las W, C, WT, etc., bajo el encabezado “Gramil trabajable”. Para las canales que se usan en este ejemplo, el gramil g se da
como 134 plg y se muestra en la Figura 4.2.
En la Figura 4.2, puede verse que la distancia entre las hileras de los tonillos que conectan las placas de unión a las canales es de 8.50 plg. La Especificación (D4) de la AISC
estipula que la longitud de las placas de unión (las longitudes en este texto siempre se miden
paralelamente a la dirección larga de los miembros) no debe ser menor a dos tercios de la
distancia entre las hileras de conectores. Además, su espesor no debe ser menor a un cincuentavo de esta distancia.
El ancho mínimo permisible para las placas de unión (no mencionado en la especificación) es el ancho entre las hileras de conectores, más la distancia al borde, en cada lado,
necesaria para impedir que los tornillos agrieten la placa. Para este ejemplo, esta distancia mínima al borde es de 112 plg, valor tomado de la Tabla J3.4 de la Especificación AISC.
(En el Capítulo 12 se presenta información detallada relativa a las distancias a bordes de tornillos y remaches.) Las dimensiones de las placas están redondeadas para que coincidan con
los tamaños de placa disponibles en las laminadoras, tal como se dan en la sección de Barras
y Placas de la Parte 1 del Manual del Acero. Resulta más económico seleccionar espesores y
anchos estándar que otros que requieran operaciones de corte y otras operaciones.
La Especificación (D4) del AISC fija la separación máxima entre placas de unión,
estipulando que la relación L/r de cada componente individual de un miembro armado colocado individualmente entre placas de unión no debe exceder de 300 de preferencia. Si el
proyectista sustituye en esta expresión (L/r = 300), el menor radio de giro r de un componente individual de un miembro armado, entonces se puede despejar el valor de L. Ésta será
la separación máxima entre placas de unión permitida por la Especificación AISC para este
miembro.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.2
Miembros compuestos sometidos a tensión 113
Ejemplo 4-3
Se han seleccionado dos C12 * 30, que se muestran en la Figura 4.2, para soportar una carga
muerta de trabajo a tensión de 120 klb y una carga viva de trabajo a tensión de 240 klb. El
miembro de acero A36 tiene 30 pies de longitud y en cada patín tiene una hilera de tres tornillos de 7/8 plg a 3 plg entre centros. Determine si el miembro es satisfactorio de acuerdo
con la Especificación AISC y diseñe las placas de unión necesarias. Suponga que los centros
de huecos están situados a 1.75 plg del dorso de las canales.
Solución. Usando las C12 * 30 (Ag = 8.81 plg2 cada una, tf = 0.501 plg. Ix = 162 plg4 cada una,
Iy = 5.12 plg4 cada una, el eje y a 0.674 plg desde el dorso de C, ry = 0.762 plg).
5.326 plg
0.674 plg
c. g. de C
x
x
12.00 plg
2 - C12 30s
(A 8.81 plg2 cada una)
1
8 2 plg
3
g 1 4 plg
3
1 4 plg
12 plg
(a)
1
P
2
1
P
2
Placa de unión
Longitud de la
placa de unión
1
P
2
Figura 4.2
Sección armada del ejemplo 4-3.
Alfaomega
1
Ancho de la 2
placa de unión
P
(b)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
114
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
Solución
Cargas que deben resistirse
a)
LRFD
ASD
Pu = 11.221120 klb2 + 11.621240 klb2 = 528 klb
Pa = 120 klb + 240 klb = 360 klb
Fluencia de la sección total
Pn = Fy Ag = (360 klb/plg2)(2 * 8.81 plg2) = 634.3 klb
LRFD con ft = 0.9
ASD con Æt = 1.67
ftPn = 10.921634.3 klb2 = 570.9 klb 7 528 klb OK
Pn
634.3 klb
= 379.8 klb 7 360 klb OK
=
Æt
1.67
b)
Resistencia de fractura a la tensión
1
7
An = 2 c 8.81 plg2 - 122a plg+ plgb10.501 pies2 d = 15.62 plg2
8
8
U = 1 -
x
0.674 plg
= 1 = 0.89 de la tabla 3.2 (Caso 2)
L
12213 plg2
-
Pn = Fu UAn = 158 klb plg 22115.62 plg2 210.892 = 806.3 klb
LRFD con ft = 0.75
ASD con Æt = 2.00
ftPn = 10.7521806.3 klb2 = 604.7 klb 7 528 klb OK
Pn
806.3 klb
= 403.1 klb 7 360 klb OK
=
Æt
2.00
Relación de esbeltez
Ix = 1221162 plg4 2 = 324 plg4
Iy = 12215.12 plg42 + 12218.81 plg2 215.326 plg22 = 510 plg4
rx =
324 plg4
= 4.29 plg 6 ry =
17.62 plg2
510
= 5.38 plg
17.62
‹ rmin = rx = 4.29 plg
112 plg/pie * 30 pies2
Lx
=
= 83.9 6 300
rx
4.29 plg
Diseño de las placas de unión (Especificación D4 del AISC)
Distancia entre hileras de tornillos = 12.00 plg - 122 A 1 43 plg B = 8.50 plg
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.3 Varillas y barras
Longitud mínima de las placas de unión =
Espesor mínimo de las placas de unión =
115
A 23 B(8.50 plg) = 5.67 plg (o bien 6 plg)
A 501 B(8.50 plg) = 0.17 plg A o bien 163 plg B
Ancho mínimo de las placas de unión = 8.50 plg + (2)A 112 plgB = 11.5 plg (o bien 12 plg)
Separación máxima preferible de las placas de unión
r mínimo de una C = 0.762 plg = ry
L
máxima preferible = 300
r
112 plg/pie21L2
0.762 plg
= 300
L = 19.05 pies (o bien 15 pies)
3
Usar placas de unión de 16
* 6 * 1 pie 0 plg a 15 pies centro a centro.
4.3
VARILLAS Y BARRAS
Cuando se usan varillas y barras como miembros a tensión, pueden soldarse simplemente
sus extremos, o bien, mantenerse en posición por medio de roscas (cuerdas) con tuercas. El
esfuerzo de diseño nominal a tensión del AISC para varillas roscadas, Fnt, se da en la Tabla
J3.2 del AISC y es igual a 0.75Fu. Esto se aplica al área total AD de la varilla calculada con
el diámetro mayor de la rosca; es decir, el diámetro de la extremidad exterior de la rosca.
Entonces, el área requerida para una carga específica a tensión puede calcularse como sigue:
Rn = Fnt AD = 0.75 FuAD
f = 0.75 LRFD
AD Ú
Pu
f 0.75Fu
Æ = 2.00 ASD
AD Ú
ÆPa
0.75Fu
En la Tabla 7-18 del Manual, titulada “Threading Dimensions for High-Strength and
Non-High-Strength Bolts” (Dimensiones de las roscas para pernos de alta resistencia y de no
alta resistencia), se presentan las propiedades de varillas estándar roscadas. El Ejemplo 4-4
ilustra la selección de una varilla usando esta tabla.
Ejemplo 4-4
Usando la Especificación AISC, seleccione una varilla roscada estándar de acero A36 para
soportar una carga de trabajo muerta a tensión de 10 klb y una carga de trabajo viva a tensión de 20 klb.
Solución
Alfaomega
LRFD
ASD
Pu = 11.22110 klb2 + 11.62120 klb2 = 44 klb
Pa = 10 klb + 20 klb = 30 klb
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
116
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
AD Ú
Pu
44 klb
=
= 1.35 plg2
f 0.75Fu
10.75210.752158 klb/plg2 2
Intente con una varilla de 138 plg de diámetro de la Tabla 7-17 del AISC usando el área total
de la varilla 1.49 plg2.
Rn = 0.75 Fu AD = (0.75)(58 klb/plg2)(1.49 plg2) = 64.8 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.752164.8 klb2 = 48.6 klb 7 44 klb OK
Rn
64.8 klb
=
= 32.4 7 30 klb OK
Æ
2.00
Use una varilla de 138 plg de diámetro con 6 cuerdas por plg.
Como se muestra en la Figura 4.3, en algunas ocasiones se usan varillas recalcadas en
las que los extremos tienen un mayor diámetro que la varilla regular y las roscas se colocan
en ellos. Las roscas reducen obviamente el área de la sección transversal de una barra. Si una
varilla se recalca y las roscas se colocan en esa parte de la barra, el resultado será una mayor
sección transversal en la raíz de la rosca que la que se tendría si las roscas se colocaran en la
parte regular de la barra.
El pie de página (d) de la Tabla J3.2 de la Especificación AISC establece que la resistencia nominal a la tensión de la porción roscada del extremo recalcado es igual a 0.75Fu AD,
donde AD es el área de la sección transversal en la zona de la rosca con mayor diámetro.
Este valor debe ser mayor que el área nominal del cuerpo de la varilla (antes de recalcarla)
multiplicada por Fy, de modo que la resistencia a la fractura de la sección neta sobrepase a la
resistencia a la fluencia de la sección total.
El recalque permite al proyectista usar el área entera de la parte regular de la barra
para cálculos de resistencia. Sin embargo, el uso de barras recalcadas no resulta económico y
debe evitarse, a menos que se fabrique una gran cantidad de ellas.
Una situación en la cual algunas veces se usan varillas de tensión ocurre en los edificios industriales con estructura de acero que tienen largueros entre sus armaduras de techo
para soportar la superficie del mismo. Este tipo de edificios tiene también, con frecuencia,
largueros de pared entre columnas a lo largo de las paredes verticales. (Los largueros de
pared son vigas horizontales usadas en los lados de los edificios, generalmente industriales,
para resistir la flexión lateral debida al viento. También se usan con frecuencia para soportar
láminas corrugadas u otros tipos de recubrimientos.) Pueden requerirse tensores para proporcionar soporte a los largueros paralelos a la superficie del techo y soporte vertical a los
largueros de pared. En techos con pendientes mayores que 1 verticalmente a 4 horizontalmente se consideran necesarios los tensores para proporcionar soporte lateral a los largueros, especialmente cuando éstos consisten en canales de acero. Éstas comúnmente se usan
como largueros, pero tienen poca resistencia a la flexión lateral. Aunque el momento resistente necesario, paralelo a la superficie del techo es pequeño, se requiere una canal extrema-
Figura 4.3
Una barra redonda recalcada.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.3 Varillas y barras
117
Puente New Albany sobre el Río Ohio, entre Louisville, KY, y Nueva Albany, IN.
(Cortesía de la Lincoln Electric Company.)
damente grande para proporcionarlo. El uso de tensores para dar apoyo lateral a largueros
hechos de canales generalmente resulta económico por la poca capacidad de flexión de éstas
con respecto al eje y. Para techos ligeros (como en los que las armaduras soportan cubiertas
de lámina corrugada de acero) es casi seguro que se requieran tensores en los tercios de los
largueros si las armaduras se encuentran separadas ente sí a más de 20 pies. Generalmente
son suficientes tensores en los puntos medios si las armaduras están a menos de 20 pies entre
sí entre centros. Para techos más pesados, tales como los construidos de pizarra, láminas de
asbesto-cemento, teja de barro, etc., se requerirán tensores a intervalos menores. Probablemente los puntos en los tercios serán necesarios si las armaduras se separan a intervalos
mayores de 14 pies, y los puntos medios serán satisfactorios si la separación de la armaduras
es menor que 14 pies. Algunos proyectistas suponen que la componente de la carga paralela
a la superficie del techo puede tomarse por la cubierta, sobre todo si ésta consta de láminas
corrugadas de acero, resultando entonces innecesarios los tensores. Sin embargo, esta hipótesis es dubitativa y definitivamente no deberá seguirse si el techo está muy inclinado.
Los proyectistas deben usar su propio juicio al limitar los valores de la esbeltez en las
varillas, ya que éstos serán varias veces mayores que los valores límite mencionados para
otro tipo de miembros a tensión. Una práctica común de muchos proyectistas es usar diámetros no menores de 1/500 de su longitud, a fin de lograr cierta rigidez, aun cuando los cálculos
de esfuerzo permitan diámetros menores.
Normalmente es conveniente limitar a 5/8 plg el diámetro mínimo de los tensores, ya
que los de menor diámetro se dañan con frecuencia durante la construcción. La rosca en
perfiles redondos más delgados se daña fácilmente al apretarlos en exceso, lo que parece ser
un hábito frecuente en los montadores. En el Ejemplo 4-5 se muestra un cálculo de tensores
para los largueros de una armadura de techo. Se supone que los tensores soportan las reacciones de la viga simplemente apoyada, debidas a las componentes paralelas a la cubierta
causadas por las cargas por la gravedad (cubierta, largueros, nieve y hielo). Se supone que
las fuerzas del viento actúan perpendicularmente a la superficie del techo y teóricamente no
afectan los esfuerzos de los tensores. La fuerza máxima en un tensor ocurrirá en el que se
encuentra en la parte más alta (cumbrera), ya que éste debe soportar la suma de las fuerzas
de los tensores inferiores. Teóricamente es posible usar perfiles redondos más delgados para
los tensores inferiores, pero esta reducción en diámetro no es práctica.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
118
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
Ejemplo 4-5
Diseñe los tensores para los largueros de la armadura mostrada en la Figura 4.4. Los largueros
estarán soportados en los tercios del claro entre las armaduras espaciadas a 21 pies entre
centros. Use acero A36 y suponga que se permite un diámetro mínimo de 5/8 plg para los
tensores. Se usa un techo con teja de arcilla que pesa 16 lb/pie2 (0.77 kN/m2) como superficie
de techo y soporta una carga de nieve de 20 lb/pie2 (0.96 kN/m2) de proyección horizontal de
la superficie del techo. En las Figuras 4.4 y 4.5 se muestran detalles en los largueros, así como
los tensores y sus conexiones. En esas figuras las líneas punteadas representan puntales y
riostras en las tableros extremos en el plano del techo, usados comúnmente para dar mayor
resistencia frente a cargas localizadas en un solo lado del techo (dicha condición de carga
puede presentarse cuando desaparece la nieve de uno de los lados durante un vendaval).
Solución. Las cargas debidas a la gravedad en lb/pie2 de la superficie de techo son las siguientes:
Peso promedio en lb/pie2 de los 7 largueros a cada lado del techo
=
172111.5 lb/pie2
37.9 pies
Nieve = 20 lb/pie2 ¢
3
210
= 2.1 lb/pie 2
≤ = 19 lb/pie2 de superficie de techo
Techo de tejas = 16.0 lb/pie2
wu = (1.2)(2.1 + 16.0) + (1.6)(19.0) = 52.1 lb/pie2
Puede verse en las Figuras 4.4 y 4.5 que la mitad de la componente de la carga paralela
a la superficie del techo entre los dos largueros superiores a cada lado de la armadura, es
llevada directamente a los tensores horizontales entre los largueros. En este ejemplo hay
siete largueros (con seis espacios entre ellos) a cada lado de la armadura. Así, 1/12 de la carga
inclinada total va directamente al tensor horizontal.
LRFD
ASD
Carga LRFD sobre el tensor inclinado
superior, usando la ecuación controladora
de factores de carga
wu = (1.2)(2.1 lb/pie2 + 16 lb/pie2)
+ (1.6)(19 lb/pie2)
= 52.1 lb/pie2
Carga ASD sobre el tensor inclinado
superior, usando la ecuación controladora
de carga ASD
w = 2.1 lb/pie2 + 16 lb/pie2 + 19 lb/pie2
= 37.1 lb/pie2
Componente de cargas paralelas
a la superficie de techo
Componente de cargas paralelas
a la superficie de techo
= ¢
1
≤ 152.1 lb/pie22 = 16.5 lb/pie2
210
Carga sobre el tensor inclinado superior
11
= a b137.9 pies217 pies2116.5 lb/pie22
12
= 4013 lbs = 4.01 k = Pu
≤ 137.12 = 11.7 lb/pie2
210
Carga sobre el tensor inclinado superior
11
= a b 137.9 pies217 pies2111.7 lb/pie22
12
= 2845 lbs = 2.85 k = P
= ¢
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
1
Alfaomega
4.3 Varillas y barras
10
Tensor entre largueros de cumbrera
1
3
Tensores
inclinados
119
37.9
Largueros C8 11.5
Techumbre de tejas
pies
Ángulos de respaldo
12 pies
6 en 12 pies = 72 pies
Largueros de la cumbrera
Armadura
Tirantes
(desplazados
entre sí 6 plg
para facilitar
su instalación)
21 pies
Armadura
7 pies
21 pies
Riostras
Largueros
7 pies
Puntales
7 pies
Figura 4.4
Área del techo usada
para calcular la
carga para este tensor
Planta de dos crujías del techo.
11
12
(7)(37.9)
Arandelas cónicas impiden
Tensor inclinado superior la flexión de los tensores
No se muestran Larguero de la
los ángulos de
cumbrera
respaldo
Armadura
Tensor entre largueros de la cumbrera
Larguero de la cumbrera
Cuerda superior de la armadura
Figura 4.5
Detalles de la conexión de tensores.
Alfaomega
Nota: Algunos proyectistas prefieren colocar
largueros de canal con sus patines apuntando
hacia abajo en sentido de la inclinación del
techo para evitar la acumulación de basura
o la condensación en sus patines inferiores.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
120
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
Selección de la sección con la expresión LRFD
AD =
Pu
4.01 klb
=
= 0.12 plg2
f 0.75Fu
10.75210.752158 klb/plg22
Intente con un perfil redondo de 58 plg como tamaño práctico mínimo, 11 cuerdas por pulgada, de la Tabla 7-18 del AISC.
Rn = 0.75FuAD
AD = 0.307 plg2
= 10.752158 klb/plg2210.307 plg22 = 13.36 klb
LRFD con f = 0.75
ASD con Æ = 2.00
fRn = 10.752113.36 klb2 = 10.02 klb 7 4.01 klb OK
Rn
13.36 klb
=
= 6.68 klb 7 2.85 klb OK
Æ
2.00
Use un perfil redondo de 58 plg tanto para LRFD como para ASD.
Revisando la fuerza en los tensores entre largueros de la cumbrera
LRFD
Pu = 137.9 pies217 pies2116.5 lb/pie2 2 ¢
ASD
210
≤
3
= 4 614 lbs = 4.61 klb 6 10.02 klb OK
Pa = 137.9 pies217 pies2111.7 lb/pie2 2 ¢
210
≤
3
= 3 280 lbs = 3.28 klb 6 6.68 klb OK
Use un perfil redondo de 58 plg tanto para LRFD como para ASD.
4.4
MIEMBROS CONECTADOS POR PASADORES
Hasta los primeros años del siglo xx, casi todos los puentes de Estados Unidos eran de juntas
articuladas o de pasadores, pero en la actualidad es raro que se construyan así, en vista de las
ventajas de las conexiones soldadas o atornilladas. Un problema en las antiguas conexiones
a base de pasadores, en las armaduras, era el desgaste de éstos en los agujeros, lo que ocasionaba que las juntas se aflojaran.
Una barra de ojo es un tipo especial de miembro conectado por pasadores cuyos extremos, donde están localizados los agujeros para los pasadores, se encuentran agrandados,
como se muestra en la Figura 4.6. Aunque en la actualidad se han vuelto casi obsoletas, las
barras de ojo en un tiempo fueron muy comúnmente usadas como miembros en tensión en
armaduras de puentes.
Figura 4.6
Extremo de una barra de ojo.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.4 Miembros conectados por pasadores 121
Las barras de ojo conectadas con pasadores todavía se usan ocasionalmente, como
miembros a tensión en los puentes de gran claro y como suspensores en algunos tipos de
puentes y para estructuras que normalmente están sujetas a cargas muertas muy grandes.
En consecuencia, las barras de ojo generalmente están impedidas de vibrar y de desgastarse,
como lo harían bajo cargas vivas.
Las barras de ojo por lo general no se fabrican por forjado, sino por un proceso de
corte térmico de las placas. Como se establece en el Comentario (D6) del AISC, extensas
pruebas han demostrado que los miembros cortados térmicamente conducen a diseños más
balanceados. Las cabezas de las barras de ojo están conformadas especialmente para proporcionar un flujo óptimo del esfuerzo alrededor de los agujeros. Estas proporciones se basan
en una larga experiencia y en pruebas con barras de ojo forjadas y los estándares resultantes
son algo conservadores respecto a las miembros actuales cortados térmicamente.
La Especificación (D5) del AISC aporta requisitos detallados para miembros conectados por pasadores respecto a la resistencia y proporciones de los pasadores y placas. La
resistencia de diseño de tales miembros es el menor valor obtenido con las siguientes ecuaciones, donde se hace referencia a la Figura 4.7:
1. Fractura por tensión sobre el área neta efectiva. Véase la Figura 4.7(a).
Pn = 2tbeFu
f = 0.75 (LRFD)
(Ecuación D5-1 del AISC)
Æ = 2.00 ASD
en donde t = espesor de la placa y be = 2t + 0.63, pero no debe exceder la distancia del
borde del agujero a la orilla medida perpendicularmente a la línea de la fuerza.
t
d
Pn (2t)(2t 0.63)(Fu)
(a) Resistencia de la fractura a la tensión sobre el área neta efectiva
t
d
a
Pn (0.6)(2t) a d2 (Fu)
(b) Resistencia a la fractura por cortante sobre el área efectiva
t
d
Pn 1.8 Fydt
(c) Resistencia por aplastamiento de superficie. (Éste es el aplastamiento
sobre el área rectangular proyectada detrás del tornillo.)
t
d
Figura 4.7
Resistencia de miembros
a tensión conectados por
pasadores.
Alfaomega
Ancho
Pn (Fy)(ancho)(t)
(d) Resistencia por fluencia a la tensión en la sección total
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
122
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
2. Por fractura al cortante sobre el área efectiva. Véase la Figura 4.7(b).
Pn = 0.6 Fu Asf
f = 0.75 (LRFD)
(Ecuación D5-2 del AISC)
Æ = 2.00 ASD
en donde Asf = 2t(a + d/2), donde a es la distancia más corta del borde del agujero del
pasador a la orilla del miembro medida paralelamente a la fuerza.
3. Resistencia de superficies por aplastamiento. Véase la Figura 4.7(c).
Rn = 1.8 Fy Apb
f = 0.75 (LRFD)
(Ecuación J7-1 del AISC)
Æ = 2.00 ASD
en donde Apb = área proyectada de aplastamiento = dt. Observe que la Ecuación J7-1
del LRFD se aplica a superficies cepilladas, pasadores en agujeros escariados, taladrados o punzonados y extremos de atiesadores de apoyo ajustados. (La Especificación
J7(b) del AISC también proporciona otras ecuaciones para determinar la resistencia
por aplastamiento para rodillos de expansión y mecedoras.)
4. Fluencia a tensión de la sección total. Véase la Figura 4.7(d).
Pn = Fy Ag
ft = 0.90 (LRFD)
(Ecuación D2-1 del AISC)
Æt = 1.67 (ASD)
La Especificación D6.2 del AISC establece que los espesores 6 1/2 plg para barras de
ojo y placas conectadas por pasadores son sólo permisibles cuando se proporcionan tuercas
externas para apretar las placas de pasador y placas de relleno en contacto sin holgura. La
Especificación J7 del AISC provee la resistencia de diseño por aplastamiento de tales placas.
Además de los otros requisitos mencionados, la Especificación D5 del AISC señala
ciertas proporciones entre los pasadores y las barras de ojo. Esos valores se basan en una larga
experiencia de la industria del acero y en el trabajo experimental de B. G. Johnston.1 Se ha encontrado que cuando las barras de ojo y los miembros conectados por pasadores están hechos
de aceros con esfuerzos de fluencia mayores de 70 kilolibras por pulgada cuadrada (klb/plg2),
existe la posibilidad de que se presente la falla por combado (una falla complicada de estabilidad inelástica en la que la cabeza de la barra de ojo tiende a enrollarse lateralmente en forma
de plato). Por esta razón, las especificaciones del AISC requieren proporciones más robustas
en los miembros para estas situaciones (el diámetro del agujero no debe exceder cinco veces
el espesor de la placa y el ancho de la barra de ojo se reduce en forma correspondiente).
4.5
DISEÑO POR CARGAS DE FATIGA
No es común que los esfuerzos de fatiga sean un problema en los marcos de los edificios
promedio, ya que los cambios de carga en estas estructuras generalmente ocurren sólo ocasionalmente y producen variaciones de esfuerzos relativamente menores. Sin embargo, en
los casos en que hay frecuentes variaciones o aun inversiones de los esfuerzos, deberá considerarse el fenómeno de la fatiga. La fatiga puede ser un problema en edificios que contienen
trabes carril para grúas o se soporta maquinaria o equipo pesados móviles o vibratorios.
Si los miembros de acero están sujetos a cargas que se aplican y luego se retiran o
cambian muchas miles de veces, pueden aparecer en ellos grietas que se propagan tanto que
llega a ocurrir la falla por fatiga. El acero debe estar sometido a inversiones de esfuerzo o
1
B. G. Johnston, “Pin-Connected Plate Links”, Transactions ASCE, 104 (1939).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.5 Diseño por cargas de fatiga
123
a variaciones en el esfuerzo de tensión porque los problemas de fatiga ocurren sólo cuando
está presente una tensión. (Sin embargo, algunas veces ocurren grietas por fatiga en miembros que están sujetos solamente a esfuerzos de compresión calculados si partes de esos
miembros tienen esfuerzos residuales de tensión altos.) El resultado de las cargas de fatiga
es que los miembros de acero pueden fallar a tensiones muy por debajo de los esfuerzos a
los que ellos fallarían si estuvieran sometidos a cargas estáticas. La resistencia por fatiga de
un miembro específico depende del número de ciclos de cambio de esfuerzos, del intervalo
de cambio de la carga y del tamaño de los defectos.
En el Apéndice 3 de la Especificación AISC, se presenta un método de diseño simple
para considerar los esfuerzos por fatiga. Para este estudio, se define al término intervalo de
esfuerzos como la magnitud del cambio de esfuerzos en un miembro debido a la aplicación o
retiro de las cargas vivas de servicio. Si hay inversión de esfuerzos, el intervalo de esfuerzos es
igual a la suma numérica de los esfuerzos de tensión y de compresión máximos repetidos.
La vida por fatiga de los miembros aumenta a medida que disminuye el intervalo de
esfuerzos. Además, para intervalos de esfuerzos muy bajos, la vida por fatiga es muy larga.
De hecho, existe un intervalo para el cual la vida del miembro resulta ser infinita. A este
intervalo se le llama el intervalo umbral de esfuerzos por fatiga.
Si se supone que el número de ciclos de la carga es menor de 20 000, no es necesario
considerar la fatiga. (Observe que tres ciclos por día durante 25 años es igual a 27 375 ciclos.)
Si el número de ciclos es mayor de 20 000, se calcula un intervalo de esfuerzos permisible
tal como se especifica en el Apéndice 3.3 de la Especificación del AISC. Si se selecciona un
miembro y se encuentra que tiene un intervalo de esfuerzos de diseño por debajo del intervalo real de esfuerzos, será necesario seleccionar un miembro más grande.
Las dos siguientes notas adicionales forman parte del procedimiento de diseño por
fatiga del AISC:
1. El intervalo de esfuerzos de diseño determinado de acuerdo con los requisitos del
AISC es aplicable solamente a las siguientes situaciones:
a. Estructuras para las cuales el acero tiene una protección adecuada contra la corrosión para las condiciones esperadas en esa localidad.
b. Estructuras para las cuales la temperatura no exceda de 300°F.
2. Las disposiciones de la Especificación del AISC son aplicables a esfuerzos que se
calculan con cargas de servicio, y el esfuerzo máximo permitido debido a estas cargas
es 0.66Fy.
En el Apéndice 3 de la Especificación del AISC se dan fórmulas para calcular el
intervalo de esfuerzos permisible. Para las categorías de esfuerzos A, B, B¿, C, D, E y E¿
listadas en la Tabla A3.1 del Apéndice del AISC,
FSR = ¢
Cf
nSR
≤
0.333
Ú FTH
(Ecuación A-3-1 del AISC)
en donde
FSR = intervalo de esfuerzos permisible, klb/plg2
Cf = constante de la Tabla A-3.1 en el Apéndice A del AISC
nSR = número de fluctuaciones en el intervalo de esfuerzos en la vida de diseño
= número de fluctuaciones en el intervalo de esfuerzos por día * 365 * años de
vida de diseño
FTH = intervalo umbral de esfuerzos permisible, intervalo máximo de esfuerzos para
una vida de diseño indefinida, tomados de la Tabla A-3.1 del Apéndice del
AISC, klb/plg2
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
124
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
El Ejemplo 4-6 presenta el diseño de un miembro a tensión sujeto a cargas fluctuantes, usando el Apéndice 3 de la Especificación del AISC. Las fluctuaciones e inversiones de esfuerzos
son un problema cotidiano en el diseño de las estructuras de los puentes. Las Especificaciones AASHTO proporcionan intervalos permisibles de esfuerzos, determinados de manera
muy parecida a la de las Especificaciones del AISC.
Ejemplo 4-6
Un miembro a tensión consta de una sección W12 (Fy = 50 klb/plg2) con conexiones en los
extremos de soldadura de filete. La carga muerta de servicio es de 40 klb, mientras que se
estima que la carga viva de servicio varía desde una compresión de 20 klb a una tensión de 90
klb cincuenta veces al día para una vida de diseño estimada de 25 años. Seleccione la sección,
usando el procedimiento del AISC.
Solución
Pu = (1.2)(40 klb) + (1.6)(90 klb) = 192 klb
Tamaño estimado de la sección para fluencia a tensión de la sección total
Ag Ú
Pu
192 klb
=
= 4.27 plg2
ftFy
10.92150 klb/plg22
Intente con una W12 * 16 (Ag = 4.71 plg2)
nSR = (50)(365)(25) = 456 250
De acuerdo con la Tabla A-3.1 del Apéndice 3 de la Especificación AISC, el miembro está
contemplado en la Sección 1 de la tabla y en la categoría de esfuerzos A.
Cf = 250 * 108 de la tabla
FTH = 24 klb/plg2 de la tabla
FSR = ¢
Cf
nSR
≤
0.333
= ¢
250 * 108 0.333
= 37.84 klb/plg2
≤
456 250
Tensión máxima de la carga de servicio =
40 klb + 90 klb
= 27.60 klb/plg2
4.71 plg2
Tensión mínima de la carga de servicio =
40 klb - 20 klb
= 4.25 klb/plg2
4.71 plg2
Intervalo real de esfuerzos = 27.60 - 4.25 = 23.35 klb/plg2
6 FSR = 37.84 klb/plg2
(OK)
Use una W12 * 16.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.6 Problemas para resolver
4.6
125
PROBLEMAS PARA RESOLVER
4-1 a 4-8.
4-1.
4-2.
4-3.
4-4.
4-5.
4-6.
4-7.
4-8.
4-9 a 4-16.
Alfaomega
Para todos estos problemas, seleccione los tamaños con las expresiones de
LRFD y revise los perfiles seleccionados tanto con las expresiones de LRFD
como con las de ASD.
Seleccione perfiles para las condiciones descritas, usando Fy = 50 klb/plg2 y
Fu = 65 klb/plg2, a menos que se indique lo contrario y sin considerar el boque
de cortante.
Seleccione el perfil más ligero W12 disponible para soportar cargas de trabajo
a tensión de PD = 120 klb y PW = 288 klb. El miembro tiene 20 pies de largo
y debe tener dos hileras de agujeros para tornillos de 3/4 plg en cada patín.
Habrá por lo menos tres tornillos en cada línea a 3 plg entre centros. (Resp.
W12 * 45 LRFD y ASD.)
Repita el problema 4-1 seleccionando una viga W10.
Seleccione la WT7 más ligera disponible para soportar una carga factorizada
de tensión Pu = 250 klb, Pa = 160 klb. Suponga que hay dos líneas de tornillos de
7/8 plg en el patín (con tres tornillos por lo menos en cada línea de 4 plg centro
a centro). El miembro tiene 30 pies de largo. (Resp. WT7 * 26.5 LRFD, WT7 *
24 ASD.)
Seleccione el perfil S más ligero que soporte con seguridad las cargas de servicio
de tensión PD = 75 klb y PL = 40 klb. El miembro tiene 20 pies de largo y debe
tener una línea de agujeros para tornillos de 3/4 plg Ø en cada patín. Considere
por lo menos tres agujeros en cada línea de 4 plg centro a centro. Use acero
A36.
Seleccione el perfil C más ligero que soporte con seguridad las cargas de
servicio de tensión PD = 65 klb y PL = 50 klb. El miembro tiene 14 pies de largo
y debe tener dos líneas de agujeros para tornillos de 3/4 plg Ø en el alma.
Considere por lo menos tres agujeros en cada línea de 3 plg centro a centro.
Use acero A36. (Resp. C8 * 18.75 LRFD y ASD.)
Seleccione el perfil W10 más ligero que resista una carga de servicio de tensión
PD = 175 klb y PL = 210 klb. El miembro tiene 25 pies de largo y debe tener dos
líneas de agujeros en cada patín y dos líneas de agujeros en el alma. Considere
por lo menos cuatro agujeros en cada línea de 3 plg centro a centro. Todos los
agujeros son para tornillos de 7/8 plg Ø. Use acero A992 – Grado 50.
Seleccione el perfil C más ligero que soporte con seguridad las cargas de
servicio de tensión PD = 20 klb y PL = 34 klb. El miembro tiene 12 pies de largo
y debe tener solamente una soldadura transversal al final de la canal. Use acero
A36. (Resp. C6 * 10.5 LRFD y ASD.)
Seleccione el perfil MC12 más ligero que resista una carga factorizada total
de 372 klb y una carga de servicio total de 248 klb. El miembro tiene 20 pies
de largo y debe estar soldado en el extremo así como en cada patín por una
distancia de 6 plg a lo largo de la longitud de la canal. Use acero A36.
Seleccione la sección más ligera para cada una de las situaciones descritas en la
Tabla 4.1. Suponga tornillos a 3 plg entre centros (a menos que se indique otra
cosa). No considere bloque de cortante. Determine U de la Tabla 3.2 de este libro
(excepto si se da).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
126
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
TABLA 4.1
Perfil
PD
(klb)
PL
(klb)
Longitud
(pies)
Acero
4-9
W8
75
100
24
A992
Dos líneas de tornillos de 5/8 plg Ø (3 en
una línea a 2 1/2 plg centro a centro) en
cada patín
4-10
W10
120
220
30
A992
Dos líneas de tornillos de 3/4 plg Ø (3 en
una línea) en cada patín
4-11
W12
150
175
26
A36
Dos líneas de tornillos de 7/8 plg Ø (2 en una W12 * 58 LRFD
línea a 4 plg centro a centro) en cada patín
W12 * 65 ASD
4-12
W10
135
100
28
A36
Soldadura longitudinal solamente en los
patines, 6 plg de longitud
4-13
W8
100
80
30
A992
Soldadura transversal solamente en los
patines
4-14
S
60
100
22
A36
Una línea de tornillos de 3/4 plg Ø (3 en una
línea a 4 plg centro a centro) en cada patín
4-15
WT6
80
120
20
A992
Soldadura longitudinal solamente en el
patín, 6 plg de longitud
4-16
WT4
30
50
18
A36
Soldadura transversal solamente en el patín
Prob.
núm.
Conexión de extremo
Respuesta
W8 * 28 LRFD
y ASD
W8 * 24 LRFD
W8 * 28 ASD
WT6 * 26.5
LRFD y ASD
4-17. Usando acero A36 seleccione el miembro más ligero consistente en un ángulo
individual de alas iguales para resistir una carga de tensión de PD = 45 klb, PL =
25 klb y PW = 88 klb. El miembro se conectará por un ala con dos líneas de tres
tornillos de 3/4 plg Ø a 3 1/2 plg centro a centro. La longitud del miembro es de
24 pies. Desprecie el bloque de cortante. (Resp. L6 * 6 * 1/2 para LRFD y ASD.)
4-18. Seleccione un par de canales C10 para un miembro a tensión sujeto a una carga
muerta de 120 klb y una carga viva de 275 klb. Las canales se colocan espalda
con espalda y se conectan a una placa de unión de 3/4 plg mediante tornillos
de 7/8 plg Ø. Suponga acero A588 Grado 50 para las canales y suponga que es
suficiente la placa de unión. El miembro tiene 25 pies de longitud. Los tornillos
están dispuestos en dos líneas paralelas a la longitud del miembro. Hay dos
tornillos en cada línea a 4 plg entre centros.
Figura P4-18.
4-19. Seleccione el perfil de canal C6 más ligero para usarse como un miembro a
tensión de 12 pies de longitud para resistir las siguientes cargas de servicio,
PD = 20 klb y PL = 32 klb. El miembro se conecta mediante una soldadura
transversal solamente en el extremo de la canal. Use acero A36 Grado 36 con
Fu = 58 klb/plg2. (Resp. C6 * 10.5 LRFD y ASD.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
4.6 Problemas para resolver
127
4-20. Diseñe el miembro L2L3 de la armadura mostrada en la Figura P4-20. Debe
constar de un par de ángulos con una placa de nudo de 3/8 plg entre los ángulos
en cada extremo. Use acero A36 y suponga dos hileras de tres tornillos de
3/4 plg Ø en cada ala vertical del ángulo, a 4 plg entre centros. Considere sólo
los ángulos mostrados en las tablas de ángulos dobles del Manual del AISC.
Para cada carga, PD = 60 klb y PL = 48 klb. No considere bloque de cortante.
12 pies
L2
L3
3 en 12 pies 36 pies
Figura P4-20.
4-21. Seleccione un perfil ST que va a usarse como un miembro a tensión de 20 pies
de longitud que soporte con seguridad las cargas de servicio en tensión: PD =
35 klb, PL = 115 klb y PS = 65 klb (nieve). La conexión es a través del patín con
dos líneas de tres tornillos de 3/4 plg Ø entre centros. Use acero A572 Grado
50. Desprecie el bloque de cortante. (Resp. ST10 * 33 LRFD y ASD.)
4-22. Seleccione el perfil WT4 más ligero que va a usarse como un miembro a
tensión de 20 pies de longitud para resistir las siguientes cargas de servicio:
carga muerta, D = 20 klb, carga viva, L = 35 klb, carga de nieve, S = 25 klb, y por
sismo, E = 50 klb. La conexión es dos líneas de tornillos a través del patín con
tres tornillos de 3/4 plg Ø en cada línea espaciados a 3 plg entre centros. Use
acero A992 Grado 50. Desprecie el bloque de cortante.
4-23. Un miembro a tensión consta de dos canales C10 y dos PL 1/2 * 11, dispuestos
como se muestra en la Figura P4-23 para soportar las cargas de servicio, PD =
200 klb y PL = 320 klb. La longitud del miembro es de 30 pies y debe tener
cuatro líneas de tornillos de 3/4 plg Ø. Suponga U = 0.85. Todo el acero será
A36. Desprecie el bloque de cortante. (Resp. 2 – C10 * 25 LRFD y ASD.)
PL
1
2
11
C10
C10
11 plg
PL
1
2
11 plg
11
Figura P4-23.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
128
Capítulo 4
Diseño de miembros a tensión
4-24. Una tubería está soportada a intervalos de 25 pies con una correa para tubería
que cuelga de una varilla roscada como se muestra. Se usa una tubería de acero
de peso estándar de 10 plg Ø llena con agua. ¿Cuál es el tamaño de varilla
redonda que se requiere? Use acero A36. Desprecie el peso de la correa para
la tubería.
Varilla roscada
Correa para tubería
Tubería de acero
Figura P4-24.
4-25. Seleccione una barra redonda estándar roscada para soportar una carga de
tensión factorizada de 72 klb (carga de servicio a tensión = 50 klb) usando
acero A36. (Resp. Barra de 134 plg Ø LRFD y ASD.)
4-26 ¿Qué tamaño de barra roscada se requiere para el miembro AC mostrado en la
Figura P4-26? la carga dada es una carga viva de servicio. Use acero A36.
C
25K
8 pies
Barra
roscada
A
B
6 pies
Figura P4-26.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
5
Introducción a los miembros
cargados axialmente
a compresión
5.1
CONSIDERACIONES GENERALES
Existen varios tipos de miembros que trabajan a compresión, de los cuales la columna es
el más conocido. Entre los otros tipos se encuentran las cuerdas superiores de armaduras
y diversos miembros de arriostramiento. Además, muchos otros miembros tienen compresión en alguna de sus partes. Éstos incluyen los patines a compresión de vigas laminadas
y armadas y los miembros sujetos simultáneamente a cargas de flexión y de compresión.
Las columnas son miembros verticales rectos cuyas longitudes son considerablemente
mayores que su ancho. Los miembros verticales cortos sujetos a cargas de compresión
se denominan con frecuencia puntales o, simplemente, miembros a compresión; sin embargo, en las páginas siguientes los términos columna y miembro a compresión se usan
indistintamente.
Hay tres modos generales según los cuales las columnas cargadas axialmente pueden
fallar. Éstos son: pandeo flexionante, pandeo local y pandeo torsionante. Estos modos de
pandeo se definen brevemente como sigue:
1. El pandeo flexionante (llamado también pandeo de Euler) es el tipo primario de pandeo analizado en este capítulo. Los miembros están sometidos a flexión cuando se
vuelven inestables.
2. El pandeo local ocurre cuando alguna parte o partes de la sección transversal de una
columna son tan delgadas que se pandean localmente en compresión antes que los
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
129
130
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
otros modos de pandeo puedan ocurrir. La susceptibilidad de una columna al pandeo
local se mide por las relaciones ancho a espesor de las partes de su sección transversal.
Este tema se verá en la Sección 5.7.
3. El pandeo torsionante flexionante puede ocurrir en columnas que tienen ciertas configuraciones en su sección transversal. Esas columnas fallan por torsión o por una
combinación de pandeo torsional y flexionante. Este tema se verá por primera vez en
la Sección 6.10.
Entre más larga sea una columna para una misma sección transversal, mayor es su tendencia a pandearse y menor será la carga que pueda soportar. La tendencia de un miembro a
pandearse se mide por lo general con la relación de esbeltez, que se ha definido previamente
como la relación entre la longitud del miembro y su radio de giro mínimo. La tendencia al
pandeo depende también de los siguientes factores: tipo de conexión en los extremos, excentricidad de la aplicación de la carga, imperfecciones en el material de la columna, torceduras
iniciales en la columna y esfuerzos residuales de fabricación.
Las cargas que soporta una columna de un edificio bajan por la sección transversal
superior de la columna y a través de sus conexiones con otros miembros directamente a la
columna. La situación ideal se tiene cuando las cargas se aplican uniformemente sobre la columna con el centro de gravedad de las cargas, coincidiendo con el centro de gravedad de la
columna. Además, es deseable que la columna no tenga defectos, que consista de un material
homogéneo y que sea perfectamente recta; todas estas condiciones obviamente son imposibles de satisfacerse.
Las cargas que se encuentran exactamente centradas sobre una columna se denominan cargas axiales o concéntricas. Las cargas muertas pueden o no, ser axiales en una columna interior de un edificio, pero las cargas vivas nunca lo son. Para una columna exterior la
posición de las cargas es probablemente aun más excéntrica, ya que el centro de gravedad
estará situado por lo general hacia la parte interior de la columna. En otras palabras, resulta
dudoso que alguna vez se encuentre, en la práctica, una columna cargada en forma perfectamente axial.
Las otras situaciones deseables también son imposibles de lograr debido a las siguientes condiciones: imperfecciones de las dimensiones de las secciones transversales, esfuerzos
residuales, agujeros taladrados para recibir remaches, esfuerzos de montaje y cargas transversales. Es muy difícil tomar en cuenta todas estas variables en una fórmula.
Algunas imperfecciones pequeñas en los miembros a tensión y en vigas puede pasarse
por alto, ya que son de poca consecuencia. Por otro lado, las pequeñas imperfecciones en
columnas pueden revestir mucha importancia. Una columna que está ligeramente flexionada
cuando se coloca en su lugar puede tener momentos flexionantes significativos iguales a la
carga de la columna multiplicada por la deflexión lateral inicial. En las Tablas 1-22 a 1-28
del Manual del AISC se presentan las tolerancias de rectitud de la laminadora, tomadas de
ASTM A6.
Obviamente, una columna es un miembro más crítico en una estructura que una viga o
un miembro a tensión, porque pequeñas imperfecciones en los materiales y en las dimensiones tienen mucha importancia en su estabilidad. Esta situación se puede ilustrar en una armadura de un puente en la que algunos de sus miembros han sido dañados por un camión. La
flexión de miembros a tensión probablemente no será muy seria, ya que las cargas de tensión
tenderán a enderezar a esos miembros; pero la flexión de cualquier miembro a compresión
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.1
Consideraciones generales 131
Two International Place, Boston, MA. (Cortesía de Owen Steel Company, Inc.)
es un asunto muy serio, ya que las cargas de compresión tenderán a incrementar la flexión en
esos miembros.
El análisis precedente debe mostrar claramente que las imperfecciones en columnas
ocasionan flexión en éstas, y el proyectista debe considerar los esfuerzos debidos a esos momentos, así como a cargas axiales. Los Capítulos 5 a 7 se limitan al análisis de columnas cargadas axialmente y el Capítulo 11 trata de los miembros sujetos a una combinación de cargas
axiales y de flexión.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
132
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
La separación en planta entre columnas establece lo que se llama una crujía. Por ejemplo, si las columnas están a 20 pies entre centros en una dirección y a 25 pies en la otra
dirección, el tamaño de la crujía es de 20 * 25 pies. Mayores dimensiones de las crujías incrementan la flexibilidad del usuario en la planeación del espacio. Un estudio hecho por John
Ruddy1 indica que cuando se usan zapatas poco profundas, las crujías con una relación de
longitud a ancho de aproximadamente 1.25 a 1.75 y áreas de aproximadamente 1 000 pies2
resultan ser las más económicas. Cuando se usan cimentaciones profundas, su estudio muestra que las áreas de crujía mayores son más económicas.
5.2
ESFUERZOS RESIDUALES
Investigaciones realizadas en la Universidad de Lehigh han demostrado que los esfuerzos
residuales y su distribución son factores muy importantes que afectan la resistencia de las
columnas de acero cargadas axialmente. Estos esfuerzos son de gran importancia en columnas con relaciones de esbeltez de 40 a 120, intervalo que incluye un gran porcentaje de las
columnas usadas en la práctica. Una causa muy importante de los esfuerzos residuales es el
enfriamiento desigual que sufren los perfiles después de haber sido laminados en caliente.
Por ejemplo, en un perfil W los puntos exteriores de los patines y la parte media del alma se
enfrían rápidamente, en tanto que las zonas de intersección del alma con los patines lo hacen
más lentamente.
Las partes de la sección que se enfrían con más rapidez, al solidificarse, sufren los primeros acortamientos, en tanto que aquellas partes que están aún calientes tienden a acortarse aún más al enfriarse. El resultado neto es que las áreas que se enfriaron más rápidamente
quedan con esfuerzos residuales de compresión, en tanto que las áreas de enfriamiento más
lento quedan con esfuerzos residuales de tensión. La magnitud de estos esfuerzos varía entre
10 y 15 klb/plg2 (69 a 103 MPa) aunque se han encontrado valores mayores de 20 klb/plg2
(138 MPa).
Cuando se prueban secciones de columnas de acero laminadas con sus esfuerzos residuales, sus límites proporcionales se alcanzan para valores de P/A de poco más que la mitad
de sus esfuerzos de fluencia y la relación esfuerzo-deformación resulta no lineal desde este
valor hasta el esfuerzo de fluencia. Debido a la fluencia prematura en algunos puntos de las
secciones transversales de la columna, se reduce apreciablemente la resistencia al pandeo.
La reducción es máxima en columnas cuya relaciones de esbeltez varían aproximadamente
entre 70 y 90 y puede ser tan elevada como un 25%.2
Al incrementarse la carga en una columna, partes de ésta alcanzarán rápidamente el
esfuerzo de fluencia y entrarán al intervalo plástico debido a los esfuerzos residuales de compresión. La rigidez de la columna se reduce y es función de la parte de la sección transversal que aún se comporte elásticamente. Una columna con esfuerzos residuales se comporta
como si tuviese una sección transversal más pequeña. Esta sección reducida o parte elástica
de la columna cambiará al hacerlo los esfuerzos aplicados. Los cálculos relativos al pandeo de
una columna específica con esfuerzos residuales pueden efectuarse usando un momento
de inercia efectivo Ie de la parte elástica de la sección transversal, o bien, usando el módulo
tangente. Para las secciones comunes usadas como columnas, los dos métodos dan resultados
casi iguales.
1
J. L. Ruddy, “Economics of Low-Rise Steel-Framed Structures”, Engineering Journal, AISC, vol. 20,
núm. 3 (3er. trimestre, 1983), pp. 107-118.
2
L. S. Beedle y L. Tall, “Basic Column Strength”, Proc. ASCE 86 (julio, 1960), pp. 139-173.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.3
Perfiles usados para columnas 133
W con esfuerzos residuales
Figura 5.1
Efecto de los esfuerzos residuales
sobre el diagrama esfuerzodeformación unitaria en
columnas.
Esfuerzo f P
A
Curva ideal
Fy
Deformación unitaria
L
L
La soldadura puede producir esfuerzos residuales severos en las columnas, que pueden aproximarse al valor del esfuerzo de fluencia en las cercanías de las partes soldadas. Otro
hecho importante es que las columnas también pueden flexionarse apreciablemente debido
a la aplicación de la soldadura, lo que afecta su capacidad de soportar carga. La Figura 5.1
ilustra el efecto de los esfuerzos residuales (debido al enfriamiento y la fabricación) sobre el
diagrama esfuerzo-deformación unitaria para un perfil W laminado en caliente.
El soldado entre sí de perfiles para piezas compuestas causa con frecuencia esfuerzos
residuales aún mayores que los ocasionados por el enfriamiento desigual de secciones H
laminadas en caliente.
Los esfuerzos residuales también pueden causarse durante la fabricación al combar la
columna mediante flexión en frío o por el enfriamiento posterior a la aplicación de la soldadura. El combeo es el flexionamiento de un miembro en una dirección opuesta a la dirección
de la flexión que será causada por las cargas de servicio. Por ejemplo, podemos flexionar
una viga hacia arriba inicialmente,
de manera que quede más o menos horizontal
cuando se apliquen las cargas normales por gravedad.
5.3
PERFILES USADOS PARA COLUMNAS
En teoría puede seleccionarse un sinfín de perfiles para resistir con seguridad una carga de
compresión en una estructura dada. Sin embargo, desde el punto de vista práctico, el número
de soluciones posibles se ve limitado por el tipo de secciones disponibles, por problemas de
conexión y el tipo de estructura en donde se va a usar la sección. Los párrafos que siguen
intentan dar un breve resumen de las secciones que han resultado satisfactorias para ciertas
condiciones. Estas secciones se muestran en la Figura 5.2, y las letras entre paréntesis en los
párrafos que siguen se refieren a las partes de esta figura.
Las secciones utilizadas para miembros a compresión por lo común son similares a
las empleadas para miembros a tensión con ciertas excepciones. Las excepciones las causa
el hecho de que las resistencias de los miembros a compresión varían en cierta relación
inversa con las relaciones de esbeltez y se requieren entonces miembros rígidos. Las barras,
placas y varillas individuales son generalmente demasiado esbeltas para funcionar en forma
satisfactoria como miembros a compresión, a menos que sean muy cortas y reciban carga
ligera.
Los miembros formados por ángulos sencillos (a) son satisfactorios como arriostramientos y miembros a compresión de armaduras ligeras. Los ángulos de lados iguales pueden
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
134
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Ángulo simple Ángulo doble
(a)
(b)
Tubular
Sección en caja
rectangular HSS con cuatro ángulos
(h)
Canal
(d)
Te
(c)
Celosía
(i)
Columna W
(e)
Tubo o perfil
Tubular
tubular HSS cuadrado HSS
(f)
Sección
en caja
(j)
Sección en caja
(k)
(g)
Sección en caja
(l)
Sección en caja
W con
cubreplacas
Sección
armada
Sección
armada
W con
canales
Sección
armada
Sección
armada
(m)
(n)
(o)
(p)
(q)
(r)
(s)
Figura 5.2
Tipos de miembros a compresión.
ser más económicos que los de lados desiguales porque sus radios de giro mínimo r son mayores para la misma área de acero. Las cuerdas superiores de armaduras atornilladas para
techos pueden consistir en un par de ángulos espalda con espalda (b). Generalmente se deja
un espacio entre éstos para insertar una placa de unión o de nudo, necesaria para efectuar
la conexión a otros miembros. Un examen de esta sección mostrará que probablemente sea
conveniente usar ángulos de lados desiguales con los lados largos espalda con espalda para
lograr una mejor distribución de los radios de giro r respecto a los ejes x y y.
Si se sueldan las armaduras, las placas de nudo pueden ser innecesarias, entonces es
posible usar tes estructurales (c) para los miembros a compresión de la cuerda superior, ya
que los miembros de la celosía pueden soldarse directamente al alma de las tes. Las canales
sencillas (d) no son satisfactorias como miembros a compresión debido a su radio de giro r
pequeño, respecto a los ejes centroidales paralelos al alma. Éstas pueden usarse si se encuentra la manera de proporcionar soporte lateral adicional en la dirección débil. Los perfiles W
(e) son los más comunes para columnas de edificios y para los miembros a compresión de
puentes carreteros. Aunque sus valores r están lejos de ser iguales respecto a los dos ejes,
están mejor balanceados que en las canales.
Varios puentes famosos construidos durante el siglo xix (como el Firth of Forth en
Escocia y el Ead en St. Louis, Missouri) utilizaron ampliamente los perfiles tubulares. Sin
embargo, el uso de éstos declinó debido a los problemas en sus conexiones y a los costos de
fabricación, pero con el desarrollo de tubos soldados más económicos, su uso está incrementándose de nuevo (aunque los perfiles tubulares actuales son mucho más pequeños que los
usados en el pasado en aquellos antiguos puentes de acero).
Las secciones estructurales huecas (HSS: Hollow Structural Sections) (cuadradas,
rectangulares o redondas) y los tubos de acero son secciones muy valiosas para edificios,
puentes y otras estructuras. Estas secciones de aspecto limpio y agradable se fabrican y se
montan fácilmente. Para cargas pequeñas y medianas, las secciones tubulares (f) son muy
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.3
Perfiles usados para columnas 135
satisfactorias. Se usan a menudo como columnas en ventanales largos, como columnas cortas
en almacenes, como columnas para los techos de andadores cubiertos, en los sótanos y garajes de residencias, y en otras aplicaciones. Las columnas a base de tubos tienen la ventaja de
ser igualmente rígidas en todas direcciones y por lo general son muy económicas, a menos
que los momentos sean demasiado grandes para los tamaños disponibles. El Manual del
AISC proporciona los tamaños de estas secciones y las clasifica ya sea como secciones HSS
redondas o tubo de acero estándar, extra fuerte, o doble extra fuerte.
Las secciones tubulares cuadradas y rectangulares (g) y (h) se usan cada vez más año
con año. Durante muchos años sólo unas cuantas laminadoras en Estados Unidos fabricaron
tubería de acero con fines estructurales. Tal vez la principal causa del poco uso de las secciones tubulares era la dificultad de efectuar las conexiones con tornillos o remaches. Este
problema se ha eliminado con el surgimiento de las técnicas modernas de soldar. El uso
de perfiles tubulares con propósitos estructurales, por arquitectos e ingenieros, probablemente se verá incrementado en los próximos años por las siguientes razones:
1. El miembro a compresión más eficiente es aquel que tiene un radio de giro constante
respecto a su centroide, propiedad que poseen las secciones HSS redondas y los tubos.
Los perfiles tubulares cuadrados son los siguientes miembros a compresión en orden
de eficiencia.
2. Los tubulares estructurales de cuatro lados y redondos son más fáciles de pintar que
las secciones abiertas de seis lados como las secciones W, S y M. Además, las esquinas
redondeadas facilitan la aplicación de la pintura u otros recubrimientos uniformemente alrededor de las secciones.
3. Tienen menos área superficial para pintar o proteger contra el fuego.
4. Tienen excelente resistencia a la torsión.
5. Las superficies de los perfiles tubulares son muy atractivas.
6. Cuando están expuestas, la resistencia al viento de los tubos circulares es aproximadamente de sólo 2/3 de las de superficies planas del mismo ancho.
7. Si la limpieza es importante, los tubulares estructurales huecos son ideales, y no tienen
el problema de la acumulación de basura entre los patines de los perfiles estructurales
abiertos.
Una pequeña desventaja que se presenta en ciertos casos es que los extremos de las
secciones tubulares y de los tubos que están sujetos a atmósferas corrosivas deben sellarse
para proteger sus superficies interiores inaccesibles contra la corrosión. Aunque resultan
muy atractivos para usarse expuestos como vigas, los perfiles tubulares están en desventaja con las secciones W, que poseen momentos resistentes mucho mayores para el mismo
peso.
Para muchas situaciones en columnas, el peso de las secciones tubulares cuadradas o
rectangulares —usualmente llamadas secciones estructurales huecas (HSS)— puede ser menor que la mitad de los pesos requeridos para secciones de perfil abierto (W, M, S, canales y
angulares). Es cierto que las secciones tubulares y tubos pueden costar tal vez 25% más por
libra que las secciones abiertas, pero esto nos permite aún lograr ahorros de hasta 20% en
muchos casos.3
Las secciones estructurales huecas están disponibles con resistencias a la fluencia de
hasta 50 klb/plg2 y pueden obtenerse con una resistencia mejorada a la corrosión atmosférica.
3
“High Design, Low Cost”, Modern Steel Construction (Chicago: AISC, marzo-abril, 1990), pp. 32-34.
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
136
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Edificio administrativo, Pensacola
Christian College, FL. (Cortesía
de Britt, Peters y Asociados.)
Actualmente constituyen un pequeño porcentaje del acero estructural fabricado para edificios y puentes en Estados Unidos. En Japón y Europa, los valores son, respectivamente, 15%
y 25% y siguen creciendo. Es probable por ello que su uso continúe aumentando en Estados
Unidos en los próximos años.4 Puede obtenerse información detallada que incluye varias
tablas sobre secciones estructurales huecas en el Steel Tube Institute (STI), 2000 Ponce de
Leon, Suite 600, Coral Gables, Florida 33134.
Cuando se diseñan miembros a compresión para estructuras muy grandes, puede ser
necesario usar secciones armadas. Estas secciones se requieren cuando los miembros son
muy largos y soportan cargas muy grandes, o bien, cuando representan ventajas desde el
punto de vista de las conexiones. En términos generales, un perfil sencillo tal como una sección W, es más económico que una sección armada que tenga la misma área en su sección
transversal. Cuando las cargas son muy grandes, frecuentemente pueden usarse aceros de
4
Ibídem, p. 34.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.4
Desarrollo de las fórmulas para columnas 137
alta resistencia con mayor economía, siempre que este incremento de la resistencia permita
el uso de secciones W en vez de secciones armadas.
Cuando se usan secciones armadas, éstas deben conectarse en sus lados abiertos con
algún tipo de celosía (también llamadas barras de retícula) que mantenga sus partes unidas
en la posición apropiada y les permita trabajar conjuntamente como una unidad. Los extremos de estos miembros se conectan con placas de unión (también llamadas planchas atiesadoras o de rigidez). En la Figura 6.9 se muestran varios tipos de celosía para miembros
armados a compresión.
Las líneas punteadas en la Figura 5.2 representan celosías o partes discontinuas y las
líneas sólidas representan partes que son continuas en toda la longitud de los miembros.
A veces se disponen cuatro ángulos como se muestra en (i) para producir valores grandes
de r. Este tipo de miembro se ve con frecuencia en torres y en pescantes de grúas. Un par de
canales (j) se usan a veces como columnas en edificios o como miembros de la celosía en
armaduras de gran tamaño. Nótese que existe un cierto espaciamiento para cada par de
canales en el cual sus valores r respecto a los ejes x y y son iguales. A veces las canales se
disponen espalda con espalda, como se muestra en (k).
Una sección muy adecuada para las cuerdas superiores de las armaduras de puente
está formada por un par de canales con una cubreplaca en la parte superior (l) y celosía en la
parte inferior. Las placas de unión o de los nudos se conectan fácilmente en el interior de las
canales y pueden usarse también como empalmes. Cuando las canales disponibles más grandes no proporcionan suficiente resistencia, puede usarse como cuerda superior una sección
armada del tipo mostrado en (m).
Cuando los perfiles laminados no tienen suficiente resistencia para soportar la carga
de una columna de un edificio o de una armadura de puente muy grande, sus áreas pueden
incrementarse con la adición de placas a los patines (n). En años recientes se ha encontrado
que, en estructuras soldadas, una columna armada del tipo mostrado en (o) es más satisfactoria que una W con cubreplacas soldadas (n). Parece ser que durante la flexión (como en el
caso donde una viga se conecta al patín de una columna) es difícil transferir eficientemente
la fuerza de tensión de la cubreplaca a la columna sin que la placa se separe de la columna.
Para cargas muy grandes en columnas, una sección en caja soldada del tipo mostrado en (p)
ha resultado muy satisfactoria. Otras secciones armadas se muestran en (q), (r) y (s). Las
secciones armadas mostradas de (n) a (q) tienen la ventaja sobre las mostradas en (i) a (m)
de no requerir de la inversión financiera de barras o placas de celosías, que son necesarias
para algunas de las otras secciones armadas. Las fuerzas cortantes laterales son despreciables en las columnas a base de perfiles sencillos y en las secciones armadas sin celosía, pero
de ninguna manera pueden despreciarse en las columnas armadas con celosía.
Actualmente se ha incrementado el uso de las columnas compuestas. Éstas consisten en tubos estructurales o tubos de acero rellenos con concreto o en perfiles W ahogados
en concreto, generalmente con sección cuadrada o rectangular. (Estas columnas se estudian en
el Capítulo 17.)
5.4
DESARROLLO DE LAS FÓRMULAS PARA COLUMNAS
El uso de columnas se remonta a la prehistoria, pero fue hasta 1729 que el matemático holandés Pieter van Musschenbroek publicó un artículo científico sobre columnas.5 Él presentó
una fórmula empírica para columnas para estimar la resistencia de columnas rectangulares.
5
L. S. Beedle et al., Structural Steel Design (Nueva York: Ronald Press, 1964), p. 269.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Figura 5.3
Curva resultado
de la prueba.
A
Pu
en la falla
138
L
r
Curva resultado de la prueba
Unos años más tarde, en 1757, Leonhard Euler, un matemático suizo, escribió un artículo
de gran valor relativo al pandeo de columnas. Probablemente él fue la primera persona en
darse cuenta de la importancia del pandeo. La fórmula de Euler, la más famosa de todas las
expresiones para columnas, se deduce en el Apéndice A de este texto. Esta fórmula, que se
analiza en la siguiente sección, marcó el verdadero principio de la investigación teórica y
experimental sobre columnas.
La bibliografía técnica contiene muchas fórmulas desarrolladas para condiciones ideales de las columnas, pero estas condiciones no se encuentran en la realidad práctica. En
consecuencia, el diseño práctico de columnas se basa principalmente en fórmulas que se han
desarrollado para concordar, con exactitud razonable, con las curvas resultado de la prueba.
La justificación de este procedimiento es el hecho de que la deducción independiente de
expresiones paras columnas no conduce a fórmulas que den resultados comparables con los
valores de las curvas resultado de la prueba para toda relación de esbeltez.
Las pruebas de columnas con diferentes resultados de relaciones de esbeltez producen una serie de valores dispersos como los representados por la banda ancha de puntos en
la Figura 5.3. Los puntos no quedarán situados en una curva continua, aunque las pruebas
se hagan en el mismo laboratorio, debido a la dificultad de centrar exactamente las cargas,
a la falta de perfecta uniformidad de los materiales, a la variabilidad de las dimensiones de
las secciones, a los esfuerzos residuales, a los cambios de las restricciones de los extremos,
y a otros aspectos este tipo. La práctica común consiste en desarrollar fórmulas que den
resultados representados por un promedio aproximado de los resultados de las pruebas. El
estudiante también debe darse cuenta de que las condiciones de laboratorio no son análogas
a las de campo y que las pruebas de columnas probablemente dan los valores límite de su
resistencia.
Las magnitudes de los esfuerzos de fluencia de las seccione probadas son muy importantes en las columnas cortas, ya que sus esfuerzos de falla tienen valores cercanos a los
de fluencia. Para columnas con relaciones de esbeltez intermedias, los esfuerzos de fluencia
tienen menor importancia en sus efectos sobre los esfuerzos de falla, y no tienen ninguna
importancia en las columnas largas y esbeltas. Para columnas en el rango intermedio, los
esfuerzos residuales tienen mayor influencia en los resultados, en tanto que los esfuerzos de
falla de columnas largas y esbeltas son muy sensibles a las condiciones de apoyo en los extremos. Otro factor dominante en su efecto sobre la resistencia de las columnas, además de los
esfuerzos residuales y de la no linealidad de los materiales, es la falta de rectitud axial.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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5.5 La fórmula de Euler
5.5
139
LA FÓRMULA DE EULER
El esfuerzo bajo el cual una columna se pandea, obviamente decrece conforme la columna
se hace más larga. Después de que ésta alcanza una cierta longitud, ese esfuerzo se habrá
reducido al límite proporcional del acero. Para esa longitud y longitudes mayores, el esfuerzo
de pandeo será elástico.
Para que una columna se pandee elásticamente, deberá ser larga y esbelta. Su carga de
pandeo P se puede calcular con la fórmula de Euler siguiente:
p2EI .
L2
Esta fórmula se escribe usualmente de un modo un poco diferente que implica la relación de esbeltez de la columna. Como r = 2I/A, podemos decir que I = Ar2. Sustituyendo
este valor en la fórmula de Euler, y dividiendo ambos lados por el área de la sección transversal, se obtiene el esfuerzo de pandeo de Euler:
P =
P
p2E
= Fe.
=
A
1L/r22
El Ejemplo 5.1 ilustra la aplicación de la fórmula de Euler a una columna de acero.
Si el valor obtenido para una columna particular excede el límite proporcional del acero, la
fórmula elástica de Euler no es aplicable.
Ejemplo 5-1
a)
b)
Una W10 * 22 se usa como columna articulada en sus apoyos de 15 pies de altura.
Usando la expresión de Euler, determine la carga crítica o de pandeo de la columna. Suponga que el acero tiene un límite proporcional de 36 klb/plg2.
Repita la parte (a) si la longitud se cambia a 8 pies.
Solución
a)
Usando una W10 * 22 de 15 pies de longitud 1A = 6.49 plg2, rx = 4.27 plg, ry = 1.33
plg2 r mínimo = ry = 1.33 plg
112 plg/pie2115 pies2
L
= 135.34
=
r
1.33 plg
Esfuerzo elástico o de pandeo Fe =
b)
1p22129 * 103 klb/plg22
1135.3422
= 15.63 klb/plg2 6 el límite proporcional de 36 klb/plg2
OK la columna está en el rango elástico
Carga elástica o de pandeo = 115.63 klb/plg2216.49 plg22 = 101.4 k
Usando una W10 * 22 de 8 pies de longitud,
112 plg/pie218 pies2
L
=
= 72.18
r
1.33 plg
Esfuerzo elástico o de pandeo Fe =
1p22129 * 103 klb/plg2 2
172.1822
= 54.94 klb/plg2 7 36 klb/plg2
‹ la columna se encuentra en el rango inelástico y la ecuación de Euler no es aplicable.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
140
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
El estudiante notará cuidadosamente que la carga de pandeo determinada por la ecuación de Euler es independiente de la resistencia del acero utilizado.
La ecuación de Euler sólo resulta útil cuando las condiciones de apoyo de sus extremos se consideran cuidadosamente. Los resultados que se obtienen por la aplicación de la
fórmula en ejemplos específicos son bastante parecidos con los obtenidos con pruebas de
columnas esbeltas, largas y cargadas axialmente con extremos articulados. Sin embargo, el
ingeniero no encontrará columnas ideales de este tipo. Las columnas con las que trabajará
no tienen extremos idealmente articulados y no pueden girar libremente porque sus extremos están atornillados, remachados o soldados a otros miembros. Dichas columnas prácticas tienen diversos grados de restricción a la rotación, que varían de limitaciones ligeras a
condiciones de casi empotramiento perfecto. Para los casos reales que existen en la práctica,
donde los extremos no tienen libertad de rotación, pueden usarse en la fórmula diferentes
valores para la longitud, obteniendo esfuerzos de pandeo más realistas.
Para usar la ecuación de Euler con buen resultado en las columnas prácticas, el valor
de L se tomará como la distancia entre los puntos de inflexión de la elástica pandeada. Esta
distancia se considera como la longitud efectiva de la columna. Para una columna articulada en sus extremos (que puedan girar pero no desplazarse), los puntos de inflexión o de
momento nulo se localizan en los extremos, separados por una distancia L. Para columnas
con diferentes condiciones de apoyo, las longitudes efectivas serán totalmente distintas. Las
longitudes efectivas se estudian ampliamente en la siguiente sección.
450 Lexington Ave., Ciudad de Nueva York. (Cortesía de Owen Steel Company, Inc.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.6
5.6
Restricciones en los extremos y longitud efectiva de una columna 141
RESTRICCIONES EN LOS EXTREMOS Y LONGITUD EFECTIVA
DE UNA COLUMNA
La restricción en los extremos y su efecto en la capacidad de carga de una columna es en
verdad un concepto muy importarte. Las columnas con restricciones apreciables de rotación
y desplazamiento pueden soportar cargas mucho mayores que aquellas con poca restricción
de rotación de los extremos, como es el caso de columnas con extremos articulados.
La longitud efectiva de una columna se definió en la última sección como la distancia
entre puntos de momento nulo en la columna, es decir, la distancia entre sus puntos de inflexión. En las especificaciones de acero la longitud efectiva de una columna se denomina
KL, en donde K es el factor de longitud efectiva. K es el número por el que debe multiplicarse
la longitud de la columna para obtener su longitud efectiva. Su magnitud depende de la restricción rotacional en los extremos de la columna y de la resistencia al movimiento lateral de
ésta.
El concepto de longitud efectiva es simplemente un método matemático para reemplazar una columna con cualquier condición en los extremos, por una columna equivalente
con extremos articulados. Se podría efectuar un análisis complejo del pandeo de un marco
para determinar el esfuerzo crítico en una columna particular. El factor K se determina
encontrando la columna articulada con una longitud equivalente que proporcione el mismo
esfuerzo crítico. El procedimiento del factor K es un método para encontrar soluciones simples a problemas complicados de pandeo en marcos.
Columnas con condiciones de extremo diferentes tienen longitudes efectivas completamente distintas. En esta exposición inicial, se supone que no es posible el ladeo o traslación
de las juntas entre los extremos del miembro. El ladeo o traslación de las juntas implica que
uno o ambos extremos de una columna pueden moverse lateralmente entre sí. Si una columna está articulada en sus dos extremos con articulaciones sin fricción, como se muestra en la
Fig. 5.4(a), su longitud efectiva es igual a su longitud real y K es entonces igual a 1.0. Si los
extremos están perfectamente empotrados, sus puntos de inflexión (o puntos de momento
nulo) se localizan en los cuartos de la altura y la longitud efectiva es igual a L/2 como se
muestra en (b) de la Fig. 5.4. Como resultado, el valor de K sería igual a 0.50.
Punto de
inflexión (típico)
KL 0.7L
KL L
KL 0.5L
L
L
Figura 5.4
Longitudes efectivas (KL)
de columnas en
marcos arriostrados
(ladeo impedido).
Alfaomega
K 1.0
(a)
K 0.50
(b)
K 0.70
(c)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
142
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Resulta claro que entre menor sea la longitud efectiva de una columna, menor será el
peligro de que se pandee y mayor su capacidad de carga. En (c) de la Fig. 5.4 se muestra una
columna con un extremo empotrado y el otro articulado. El valor de K para esta columna es
teóricamente igual a 0.70.
Este estudio parecería indicar que las longitudes efectivas de las columnas siempre
varían entre un mínimo absoluto de L/2 y un máximo absoluto de L, pero hay excepciones a
esta afirmación. En la Fig. 5.5(a) se da un ejemplo de esto con un marco simple. La base de
cada una de las columnas está articulada y el otro extremo puede rotar y moverse lateralmente (llamado ladeo). En la figura se ve que la longitud efectiva excederá a la longitud real
de la columna, ya que la curva elástica tomará en teoría la forma de la curva de una columna
doblemente articulada de longitud doble y K será igual a 2.0. Nótese en la parte (b) de la
figura lo pequeña que sería la deflexión lateral de la columna AB si estuviera articulada en
ambos extremos para impedir el ladeo.
Las columnas de acero estructural sirven como partes de marcos, los que a veces tienen arriostramiento y en otras ocasiones no. Un marco arriostrado es aquel en el que el desplazamiento de sus juntas está impedido por medio de riostras, muros de cortante o por el
soporte lateral de las estructuras adjuntas. Un marco sin arriostrar no tiene ninguno de estos
tipos de soporte y depende de la rigidez de sus propios miembros y de la rigidez rotacional
de las juntas entre los miembros del marco para impedir el pandeo. En marcos arriostrados
los valores de K nunca pueden ser mayores que 1.0, pero en los marcos sin arriostrar, éstos
siempre son mayores que 1.0 debido al ladeo.
La Tabla C-C2.2 del Comentario a la Especificación del AISC presenta los factores de
longitud efectiva recomendados cuando se tienen condiciones ideales aproximadas. Esta tabla
se reproduce aquí como la Tabla 5.1 con permiso del AISC. Se proporcionan en la tabla dos
grupos de valores K; uno de ellos es el valor teórico y el otro el valor recomendado para el
diseño, basado en el hecho de que no son posibles las condiciones de articulación y empotramiento perfecto. Si los extremos de la columna en la Fig. 5.4(b) no fueran perfectamente
L
Deflexión
lateral
La columna se encuentra
en esta posición después
del ladeo y de la rotación
de las juntas
B
B
L
Deflexión L
lateral
A
A
(a)
(b)
Figura 5.5.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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5.6
Tabla 5.1
Restricciones en los extremos y longitud efectiva de una columna 143
Valores aproximados del factor de longitud efectiva, K.
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f )
0.5
0.7
1.0
1.0
2.0
2.0
0.65
0.80
1.2
1.0
2.10
2.0
Las líneas punteadas
muestran la forma
pandeada de la columna
Valor K teórico
Valores recomendados
de diseño cuando
las condiciones reales
son aproximadas
Rotación y traslación impedidas
Rotación libre y traslación impedida
Símbolos para
las condiciones
de extremo
Rotación impedida y traslación libre
Rotación y traslación libres
Fuente: Comentario de la Especificación, Apéndice 7 – Tabla C-A-7.1, p. 16.1-511, junio 22, 2010.
Derechos reservados © American Institute of Steel Construction. Reproducido con autorización.
Todos los derechos reservados.
fijos, la columna podría deflexionarse un poco y la distancia entre sus puntos de inflexión
se incrementaría. El valor K recomendado en la Tabla 5.1 para diseño es de 0.65, en tanto
que el teórico es de 0.5. Como no existen extremos de columna que estén perfectamente
empotrados o que tengan articulaciones perfectas, el proyectista puede desear interpolar
entre los valores dados en la tabla, utilizando su buen juicio al estimar las condiciones reales
de restricción.
Los valores en la Tabla 5.1 son muy útiles para diseños preliminares. Al usar esta tabla
casi siempre aplicamos los valores de diseño y no los valores teóricos. De hecho, los valores
teóricos deberían usarse sólo en aquellas raras situaciones en que los extremos empotrados
están en realidad casi perfectamente empotrados y/o cuando los soportes simples están casi
por completo libres de fricción. (Esto significa que casi nunca.)
Usted notará en la tabla que para los casos (a), (b), (c) y (e), los valores de diseño son
mayores que los valores teóricos, pero eso no es así para los casos (d) y (f), donde los valores son los mismos. La razón para esto en cada uno de esos dos últimos casos es que si las
condiciones articuladas no se encuentran perfectamente sin fricción, los valores K resultarán
más pequeños en vez de más grandes. Entonces, haciendo los valores de diseño iguales a los
teóricos, quedamos del lado de la seguridad.
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
144
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Los valores K en la Tabla 5.1 son probablemente muy satisfactorios para diseñar columnas aisladas, pero para columnas en marcos continuos son probablemente satisfactorios
sólo para hacer diseños preliminares o aproximados. Tales columnas están restringidas en sus
extremos por sus conexiones a varias vigas, y las vigas mismas están conectadas a otras columnas y vigas en sus otros extremos y resultan por ello también restringidas. Estas conexiones pueden afectar considerablemente los valores de K. En consecuencia, en la mayoría de
los casos, los valores en la Tabla 5.1 no son adecuados para los diseños finales.
Para marcos continuos es necesario usar un método más exacto para calcular los valores K. Generalmente, esto se hace usando nomogramas que serán presentados en la primera
sección del Capítulo 7. Ahí encontraremos nomogramas para determinar valores K para
columnas de marcos arriostrados contra ladeo y para marcos no arriostrados contra ladeo.
Dichos nomogramas deben usarse siempre para los diseños finales de columnas.
5.7
ELEMENTOS RIGIDIZADOS Y NO RIGIDIZADOS
Hasta ahora el autor sólo ha considerado la estabilidad de conjunto de los miembros, pero es
muy posible que los patines delgados o almas de una columna o viga se pandeen localmente
en compresión antes de que ocurra el pandeo total del miembro. Las placas delgadas que se
usan para tomar esfuerzos de compresión son muy susceptibles al pandeo respecto a sus ejes
menores, debido a los pequeños momentos de inercia en esas direcciones.
La Especificación AISC (Sección B4) proporciona valores límite para la relación ancho a espesor de las partes individuales de miembros a compresión y de las partes de vigas en
regiones de compresión. El estudiante seguramente está consciente de la falta de rigidez de
las piezas delgadas de cartón, plástico o metal con bordes libres. Sin embargo, si uno de esos
elementos se pliega o restringe, su rigidez se incrementa apreciablemente. Por esta razón
en el Manual AISC se consideran dos tipos de elementos: los elementos rigidizados y los no
rigidizados.
Un elemento no rigidizado es una pieza proyectante con un borde libre, paralelo a la
dirección de la fuerza de compresión, en tanto que un elemento rigidizado está soportado
a lo largo de los dos bordes en esa dirección. Estos dos tipos de elementos se ilustran en la
Figura 5.6. En cada caso se muestran el ancho b y el espesor t de los elementos en cuestión.
Dependiendo de los rangos de diferentes relaciones ancho a espesor de los elementos
a compresión y de si éstos son rigidizados o no, los elementos se pandearán bajo diferentes
condiciones de esfuerzo.
Para establecer los límites de las relaciones ancho a espesor de los elementos de los
miembros a compresión, la Especificación AISC agrupa a los miembros en las tres clasificaciones siguientes: secciones compactas, secciones no compactas y elementos esbeltos a
compresión. Esta clasificación, de la que dependen los esfuerzos de diseño por compresión
usados en columnas, se estudia en los siguientes párrafos.
5.7.1
Clasificación de las secciones a compresión por el pandeo local
Las secciones a compresión se clasifican como elementos no esbeltos o esbeltos. Un elemento no esbelto es aquel en el cual la relación ancho a espesor de sus elementos a compresión
no excede a lr, de la Tabla B4.1a de la Especificación AISC. Si la relación ancho a espesor no excede a lr, la sección se define como una sección de elemento esbelto. Los valores
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Alfaomega
5.8 Columnas largas, cortas e intermedias
b
b
145
b
b
t
t
t
Soldaduras
a) Elementos no rigidizados
b
t
b
b
b
t
t
t
b) Elementos rigidizados
Figura 5.6.
límites de lr se dan en la Tabla 5.2 de este texto, que es la Tabla B4.1a de la Especificación
AISC.
Casi todos los perfiles W y HP listados en la Sección de Miembros a Compresión del
Manual AISC son no esbeltos para aceros con esfuerzo de fluencia de 50 klb/plg2. Algunos
de ellos son esbeltos (y así se indica en las tablas de columnas del Manual). Los valores en
las tablas reflejan los esfuerzos de diseño reducidos disponibles para secciones esbeltas.
Si el miembro se define como un miembro a compresión de elemento no esbelto, deberá hacerse referencia a la Sección E3 de la Especificación AISC. Entonces, la resistencia
nominal a compresión se determina basándose solamente en el estado límite del pandeo a
flexión.
Si el miembro se define como un miembro a compresión de elemento esbelto, la resistencia nominal a compresión se tomará como el valor más bajo basado en los estados límite
del pandeo a flexión, el pandeo por torsión, y el pandeo por flexión-torsión. Deberá hacerse
referencia a la Sección E7 de la Especificación AISC para esta condición. La Sección 6.9
de este texto presenta una ilustración de la determinación de las resistencias de diseño y
permisible de una columna que contiene elementos esbeltos.
5.8
COLUMNAS LARGAS, CORTAS E INTERMEDIAS
Una columna sujeta a compresión axial se acortará en la dirección de la carga. Si la carga se
incrementa hasta que la columna se pandea, el acortamiento cesará y la columna se flexionará o deformará súbitamente en sentido lateral, pudiendo al mismo tiempo torcerse en una
dirección perpendicular a su eje longitudinal.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
146
Capítulo 5
Caso
TABLA 5.2
Elementos no rigidizados
1
2
3
4
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Razones ancho–espesor: Elementos a compresión en miembros sujetos a compresión axial.
Descripción
del elemento
Razón
anchoespesor
Relación límite ancho-espesor
lr
(no esbelto/esbelto)
Patines de
perfiles
laminados
I, placas
salientes
de perfiles
laminados I,
lados salientes
de pares
de ángulos
conectados
con contacto
continuo,
patines de
canales, y
patines de tes
b/t
E
0.56
A Fy
Patines de
perfiles
compuestos I y
placas o lados
de ángulos
salientes
de perfiles
compuestos I
b/t
Lados de
ángulos
simples, lados
de ángulos
dobles con
separadores,
y todos
los demás
elementos no
rigidizados
b/t
Almas de tes
d/t
Ejemplos
b
t
b
b
b
t
t
t
b
t
h
kcE
0.64
A Fy
[a]
b
t
t
h
E
0.45
A Fy
b
b
b
t
t
t b
b
t
E
0.75
A Fy
t
d
(Continúa)
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5.8 Columnas largas, cortas e intermedias
Caso
TABLA 5.2
5
Elementos rigidizados
6
7
8
9
147
Continuación.
Descripción
del elemento
Razón
anchoespesor
Relación límite ancho-espesor
lr
(no esbelto/esbelto)
Almas de
perfiles I
y canales
doblemente
simétricos
h/tw
E
1.49
A Fy
Paredes
de HSS
rectangulares
y cajones
de espesor
uniforme
b/t
Cubreplacas
de patines
y placas de
diafragmas
ente líneas de
conectores o
soldaduras
b/t
Todos
los otros
elementos
rigidizados
b/t
HSS redondo
D/t
Ejemplos
tw
h
tw
h
t
E
1.40
A Fy
b
E
1.40
A Fy
1.49
E
A Fy
0.11
E
Fy
b
b
t
t
b
t
D
t
Fuente: Especificación AISC, Tabla B4.1A, p. 16.1-16. junio 22, 2010. Derechos reservados © American Institute
of Steel Construction. Reproducido con autorización. Todos los derechos reservados.
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148
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
La resistencia de una columna y el modo de falla dependen en gran medida de su longitud efectiva. Una columna de acero muy corta y robusta puede cargarse hasta que el acero
fluya y tal vez prosiga hasta el rango de endurecimiento por deformación. Como resultado,
puede soportar aproximadamente la misma carga a compresión que a tensión.
Al crecer la longitud efectiva de una columna, disminuye su esfuerzo de pandeo. Si
la longitud efectiva excede un cierto valor, el esfuerzo de pandeo será menor que el límite
proporcional del acero. Las columnas en este intervalo fallan elásticamente.
Como se mostró previamente en la Sección 5.5, las columnas muy largas de acero
fallan bajo cargas que son proporcionales a la rigidez por flexión (EI) de la columna e independientes de la resistencia del acero. Por ejemplo, una columna larga construida con un
acero con 36 klb/plg2 de esfuerzo de fluencia fallará aproximadamente bajo la misma carga
que una construida de acero con un esfuerzo de fluencia de 100 klb/plg2.
Las columnas se clasifican a veces como largas, cortas e intermedias. En los párrafos
siguientes se da una breve explicación de esta clasificación.
5.8.1
Columnas largas
La fórmula de Euler predice muy bien la resistencia de columnas largas en las que el esfuerzo axial de pandeo permanece por abajo del límite proporcional. Dichas columnas se
pandean elásticamente.
5.8.2
Columnas cortas
En columnas muy cortas el esfuerzo de falla será igual al esfuerzo de fluencia y no ocurrirá el
pandeo. (Para que una columna quede en esta clasificación, debe ser tan corta que no tendrá
ninguna aplicación práctica. Siendo así, no se hará aquí más referencia a ellas.)
5.8.3
Columnas intermedias
En columnas intermedias, algunas fibras alcanzarán el esfuerzo de fluencia y otras no. Los
miembros fallarán tanto por fluencia como por pandeo y su comportamiento se denomina
inelástico. La mayoría de las columnas caen en este rango. (Para que la fórmula de Euler
sea aplicable a estas columnas, ésta deberá modificarse de acuerdo con el concepto de módulo reducido o al de módulo tangente para tomar en cuenta la presencia de esfuerzos
residuales.)
En la Sección 5.9 se presentan fórmulas con las que el AISC estima la resistencia de
columnas en estos diversos intervalos.
5.9
FÓRMULAS PARA COLUMNAS
La Especificación AISC proporciona una ecuación (la de Euler) para columnas largas con
pandeo elástico y una ecuación parabólica empírica para las columnas cortas e intermedias.
Con estas ecuaciones se determina un esfuerzo de pandeo a flexión, Fcr, para un miembro a
compresión. Una vez calculado este esfuerzo para un miembro particular, se multiplica por
el área de la sección transversal para obtener su resistencia nominal Pn. La resistencia de
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Alfaomega
5.9 Fórmulas para columnas 149
diseño LRFD y la resistencia permisible ASD de una columna pueden determinarse como
sigue:
Pn = F cr Ag
(Ecuación E3-1 del AISC)
fc Pn = fc F cr Ag = resistencia a la compresión LRFD (fc = 0.90)
FcrAg
Pn
= resistencia a la compresión permisible ASD (Æc = 1.67)
=
Æc
Æc
Las siguientes expresiones muestran cómo puede determinarse Fcr, el esfuerzo de pandeo por flexión de una columna, para miembros sin elementos esbeltos:
a) Si
Fy
E
KL
… 4.71
ao
… 2.25b
r
A Fy
Fe
Fy
Fcr = B 0.658F R Fy
(Ecuación E3-2 del AISC)
e
b) Si
Fy
E
KL
7 4.71
ao
… 2.25b
r
A Fy
Fe
Fcr = 0.877Fe
(Ecuación E3-3 del AISC)
En estas expresiones, Fe es el esfuerzo de pandeo crítico elástico —es decir, el esfuerzo
de Euler— calculado con la longitud efectiva de la columna KL.
Fe =
p 2E
(Ecuación E3-4 del AISC)
KL 2
b
a
r
Fcr esfuerzo de pandeo por flexión
Estas ecuaciones se representan gráficamente en la Fig. 5.7.
Ecuación E3-2 del AISC
(pandeo inelástico)
Punto de tangencia de las curvas
Ecuación E3-3 del AISC
(pandeo elástico)
KL de transición entre ecuaciones
r
(134 para Fy = 36 klb/plg2, 113 para Fy = 50 klb/plg2, etc.)
Figura 5.7
Curva para columna según el AISC.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
150
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Después de observar estas ecuaciones de columnas, el lector podrá pensar que su uso
debe resultar muy tedioso y tardado si se emplea una calculadora de bolsillo. Sin embargo,
estos cálculos rara vez tienen que efectuarse porque el Manual del AISC proporciona valoF
res calculados de los esfuerzos críticos fcFcr y cr en su Tabla 4-22. Los valores están dados
Æc
para valores prácticos de KL/r (0 a 200) y para aceros con Fy = 35, 36, 42, 46 y 50 klb/plg2.
5.10
RELACIONES DE ESBELTEZ MÁXIMAS
La Especificación AISC ya no proporciona una relación de esbeltez máxima específica, como
lo hacía anteriormente y como es costumbre con muchas otras especificaciones. Sin embargo,
el Comentario (E2) del AISC ciertamente indica que si KL/r es 7 200, el esfuerzo crítico Fcr
será menor que 6.3 klb/plg2. En el pasado, el máximo KL/r permitido por el AISC era de 200.
Ese valor se basaba en un criterio de ingeniería, en la economía práctica, y en el hecho de
que tenía que tenerse un cuidado especial para conservar la integridad de un miembro tan
esbelto durante la fabricación, el flete y el montaje. Como resultado de estas importantes
consideraciones prácticas, el ingeniero que aplique la Especificación AISC de 2010 probablemente va a seleccionar miembros a compresión con valores de esbeltez menores a 200, excepto en ciertas situaciones especiales. Para esos casos especiales, tanto los fabricantes como
los instaladores estarán advertidos de ser muy cuidadosos en el manejo de los miembros.
5.11
PROBLEMAS DE EJEMPLO
En esta sección se presentan cuatro ejemplos numéricos sencillos. En cada uno se calcula la
resistencia de diseño de una columna. En el Ejemplo 5-2(a) se determina la resistencia de
una sección W. El valor de K se calcula como se indicó en la Sección 5.6, se calcula la relación
F
de esbeltez efectiva, y se obtienen los esfuerzos críticos disponibles fcFcr y cr de la Tabla
Æ
4-22 en el Manual.
Se verá que en las Tablas 4-1 a 4-11 de la Parte 4 del Manual se han simplificado aún
más los cálculos requeridos para la determinación de la resistencia de diseño de columnas
P
LRFD 1fcP n2 y la resistencia permisible para columnas ¢ n ≤ para cada sección de acero
Æc
usada normalmente como columnas para las longitudes efectivas o valores KL comúnmente
usados. Estas resistencias se determinaron con respecto al radio de giro mínimo de cada
sección, y los valores de Fy usados son los recomendados que se dan en la Tabla 1.1 de este
texto (Tabla 2-3 en el Manual). Usted también va a observar que los valores ASD están sombreados en verde en el manual.
Ejemplo 5-2
a)
b)
c)
Usando los valores de esfuerzo crítico de columna en la Tabla 4-22 del Manual,
Pn
determine la resistencia de diseño LRFD fcPn y la resistencia permisible ASD
Æc
2
para la columna mostrada en la Figura 5.8, si se usa acero de 50 klb/plg .
Repita el problema, usando la Tabla 4-1 del Manual.
Pn
Calcule fcPn y
usando las ecuaciones de la Sección E3 del AISC.
Æc
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5.11 Problemas de ejemplo 151
Pu o P a
W12 72
Figura 5.8.
15 pies
P u o Pa
Solución
a)
Usando una W12 * 72 1A = 21.1 plg2, rx = 5.31 plg, ry = 3.04 plg, d = 12.3 plg,
bf = 12.00 plg, tf = 0.670 plg, k = 1.27 plg, tw = 0.430 plg2
12.00>2
29 000
E
b
=
= 8.96 6 0.56
= 0.56
= 13.49
t
0.670
A Fy
A 50
‹ Elemento de patín no rigidizado no esbelto
29 000
h
E
d - 2 k 12.3 - 2(1.27)
= 22.70 6 1.49
=
=
= 1.49
= 35.88
tw
tw
0.430
A Fy
A 50
‹ Elemento de alma rigidizada no esbelta
K = 0.80 de la Tabla 5.1.
Es obvio que 1KL/r2y 7 1KL/r2x por lo que rige
a
10.802112 * 152 plg
KL
= 47.37
b =
r y
3.04 plg
Fcr
Por interpolación lineal, fc Frc = 38.19 klb/plg2 y
= 25.43 klb/plg2 de la Tabla 4-22
Æc
2
en el Manual usando acero con Fy = 50 klb/plg .
LRFD
ASD
fcPn = fcFcrAg = 138.192121.12 = 805.8 k
Alfaomega
Pn
Æc
=
FcrAg
Æc
= 125.432121.12 = 536.6 k
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
152
Capítulo 5
b)
c)
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Al entrar en la Tabla 4-1 del Manual con KL (0.8)(15) = 12 pies
LRFD
ASD
ftPn = 807 k
Pn
= 537 k
Æc
Esfuerzo de pandeo crítico elástico
a
KL
b = 47.37
r y
Fe =
p2E
KL 2
b
a
r
=
de la parte 1a2
1p22129 0002
147.3722
= 127.55 klb/plg2
(Ecuación E3-4 del AISC)
Esfuerzo de pandeo por flexión F cr
4.71
29 000 klb/plg2
KL
E
b = 47.37
= 4.71
= 113.43 7 a
r y
A 50 klb/plg2
A Fy
‹ Fcr = C 0.658F D Fy = C 0.658127.55 D 50 = 42.43 klb/plg2 (Ecuación E3-2 del AISC)
Fy
50
e
LRFD fc = 0.90
ASD Æ c = 1.67
fcFcr = 10.902142.432 = 38.19 klb/plg2
Fcr
fcPn = fcFcrA = 138.192121.12
Fcr
Pn
=
A = 125.412121.12
Æc
Æc
= 805.8 k
Æc
=
42.43
2
= 25.41 klb/plg
1.67
= 536.2 k
Ejemplo 5-3
Se usa una HSS 16 * 16 *
con apoyos simples.
1
con Fy = 46 klb/plg2 para una columna de 18 pies de longitud
2
Pn
con las ecuaciones apropiadas del AISC.
Æc
a)
Determine fcPn y
b)
Repita la parte (a) usando la Tabla 4-4 del Manual del AISC.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.11 Problemas de ejemplo 153
Solución
a)
Usando una HSS
16 * 16 *
Calcule
1
1A = 28.3 plg2, tpared = 0.465 plg, rx = ry = 6.31 plg2
2
b
(Tabla B4.1a, Caso 6 del AISC)
t
b se aproxima como el tamaño de tubo -2 * tpared
16 - 2(0.465)
29 000
E
b
=
= 32.41 6 1.40
= 1.40
t
0.465
B Fy
B 46
= 35.15
‹ la sección no tiene elementos esbeltos
la relación
Calcule
b
también está disponible en la Tabla 1-12 del Manual
t
KL
y Fcr
r
K = 1.0
a
11.02112 * 182 plg
KL
KL
b = a
b =
= 34.23
r x
r y
6.31 plg
29 000
E
6 4.71
= 4.71
= 118.26
A Fy
B 46
‹ use la Ec. E3-2 del AISC para Fcr
Fe =
1p22129 0002
p2E
=
= 244.28 klb/plg2
KL 2
134.2322
a
b
r
Fcr = C 0.658F D Fy = C 0.658244.28 D 46
Fy
46
e
= 42.51 klb/plg2
LRFD fc = 0.90
fcFcr = 10.902142.512 = 38.26 klb/plg2
Fcr
fcPn = fcFcrA = 138.262128.32
Fcr
Pn
=
A = 125.462128.32
Æc
Æc
= 1 082 k
Alfaomega
ASD Æ c = 1.67
Æc
=
42.51
2
= 25.46 klb/plg
1.67
= 720 k
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
154
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
b)
del Manual, Tabla 4-4
LRFD
ASD
fc Pn = 1 080 k
Pn
= 720 k
Æc
Aun cuando deberán revisarse las relaciones ancho-espesor para todas las secciones
de vigas y columnas que se usen en el diseño, la mayoría de estos cálculos necesarios se dejan
fuera de este texto para ahorrar espacio. Para hacer esta verificación en la mayoría de las situaciones, es necesario solamente referirse a las tablas de columna del Manual donde las secciones
esbeltas están claramente indicadas para perfiles comunes.
En el Ejemplo 5-4, el autor ilustra los cálculos necesarios para determinar la resistencia de diseño de una sección de columna compuesta. En el Capítulo 6 se describen varios
requisitos especiales para las secciones de columnas compuestas.
Ejemplo 5-4
Pn
para
Æc
la columna cargada axialmente mostrada en la Figura 5.9 si KL = 19 pies y se usa acero de
50 klb/plg2.
Determine la resistencia de diseño LRFD fcPn y la resistencia permisible ASD
Solución
Ag = 1202 A 12 B + 122112.62 = 35.2 plg2
y de la parte superior =
110210.252 + 122112.6219.502
35.2
Ix = 12215542 + 122112.6219.50 - 6.8722 + a
= 1 721 plg4
= 6.87 plg
1 3
1
b1202a b + 110216.87 - 0.2522
12
2
Iy = 122114.32 + 122112.6216.87722 +
rx =
A 121 B A 12 B 12023 = 1 554 plg4
1 721
= 6.99 plg
A 35.2
PL 12 20
y
x
x
MC18 42.7
(A 12.6 plg2, d 18.00 plg,
Ix 554 plg4, Iy 14.3 plg4,
x 0.877 plg desde la espalda de la C)
18.50 plg
12 plg
Figura 5.9.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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5.11 Problemas de ejemplo 155
ry =
a
a
1554
= 6.64 plg
A 35.2
11221192
KL
= 32.62
b =
r x
6.99
11221192
KL
b =
= 34.34 ;
r y
6.64
Del Manual, Tabla 4-22, leemos para
Fcr
= 27.47 klb/plg2, para acero de 50 klb/plg2.
Æc
KL
r
LRFD
= 34.34 que fc Fcr = 41.33 klb/plg2 y
ASD
fcPn = fcFcr Ag = 141.332135.22 = 1 455 k
FcrAg
Pn
=
= 127.472135.22 = 967 k
Æc
Æc
Para determinar el esfuerzo de diseño a compresión por usarse en una columna particular es necesario teóricamente, calcular tanto (KL/r)x como (KL/r)y. Sin embargo, el lector
observará que para la mayor parte de las secciones de acero usadas como columnas, ry es
mucho menor que rx. En consecuencia, para la mayoría de las columnas sólo se calcula
(KL/r)y para luego usarse en las fórmulas apropiadas de columnas.
Para algunas columnas, en especial para las largas, el soporte lateral se aplica perpendicularmente al eje menor, reduciendo así la esbeltez o la longitud libre para pandeo en esa
dirección. Esto puede lograrse por medio de riostras o vigas enmarcadas en los lados de la
columna. Por ejemplo, los largueros de pared horizontales dispuestos paralelamente a los
muros exteriores de un edificio pueden enmarcarse en los lados de las columnas. El resultado
es columnas más fuertes y en estos casos es necesario calcular (KL/r)x y (KL/r)y. La mayor
relación obtenida para una columna dada indica cuál es la dirección débil y se usará para
F cr
calcular el esfuerzo de diseño fc Fcr y el esfuerzo permisible
para ese miembro.
Æc
Los elementos de arriostramiento deben ser capaces de proporcionar las fuerzas laterales necesarias sin pandearse. Las fuerzas que deben tomar son bastante pequeñas y con
frecuencia se estiman conservadoramente igual a 0.02 veces las cargas de diseño de la columna. Estos elementos se diseñan igual que los otros miembros a compresión. Un elemento de
arriostramiento debe conectarse a otros miembros que puedan transferir la fuerza horizontal por cortante al siguiente nivel restringido. Si esto no se hace así, se proporcionará poco
soporte lateral a la columna considerada.
Si la riostra para el soporte lateral consta de una sola barra o varilla (
), ésta no
impedirá el pandeo torsionante o el torcimiento de la columna. (Véase el Capítulo 6.) Como
el pandeo torsionante es un problema difícil de tratar, debe proporcionarse soporte lateral
que prevenga el movimiento tanto lateral como rotacional.6
6
J. A. Yura, “Elements for Teaching Load and Resistance Factor Design” (Nueva York: AISC, agosto,
1987), p. 20.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
156
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
Las columnas de acero también se pueden colocar dentro de muros de mampostería
de manera que queden soportadas lateralmente en la dirección débil. Sin embargo, el proyectista debe ser muy cuidadoso al suponer que existe un soporte lateral total paralelo al
muro, porque tal vez no se sepa en qué condiciones está el muro y un muro mal construido
no proporciona 100% de soporte lateral.
El Ejemplo 5-5 muestra los cálculos necesarios para determinar la resistencia de diseño LRFD y la resistencia permisible ASD de una columna con dos longitudes efectivas
diferentes.
Ejemplo 5-5
a)
b)
Determine la resistencia de diseño LRFD fcPn y la resistencia de diseño permisiP
ble ASD n para la W14 * 90 cargada axialmente con 50 klb/plg2 mostrada en la
Æc
Figura 5.10.
Debido a su gran altura, esta columna está arriostrada en dirección perpendicular
a su eje débil, o eje y, en los puntos mostrados en la figura. Se supone que estas
conexiones permiten la rotación del miembro en un plano paralelo al plano de los
patines. Sin embargo, al mismo tiempo se supone que evitan el desplazamiento o
ladeo y el torcimiento de la sección transversal alrededor de un eje longitudinal
que pasa por el centro de cortante de la sección transversal. (El centro de cortante
es el punto en la sección transversal del miembro por el cual debe pasar la resultante de las cargas transversales para que no ocurra torsión. Véase el Capítulo 10.)
Repita la parte a), usando las tablas de columnas de la Parte 4 del Manual.
c Pn
o
Pn
10 pies
Soporte general
perpendicular
a la dirección xy
W14 90
Figura 5.10.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
10 pies
32 pies
12 pies
c Pn
o
Pn
Alfaomega
5.11 Problemas de ejemplo 157
Solución
a)
Usando W14 * 90 (A = 26.5 plg2, rx = 6.14 plg, ry = 3.70 plg)
Determinación de las longitudes efectivas
KxLx = 10.8021322 = 25.6 pies
KyLy = 11.021102 = 10 pies ; rige para KyLy
KyLy = 10.8021122 = 9.6 pies
Cálculo de las relaciones de esbeltez
1122125.62
KL
b =
= 50.03 ;
r x
6.14
11221102
KL
b =
= 32.43
a
r y
3.70
a
fcFcr = 37.49 klb/plg2 del Manual,
Fcr
Tabla 4q22, Fy = 50 klb/plg2
= 24.90 klb/plg2 s
Æc
LRFD
ASD
fcPn = fcFcrAg = 137.492126.52
FcrAg
Pn
=
= 124.902126.52 = 660 k
Æc
Æc
= 993 k
b)
En la parte a) de la solución se observan dos valores diferentes de KL
KxLx = 25.6 pies
KyLy = 10 pies
Nos gustaría saber cuál de estos dos valores es el que va a controlar. Esto
puede descubrirse fácilmente si se determina un valor de KxLx que sea equivalente a KyLy. La relación de esbeltez en la dirección x se iguala a un valor equivalente
en la dirección y como sigue:
KyLy
KxLx
=
equivalente
rx
ry
KxLx
KxLx
=
KyLy equivalente = ry
rx
rx
ry
Entonces, el KyLy de control para usarse en las tablas es el mayor de KyLy =
10 pies que es real, o el KyLy equivalente.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
158
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
rx
para W14 * 90 (de la parte inferior de la Tabla 4-1 del Manual) = 1.66
ry
KyLy equivalente =
25.6
= 15.42 pies 7 KyLy de 10 pies
1.66
De las tablas para columnas con KyLy = 15.42 pies, encontramos por interpolación que
fcPn = 991 k y
5.12
Pn
= 660 k.
Æc
PROBLEMAS PARA RESOLVER
5.1 a 5.4 Determine la carga crítica de pandeo para cada una de las columnas, usando
la ecuación de Euler. E = 29 000 klb/plg2. Límite proporcional = 36 000 lb/plg2.
Suponga extremos simplemente apoyados y una relación de esbeltez máxima
permisible L/r = 200.
5-1. Una barra sólida redonda de 1¼ plg de diámetro:
a. L = 4 pies 0 plg (Resp. 14.89 klb)
b. L = 2 pies 3 plg (Resp. La ecuación de Euler no es aplicable, Fe excede el límite
proporcional)
c. L = 6 pies 6 plg (Resp. La ecuación de Euler no es aplicable, L/r excede a 200)
5-2. La sección tubular mostrada:
a. L = 21 pies 0 plg
b. L = 16 pies 0 plg
c. L = 10 pies 0 plg
6 plg
3
8
plg
Figura P5-2.
5-3. Una W12 * 50, L = 20 pies 0 plg (Resp. 278.7 k)
5-4. Las cuatro L4 * 4 * ¼ mostradas para L = 40 pies 0 plg
1
L4 4 4
(típico de 4)
12 plg
12 plg
Figura P5-4.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
5.12 Problemas para resolver
159
5-5 a 5-8. Determine la resistencia de diseño LRFD, fcPn, y la resistencia permisible ASD,
Pn/1c, para cada uno de los miembros a compresión mostrados. Use la
Especificación AISC y un acero con Fy = 50 klb/plg2, excepto para el Problema
5-8, Fy = 46 klb/plg2.
5-5. (Resp. 212 klb LRFD; 141 klb ASD)
5-6.
W8 31
20 pies 0 plg
Figura P5-5.
18 pies 0 plg
Figura P5-6.
5-7 (Resp. 678.4 klb LRFD; 451.5 klb ASD)
W12 65
W10 60
22 pies 0 plg
5-8.
HSS
6 6 14
2 pies 0 plg
Fy 46 klb/plg2
Figura P5-7.
Figura P5-8.
5-9 a 5-17. Determine fcPn, y Pn/1c para cada una de las columnas, usando la
Especificación AISC y Fy = 50 klb/plg2, a menos que se especifique otra cosa.
5-9. a. W12 * 120 con KL = 18 pies (Resp. 1 120 klb LRFD; 744 klb ASD)
b. HP10 * 42 con KL = 15 pies (Resp. 371 klb LRFD; 247 klb ASD)
c. WT8 * 50 con KL = 20 pies (Resp. 294 klb LRFD; 196 klb ASD)
5-10. Observe que Fy es diferente para las partes c) a e).
a. Una W8 * 24 con extremos articulados, L = 12 pies
b. Una W14 * 109 con extremos empotrados, L = 20 pies
c. Una HSS 8 * 6 * 3/8, Fy = 46 klb/plg2 con extremos articulados, L = 15 pies
d. Una W12 * 152 con un extremo empotrado y el otro articulado, L = 25 pies 0
plg, Fy = 36 klb/plg2
e. Un tubo 10 STD con extremos articulados, L = 18 pies 6 plg, Fy = 35 klb/plg2
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
160
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
5-11. Una W10 * 39 con una cubreplaca de 1/2 * 10 plg soldada a cada patín se va a
usar como columna con KL = 14 pies (Resp. 685 klb LRFD; 455 klb ASD)
3
5-12.
PL
5
8
3
8
plg
PL
KL = 9 pies
2L4
3
1
4
PL
1
4
8
8
KL = 12 pies
3
8
LLBB
1
4
PL
(a)
8
(b)
5-13.
28.5
MC 10
4 PL
3
8
6
3
6 4 plg
KL
12 pies 8 plg
KL
6 plg
18 pies
10 plg
(a) (Resp. 297 klb LRFD; 198 klb ASD) (b) (Resp. 601 klb LRFD; 400 klb ASD)
5-14.
L3
4 - W10
49
PL
8 plg
KL = 40 pies
KL = 8 pies
Fy
PL
1
2
12
PL
MC8
36 klb/plg2
8
L3 3
36 klb/plg2
1
4
1
2
8
21.4
W8
KL
Fy
3
8
(b)
(a)
5-15.
1
4
3
20 pies
8 plg
(a) (Resp. 451.9 klb LRFD; 301.0 klb ASD)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
31
KL
Fy
18 pies
50 klb/plg2
(b) (Resp. 525.9 klb LRFD; 350.0 klb ASD)
Alfaomega
5.12 Problemas para resolver
161
C9 20
5-16.
W8 21
Fy 50 klb/plg2
KL 16 pies
(a)
PL
1
2
12
KL 21 pies 2 plg
Fy 42 klb/plg2
MC 13 50
(b)
5-17. Una columna W12 * 96 de 24 pies cargada axialmente que tiene el
arriostramiento y las condiciones de apoyo en los extremos que se muestran en
la figura. (Resp. 1 023.3 klb LRFD; 680.4 klb ASD)
10 pies
24 pies
14 pies
eje x–x
eje y–y
Figura P5-17.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
162
Capítulo 5
Introducción a los miembros cargados axialmente a compresión
5-18. Determine la carga viva máxima de servicio que la columna mostrada puede
soportar si la carga viva es el doble de la carga muerta. KxLx = 18 pies,
KyLy = 12 pies y Fy = 36 klb/plg2. Resuelva mediante los dos métodos LRFD
y ASD.
C8 18.75
Figura P5-18.
5-19. Calcule la carga viva de servicio máxima total que se puede aplicar a la Sección
A36 mostrada en la figura, si KxLx = 12 pies, KyLy = 10 pies. Suponga que la
carga es 1/2 carga muerta y 1/2 carga viva. Resuelva mediante ambos métodos
LRFD y ASD. (Resp. 29.0 klb LRFD; 27.0 klb ASD.)
2L4 3 3
8
3 plg
4 plg
3 plg
Figura P5-19.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
6
Diseño de miembros cargados
axialmente a compresión
6.1
INTRODUCCIÓN
En este capítulo se presentan los diseños de varias columnas cargadas axialmente. Se incluye la selección de perfiles sencillos, de perfiles W con cubreplacas y de secciones armadas
construidas con canales. También se incluyen los diseños de miembros cuyas longitudes, sin
soporte lateral, son diferentes en las direcciones x y y, así como el dimensionamiento de celosías y placas de unión de secciones armadas con lados abiertos. Otro tema que se considera
es el del pandeo por flexitorsión de las secciones.
El diseño de columnas por medio de fórmulas es un proceso de ensayo y error. El
esfuerzo de diseño fcFcr del LRFD y el esfuerzo permisible Fcr>Æc del ASD no se conocen
hasta que se ha seleccionado un perfil y viceversa. Una vez que se escoge una sección de
prueba, se obtiene del Manual o se calculan los valores r para esa sección, y se determina el
esfuerzo de diseño por sustitución en la fórmula para columnas que sea apropiada. Entonces
puede ser necesario probar con una sección más larga o más pequeña. Los Ejemplos 6-1, 6-3
y 6-4 ilustran este procedimiento.
El proyectista puede suponer un esfuerzo de diseño LRFD o un esfuerzo permisible
ASD y dividir la carga apropiada de la columna entre ese esfuerzo para obtener un área estimada de la columna, seleccionar una sección de columna con esa área aproximada, determinar su esfuerzo de diseño, y multiplicar ese esfuerzo por el área de la sección transversal de
la sección para obtener la resistencia de diseño del miembro. De esta manera, el proyectista
puede ver si la sección seleccionada está sobredimensionada o subdimensionada, y si es así,
escoger otra. El estudiante puede pensar que no tiene la suficiente experiencia o conocimientos para hacer una estimación inicial razonable del esfuerzo de diseño. Sin embargo, si
el estudiante lee la información contenida en los siguientes párrafos podrá hacer inmediatamente excelentes estimaciones.
La relación de esbeltez efectiva (KL/r) de una columna promedio de 10 a 15 pies de
longitud será aproximadamente de entre 40 y 60. Para una columna particular, se supone una
KL/r en este intervalo aproximado y se sustituye en la ecuación apropiada de columna para
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
163
164
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
obtener el esfuerzo de diseño. (Para hacer esto, observará primero que el AISC ha sustituido
valores de KL/r de 0 a 200 en las ecuaciones, con los resultados mostrados en la Tabla 4-22
del AISC. Esto facilita enormemente nuestros cálculos.)
Para estimar la relación de esbeltez efectiva para una columna particular, el proyectista puede escoger un valor algo mayor que los del intervalo de 40 a 60 si la columna es mucho
mayor de 10 a 15 pies y viceversa. Una columna con una carga factorizada muy grande, digamos de 750 a 1 000 klb o más, requerirá un radio de giro grande y el proyectista escogerá
Georgia Railroad Bank and Trust Company Building, Atlanta, GA. (Cortesía de
Bethlehem Steel Corporation.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.1
Introducción 165
entonces un menor valor de KL/r. Para miembros de soporte lateral ligeramente cargados se
pueden escoger relaciones de esbeltez tal vez mayores de 100.
En el Ejemplo 6.1, se selecciona una columna mediante el método LRFD. Se supone
una relación de esbeltez efectiva de 50, y se selecciona de la Tabla 4-22 del AISC el correspondiente esfuerzo de diseño fcFcr. Al dividir la carga factorizada de la columna entre este
valor, se obtiene el área requerida para la columna y se selecciona una sección de prueba.
Después de seleccionar una sección se prueba con esa área aproximada, se determinan la relación de esbeltez y la resistencia de diseño reales. El primer tamaño estimado en el Ejemplo
6.1, aunque muy cercano, es aún algo pequeño y al ensayar la siguiente sección mayor en la
serie de perfiles se encuentra que es satisfactoria.
El autor sigue un procedimiento similar con la fórmula ASD que es el siguiente: Supóngase KL/r = 50, determine Fcr>Æc de la Tabla 4-22 del AISC, divida la carga de la columna
según ASD entre este valor y obtenga el área estimada que se requiere, y seleccione una
sección de prueba y determine su carga permisible.
Ejemplo 6-1
Usando Fy = 50 klb/plg2, seleccione el perfil W14 más ligero disponible para las cargas de
servicio de la columna PD = 130 klb y PL = 210 klb. KL = 10 pies.
Solución
LRFD
ASD
Pu = (1.2)(130 klb) + (1.6)(210 klb) = 492 klb
Suponemos
Pa = 130 klb + 210 klb = 340 klb
KL
= 50
r
Suponemos
Usando Fy = acero de 50 klb/plg2
Usando Fy = acero de 50 klb/plg2
Fcr
fcFcr de la Tabla 4-22 del AISC = 37.5 klb/plg2
A requerida =
Æc
Pu
492 klb
= 13.12 plg 2
=
fcFcr
37.5 klb/plg 2
Ensaye W14 * 48 (A = 14.1 plg2, rx = 5.85 plg,
ry = 1.91 plg)
¢
KL
= 50
r
= 24.9 klb/plg 2 (Tabla 4-22 del AISC)
A requerida =
Pa
340 klb
=
= 13.65 plg 2
Fcr/Æ
24.9 klb/plg 2
Ensaye W14 * 48 (A = 14.1 plg2, rx = 5.85 plg,
ry = 1.91 plg)
112 plg/pie2110 pies2
KL
= 62.83
≤ =
r y
1.91 plg
¢
112 plg/pie2110 pies2
KL
= 62.83
≤ =
r y
1.91 plg
fcFcr = 33.75 klb/plg2 de la Tabla 4-22 del AISC
fcPn = (33.75 klb/plg2)(14.1 plg2)
= 476 klb 6 492 klb se rechaza
Alfaomega
Fcr
Æc
= 22.43 klb/plg2 de la Tabla 4-22 del AISC
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
166
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ensaye la siguiente sección más grande
W14 * 53 (A = 15.6 plg2, ry = 1.92 plg)
¢
112 plg/pie2110 pies2
KL
= 62.5
≤ =
r y
1.92 plg
fcPn = (33.85 klb/plg2)(15.6 plg2)
Use W14 : 53.
Ensaye la siguiente sección más grande W14 * 53 (A = 15.6
plg2, ry = 1.92 plg).
a
fcFcr = 33.85 klb/plg2
= 528 klb > 492 klb
Pn
= 122.43 klb/plg22114.1 plg22 = 316 klb 6 340 klb se rechaza
Æc
OK
112 pie2110 pies2
KL
b =
= 62.5
r y
1.92 plg
Fcr
= 22.5 klb/plg 2
Æc
Pn
Æc
= 122.5 klb/plg 22115.6 plg22 = 351 klb 7 340 klb OK
Use W14 : 53.
Nota: la Tabla 4-1 no indica que la W14 * 53 sea un miembro esbelto para la compresión.
6.2
TABLAS DE DISEÑO SEGÚN EL AISC
En el Ejemplo 6-2, se usa la Tabla 4-1 del Manual para seleccionar varios perfiles de columnas sin tener que emplear el método de tanteos (ensayo y error). Estas tablas proporcionan
resistencias de diseño axial (fcPn) y cargas de diseño permisibles (Pn>Æc) para varias longitudes efectivas prácticas de los perfiles de acero usados comúnmente como columnas. Los
valores están dados con respecto al radio de giro mínimo, para perfiles W y WT con acero de
50 klb/plg2. Comúnmente se usan otros grados de acero para otros tipos de perfiles, como
se muestra en el Manual y se listan aquí. Entre éstos se incluyen el de 35 klb/plg2 para tubos
de acero, el de 36 klb/plg2 para las L, el de 42 klb/plg2 para perfiles redondos HSS, y el de
46 klb/plg2 para secciones rectangulares y cuadradas HSS.
Para la mayoría de las columnas que consisten en perfiles simples de acero, la relación
de esbeltez efectiva con respecto al eje y (KL/r)y es mayor que la relación de esbeltez efectiva con respecto al eje x (KL/r)x. En consecuencia, el esfuerzo de diseño que rige, o sea el más
pequeño, es respecto al eje y. Debido a esto, las tablas del AISC proporcionan resistencias de
diseño para columnas con respecto a sus ejes y. Veremos en las siguientes páginas qué hacer
en los casos en que (KL/r)x es mayor que (KL/r)y.
El uso de las tablas es muy sencillo. El proyectista toma el valor KL para el eje principal menor en pies, consulte la tabla apropiada por el lado izquierdo y proceda horizontalmente a través de ella. Bajo cada perfil se indica la resistencia de diseño fcPn y la resistencia
de diseño permisible Pn>Æc para esa KL y para el esfuerzo de fluencia del acero. Por ejemplo,
supongamos que tenemos una resistencia factorizada de diseño Pu = 1 200 klb, KyLy = 12
pies, y queremos seleccionar el perfil W14 más ligero disponible, usando acero de 50 klb/plg2
y el método LRFD. Consultamos las tablas con KL = 12 pies en la columna izquierda de la
primera página de la Tabla 4-1 del AISC y leemos de izquierda a derecha bajo las columnas
para fcPn. Los valores son sucesivamente 9 030 klb, 8 220 klb, 7 440 klb, y así hasta que unas
cuantas páginas más adelante, encontramos los valores consecutivos 1 290 klb y 1 170 klb. El
valor 1 170 klb no es suficiente, y regresamos al valor 1 290 klb, que se encuentra bajo el perfil
W14 * 109.
Puede seguirse un procedimiento similar en las tablas que siguen después de la Tabla
4-1 del AISC para la sección de perfiles rectangulares, cuadrados y redondos HSS; perfiles
WT; ángulos, etcétera.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.2 Tablas de diseño según el AISC
167
El Ejemplo 6-2 ilustra la selección de diversas secciones posibles para usarse para una
columna particular. Entre las secciones seleccionadas están las secciones redondas HSS en
la Tabla 4-5 del AISC y las secciones de tubo de acero mostradas en la Tabla 4-6 del Manual.
Es posible soportar una carga dada con un tubo estándar (rotulado “std” en la tabla); con
un tubo extra fuerte (XS) que tiene menor diámetro, pero paredes más gruesas y por consiguiente es más pesado y costoso o bien con un tubo superfuerte (XXS) que tiene un diámetro aun menor y paredes y peso aun mayores. Los tamaños XXS están disponibles solamente
para ciertos tamaños (tubos 4, 5, 6 y 8).
Ejemplo 6-2
Use las tablas de columnas de AISC (tanto LRFD como ASD) para los siguientes diseños.
a)
b)
c)
d)
Seleccione el perfil W más ligero disponible para las cargas, acero y KL del Ejemplo 6-1. Fy = 50 klb/plg2.
Seleccione los perfiles rectangular o cuadrado HSS más ligeros satisfactorios para
las condiciones dadas en la parte (a). Fy = 46 klb/plg2.
Seleccione el perfil HSS redondo más ligero satisfactorio, Fy = 42 klb/plg2 para las
condiciones dadas en la parte (a).
Seleccione la sección de tubo más ligero satisfactorio, Fy = 35 klb/plg2, para las
condiciones dadas en la parte (a).
Solución
Consulte las tablas con KyLy = 10 pies, Pu = 492 klb para el método LRFD y Pa = 340 klb para
el método ASD de la solución del Ejemplo 6-1.
LRFD
ASD
a) W8 * 48 (fcPn = 497 klb > 492 klb)
de la Tabla 4-1
b) HSS rectangular
3
@ 47.8 #/pie
8
1fcPn = 499 klb 7 492 klb2
HSS 12 * 8 *
de la Tabla 4-3
(a) W10 * 49 ¢
Pn
= 366 klb 7 340 klb≤
Æc
de la Tabla 4-1
b) HSS rectangular
HSS 12 * 10 *
¢
3
@ 52.9 #/pie
8
Pn
= 379 klb 7 340 klb≤
Æc
de la Tabla 4-3
HSS cuadrada
3
HSS 10 * 10 * @ 47.8 #/pie
8
1fcPn = 513 klb 7 492 klb2
de la Tabla 4-4
HSS cuadrada
** HSS 12 * 12 *
¢
Pn
Æc
5
@ 48.8 #/pie
16
= 340 klb = 340 klb≤
de la Tabla 4-4
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
168
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
c) HSS redonda 16.000 * 0.312
c) HSS redonda 16.000 * 0.312
@ 52.3 #/pie (fcPn = 529 klb > 492 klb)
@ 52.3 #/pie ¢
de la Tabla 4-5
Pn
Æc
= 352 klb 7 340 klb≤
de la Tabla 4-5
d) Tubo XS 12 @ 65.5 #/pie
d) Tubo XS 12 @ 65.5 #/pie
(fcPn = 530 klb > 492 klb)
¢
de la Tabla 4-6
Pn
= 353 klb 7 340 klb≤
Æc
de la Tabla 4-6
**Nota: La tabla de columnas del AISC que se usa en este problema indica que solamente la HSS 12
* 12 * 5/16 de la parte b): método de diseño ASD es un miembro esbelto para compresión. El valor de
Pn/Æc = 340 klb refleja la resistencia de diseño reducida disponible para secciones esbeltas (según la
Especificación E7 del AISC).
En la Figura 6.1 se muestra una columna cargada axialmente con restricción lateral en
su dirección débil. El Ejemplo 6.3 ilustra el diseño de dicha columna con longitudes no soportadas diferentes en las direcciones x y y. El estudiante puede resolver fácilmente este problema por tanteos. Se escoge un perfil de prueba como se describió en la Sección 6.1, se calculan
Fcr
KL
KL
los valores de esbeltez a
seleccionando el valor
b ya
b , y se determinan fcFcr y
r x
r y
Æc
Pn
más grande y se multiplican, respectivamente, por Ag para determinar fcPn y
. Luego, si
Æc
es necesario, se prueba otro perfil y así sucesivamente.
Pu o Pa
Esta riostra debe
ser un perfil que
impida el movimiento
lateral y la torsión de la
columna. Una varilla
o una barra no son
satisfactorias.
L
2
L
L
2
Figura 6.1
Columna restringida lateralmente a la
mitad de su altura en su dirección débil.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Pu o Pa
Alfaomega
6.2 Tablas de diseño según el AISC
169
En la siguiente exposición suponemos que K es la misma en ambas direcciones. Entonces, si queremos tener resistencias iguales respecto a los ejes x y y, debe cumplirse la
siguiente relación:
Ly
Lx
=
rx
ry
Para que Ly sea equivalente a Lx debemos tener
Lx = Ly
rx
ry
Si Ly(rx/ry) es menor que Lx, entonces Lx rige; si es mayor, rige Ly.
Basándose en la información anterior, el Manual AISC proporciona un método mediante el cual puede seleccionarse un perfil con pocos tanteos, cuando las longitudes sin
soporte lateral son diferentes. Se consulta la tabla apropiada con KyLy, se escoge un perfil, se
toma el valor dado para rx/ry en la tabla para ese perfil y se multiplica por Ly. Si el resultado
es mayor que KxLx, entonces KyLy rige y el perfil escogido inicialmente es el correcto. Si el
resultado de la multiplicación es menor que KxLx, entonces KxLx rige y se tendrá que volver
a consultar las tablas con un KyLy mayor e igual a KxLx/(rx/ry) y seleccionar el perfil final.
El Ejemplo 6.3 ilustra los dos procedimientos descritos aquí para seleccionar una sección W que tiene longitudes efectivas diferentes en las direcciones x y y.
Ejemplo 6-3
Seleccione el perfil W12 más ligero disponible usando ambos métodos LRFD y ASD para
las siguientes condiciones: Fy = 50 klb/plg2, PD = 250 klb, PL = 400 klb, KxLx = 26 pies y KyLy
= 13 pies.
a)
b)
Por tanteos
Usando las tablas del AISC
Solución
a)
Usando el método por tanteos para seleccionar un perfil, usando las expresiones
del método LRFD, y luego revisando el perfil con ambos métodos LRFD y ASD
LRFD
ASD
Pu = (1.2)(250 klb) + (1.6)(400 klb) = 940 klb
Suponemos
P = 250 klb + 400 klb = 650 klb
KL
= 50
r
Suponemos
Usando Fy = acero de 50 klb/plg2
fcFcr = 37.5 klb/plg2 de la Tabla 4-22 del AISC
A requerida =
Alfaomega
940 klb
= 25.07 plg2
37.5 klb/plg 2
KL
= 50
r
Usando Fy = acero de 50 klb/plg2
Fcr
= 24.9 klb/plg2 (de la Tabla 4-22 del AISC)
Æc
A requerida =
650 klb
= 26.10 plg2
24.9 klb/plg 2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
170
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ensaye W12 * 87 (A = 25.6 plg2, rx = 5.38 plg,
ry = 3.07 plg)
Ensaye W12 * 87 (A = 25.6 plg2, rx = 5.38 plg,
ry = 3.07 plg)
112 plg/pie2126 pies2
KL
a
b =
r x
5.38 plg
112 plg/pie2126 pies2
KL
KL
a
b =
= 57.99 ; ‹ rige a
b
r x
5.38 plg
r x
= 57.99 ; ‹ rige a
KL
b
r x
112 plg/pie2113 pies2
KL
a
b =
= 50.81
r y
3.07 plg
fcFcr = 35.2 klb/plg2 (Tabla 4-22)
fcPn = (35.2 klb/plg2)(25.6 plg2)
= 901 klb 6 940 klb se rechaza
112 plg/pie2113 pies2
KL
b =
= 50.81
a
r y
3.07 plg
Fcr
= 23.4 klb/plg2 (Tabla 4-22)
Æc
Pn
= 123.4 klb/plg22125.6 plg22
Æc
= 599 klb 6 650 klb se rechaza
Edificio de la Eversharp, Inc., en Milford, CN. (Cortesía de Bethlehem Steel Corporation.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.3 Empalmes de columnas 171
Una revisión subsiguiente de la siguiente sección mayor W12, una W12 * 96, muestra
que funcionará para ambos procedimientos LRFD y ASD.
b) Usando las Tablas del AISC. Suponiendo que rige KyLy
Consulte la Tabla 4-1 con KyLy = 13 pies, Fy = 50 klb/plg2 y Pu = 940 klb
LRDF
Ensaye W12 * 87 ¢
KyLy equivalente =
rx
= 1.75 ≤ ; fPn = 954 klb
ry
KxLx
rx
ry
26
= 14.86 > KyLy de 13 pies ‹ rige KxLx
1.75
Use KyLy = 14.86 pies y consulte las tablas nuevamente
=
LRFD
ASD
Use W12 * 96
Use W12 * 96
fcPn = 994 klb 7 940 klb
OK
Pn
Æc
= 662 klb 7 650 klb
OK
Nota: La Tabla 4-1 no indica que la W12 * 96 sea un miembro esbelto para compresión.
6.3
EMPALMES DE COLUMNAS
Los empalmes de columnas de edificios de múltiples niveles conviene colocarlos 4 pies arriba de los pisos terminados para permitir la unión de cables de seguridad a las columnas,
según se requiera en bordes o aberturas de pisos. Este desfasamiento también nos permite
impedir que los empalmes interfieran con las conexiones de vigas y columnas.
En la Figura 6.2 se muestran empalmes típicos de columnas. Se muestran muchos
ejemplos más en la Tabla 14-3 del Manual AISC. Los extremos de las columnas son usualmente maquinados de manera que pueden colocarse firmemente en contacto entre sí para
fines de transmisión de la carga. Cuando las superficies de contacto han sido maquinadas,
una gran parte de la compresión axial (si no es que toda) puede transferirse a través de las
áreas de contacto. Sin embargo, es obvio que las placas de empalme son necesarias, aun cuando se tenga contacto pleno entre las columnas y que sólo cargas axiales estén implicadas. Por
ejemplo, es necesario mantener juntas las dos secciones de la columna durante el montaje y
después. Lo que se necesita para mantenerlas unidas se basa principalmente en la experiencia y buen juicio del ingeniero estructurista. Las placas de empalme son aún más necesarias
cuando se consideran las fuerzas cortantes y momentos que existen en las columnas reales
sometidas a cargas excéntricas, a fuerzas laterales, a momentos, etcétera.
Es obvio que existe una gran diferencia entre los empalmes a tensión y los empalmes a compresión. En los empalmes a tensión, toda la carga tiene que transferirse a través
del empalme, en tanto que para los miembros a compresión, gran parte de la carga puede
transferirse directamente por apoyo de una columna sobre otra. En este caso, el material del
empalme es necesario para transmitir solamente el resto de la carga que no se transmite por
contacto.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
172
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Para la
columna
superior
Distancia
libre de
montaje
Distancia
libre de
montaje
Símbolos de soldadura
de campo (véase el
Capítulo 14)
Tornillos de
montaje según
se requiera
Placa de empalme
Símbolos de soldadura
de taller (véase el
Capítulo 14)
d para
columna
inferior
(a)
Soldaduras de campo
Soldaduras de taller
Soldaduras de taller
Ángulos de ajuste
Placa de apoyo o a tope
Tornillos de montaje
(b)
Figura 6.2
Empalmes de columnas. a) Columnas de la misma serie W con peraltes totales próximos entre sí
(dinf 6 2 plg mayor que el dsup). b) Columnas de series W diferentes.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.3 Empalmes de columnas 173
La magnitud de la carga que deben soportar las placas de empalmes es difícil de estimar. Si los extremos de las columnas no se maquinan, las placas deberán diseñarse para soportar el 100% de la carga. Cuando las superficies se maquinan y sólo trabajan bajo la acción
de cargas axiales, la magnitud de la carga que soportan las placas puede estimarse entre un
25 y un 50% de la carga total. Si se trata de flexión, quizá del 50 al 75% de la carga total será
absorbida por el material de empalme.
Las especificaciones para puentes estipulan muy detalladamente los requisitos que
deben cumplir los empalmes para miembros sujetos a compresión, pero la Especificación del
AISC no procede así. En la Sección J1.4 de la Especificación del AISC se dan unos cuantos
requisitos generales.
La Figura 6.2(a) muestra un empalme que puede usarse para columnas con prácticamente los mismos peraltes nominales. El estudiante notará en el Manual del AISC que los
perfiles W de un tamaño nominal dado pueden dividirse en grupos que son rolados con el
mismo conjunto de rodillos. Debido a las dimensiones fijas de cada conjunto de rodillos, las
distancias libres entre patines son constantes para cada perfil en ese grupo, aunque sus peraltes totales pueden variar considerablemente. Por ejemplo, la distancia interior para cada una
de las 28 formas (de la W14 * 61 a la W14 * 730) es de 12.60 plg aproximadamente, aunque
sus peraltes totales varían de 13.9 plg a 22.4 plg. (Observe que los valores T, que son las distancias ente las puntas del alma de los filetes, son todos de 10 plg para la W14 * 90 hasta la
W14 * 730.)
Es muy económico usar los empalmes simples de la Figura 6.2(a). Esto puede lograrse
fácilmente cuando se usa una serie de perfiles en tantos pisos de un edificio como sea posible. Por ejemplo, podemos seleccionar una sección W14 de columna específica para el piso
superior o los dos pisos superiores de un edificio y luego seleccionar secciones W14 cada vez
más pesadas conforme descendemos por el edificio. Podemos también cambiar a columnas
de acero de mayor resistencia al descender por el edificio, lo que nos permite permanecer
Empalmes de columnas soldadas para
el Edificio del Estado de Colorado,
Denver, CO. (Cortesía del Lincoln
Electric Company.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
174
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
con la misma serie W en más pisos. Será necesario usar placas de relleno entre las placas de
empalme y la columna superior si ésta tiene un peralte total considerablemente menor que
el de la columna inferior.
En la Figura 6.2(b) se muestra un tipo de empalme que puede usarse para columnas de
iguales o diferentes peraltes nominales. Para este tipo de empalme, la placa a tope se suelda
en el taller a la columna inferior, y los ángulos sujetadores que se usan para el montaje de
campo se sueldan en el taller a la columna superior. Los tornillos de montaje mostrados se
colocan en el campo, y la columna superior se suelda en el campo en la placa a tope. La soldadura horizontal en esta placa resiste los esfuerzos de corte y los momentos en las columnas.
A veces se usan los empalmes sobre los cuatro lados de las columnas. Los empalmes
de alma se atornillan y se sueldan en el campo a las almas de las columnas. Los empalmes de
patín se sueldan en el taller a la columna inferior y se sueldan en el campo a la columna
superior. Las placas de alma se designan como placas de cortante y las placas de patín como
placas de momento.
Para edificios de niveles múltiples, las columnas se pueden fabricar para uno o más
niveles. Teóricamente, los tamaños de columnas se pueden cambiar en cada nivel de piso, de
manera que resulte el peso mínimo total de columnas. Sin embargo, los empalmes necesarios
en cada piso son costosos, y por ello es usualmente más económico usar los mismos tamaños
de columnas en por lo menos dos pisos, aunque el peso total de acero será mayor. Rara vez
se usan los mismos tamaños en tres pisos debido a la dificultad de montar columnas de tal
altura. Las columnas de dos pisos de altura pueden montarse sin mayor problema.
6.4
COLUMNAS COMPUESTAS
Como se describió previamente en la Sección 5.3, los miembros a compresión pueden construirse con dos o más perfiles compuestos en un solo miembro. Ellos pueden consistir de
partes en contacto entre sí, como las secciones
con cubreplacas; o pueden consistir
en partes que casi se toquen unas con otras, como pares de ángulos
que pueden estar
separados por una pequeña distancia igual al espesor de las conexiones de extremos o placas
de nudo entre ellos. Ellos pueden consistir de partes bastante separadas, como pares de canales
o cuatro ángulos
, etcétera.
Las secciones de dos ángulos son probablemente el tipo más común de miembros
compuestos. (Por ejemplo, ellos suelen usarse como miembros de armaduras ligeras.) Cuando un par de ángulos se usan como miembro en compresión, ellos necesitan sujetarse uno
al otro para actuar como una unidad. Las soldaduras pueden usarse a intervalos (con barras
separadoras entre las partes si los ángulos están separados) o pueden conectarse por medio
de pernos de costura. Cuando las conexiones son atornilladas, arandelas o anillos de relleno
se colocan entre las partes para mantenerlas a la distancia apropiada si los ángulos van a
estar separados.
Para columnas largas puede ser conveniente usar secciones compuestas donde las partes de las columnas están apartadas o ampliamente separadas una de otra. Antes de que
se tuvieran disponibles las secciones W pesadas, tales secciones se usaban muy comúnmente
tanto en puentes como en edificios. Actualmente, estos tipos de columnas compuestas se
usan comúnmente para pescantes de grúas y para los miembros en compresión de varios
tipos de torres. Las partes ampliamente separadas de estos tipos de miembros compuestos
deben conectarse cuidadosamente por celosía o unirse entre sí.
Las Secciones 6.5 y 6.6 tratan los miembros en compresión que se construyen de partes en contacto directo (o casi en contacto) entre ellas. La Sección 6.7 trata los miembros en
compresión cuyas partes están ampliamente separadas.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.5
6.5
Columnas compuestas con componentes en contacto entre sí
175
COLUMNAS COMPUESTAS CON COMPONENTES EN CONTACTO ENTRE SÍ
Si una columna consta de dos placas de igual tamaño sin estar conectadas entre sí, como se
muestra en la Figura 6.3, cada placa actuará como una sola columna aislada que resistirá
aproximadamente la mitad de la carga total de la columna. En otras palabras, el momento
de inercia total de la columna será igual a dos veces el momento de inercia de una placa. Las
dos “columnas” se comportarán igual y tendrán iguales deformaciones, como se aprecia en
la parte (b) de la figura.
Si las dos placas están conectadas en forma tal que el deslizamiento entre éstas se impida, como se muestra en la Figura 6.4, trabajarán como una unidad. Su momento de inercia
se calculará para todo el conjunto armado de la sección y será cuatro veces más grande de
lo que era para la columna de la Figura 6.3, donde no estaba impedido de deslizamiento. El
lector deberá observar que las placas de la columna en la Figura 6.4 se deformarán con magnitudes diferentes al flexionarse lateralmente la columna.
Si las placas están unidas sólo en unos cuantos puntos, la resistencia de la columna
resultante tendrá un valor intermedio entre los dos casos antes descritos.
En la Figura 6.3 (b) se observa que el desplazamiento máximo entre las dos placas se presenta en los extremos y el mínimo a la mitad de la altura. En consecuencia, las conexiones situadas
en los extremos de la columna que impiden el deslizamiento entre las partes, tienen el máximo efecto resistente, mientras que aquellas situadas a media altura tienen el menor efecto.
Pu Pu
2 2
Figura 6.3
Columna formada
por dos placas sin
conexión entre ellas.
I⫽2
bd 3
12
⫽
bd 3
6
d
Las placas se
deforman en
igual cantidad
b
d
Pu Pu
2 2
(a) Sección transversal de la columna
(b) Forma deformada de la columna
Pu
I
(b)(2d)3
12
4
6
La placa izquierda
se deforma más
que la derecha.
bd 3
Figura 6.4
Columna formada de dos palcas
conectadas en forma continua.
Alfaomega
Pu
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
176
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Pu
Conexión tipo fricción
Conexión tipo fricción
Figura 6.5
Columna formada de dos placas
conectadas sólo en sus extremos.
Pu
Si las placas se conectan en sus extremos con conectores tipo fricción, esos extremos
se deformarán conjuntamente y la columna adoptará la forma mostrada en la Figura 6.5. Al
mantenerse unidos los extremos de la columna, ésta se deformará en forma de una S, como
se ve en la figura.
Si la columna se flexiona en forma de S, su factor K será teóricamente igual a 0.5 y su
valor KL/r será el mismo que el de la columna conectada en forma continua mostrada en la
Figura 6.4.1
1121L2
KL
= 1.732L
para la columna de la Figura 6.4 =
r
246 bd3/2bd
KL
para la columna unida en sus extremos, de la Figura 6.5 =
r
10.521L2
1 bd3/2bd
6
= 1.732L
Entonces, los esfuerzos de diseño son iguales para los dos casos y las columnas resistirán las mismas cargas. Esto es cierto para el caso particular descrito aquí, pero no es aplicable
para el caso común en donde las partes de la columna en la Figura 6.5 empiezan a separarse.
6.6
REQUISITOS DE CONEXIÓN EN COLUMNAS ARMADAS
CUYAS COMPONENTES ESTÁN EN CONTACTO
La Especificación E6 del AISC presenta varios requisitos respecto a las columnas armadas.
Cuando dichas columnas constan de componentes diferentes que están en contacto y que se
apoyan en placas de base o superficies laminadas, éstas deben conectarse en sus extremos
con tornillos o soldadura. Si se sueldan, las longitudes de los cordones deben ser iguales, por
lo menos al ancho máximo del miembro. Si se usan tornillos, éstos no deben espaciarse longitudinalmente a más de cuatro diámetros entre centros, y la conexión debe prolongarse una
distancia igual, por lo menos, a 1 12 veces el ancho máximo del miembro.
1
J. A. Yura, Elements for Teaching Load and Resistance Factor Design (Chicago: AISC, Julio, 1987),
pp. 17-19.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.6
Requisitos de conexión en columnas armadas cuyas componentes están en...
177
La Especificación AISC también requiere el uso de conexiones soldadas o atornilladas entre las componentes del extremo de la columna descritas en el párrafo anterior. Estas
conexiones deben ser suficientes para transmitir los esfuerzos calculados. Si se desea tener
un ajuste perfecto sobre todas las superficies en contacto entre las componentes, puede ser
necesario colocar los conectores más cerca aún de lo requerido para la transmisión del cortante.
Cuando la componente de una columna armada consta de una placa exterior, la Especificación AISC estipula un espaciamiento específico máximo para los conectores. Si se usan
cordones intermitentes a lo largo de los bordes de las componentes, o si se usan tornillos a
lo largo de las líneas de gramil en cada sección, su separación máxima no debe ser mayor
que 0.752E/Fy, veces el espesor de la placa exterior más delgada ni mayor de 12 plg. Si los
tornillos se colocan en forma escalonada sobre cada línea de gramil, su separación en cada
línea no debe ser mayor que 1.122E/Fy, veces el espesor de la parte más delgada ni mayor
de 18 plg (Sección E6.2 de la Especificación AISC).
En el Capítulo 12 los tornillos de alta resistencia se clasifican como apretados sin
holgura o de deslizamiento crítico. Los tornillos apretados sin holgura son aquellos que se
aprietan hasta que todas las capas de una conexión están en firme contacto entre sí. Esto
usualmente implica el apriete obtenido por el esfuerzo manual de un trabajador con una llave de cola o el apriete obtenido después de unos cuantos impactos con una llave neumática.
Los tornillos de deslizamiento crítico son apretados mucho más firmemente que los
tornillos apretados sin holgura. Ellos se aprietan hasta que sus cuerpos o vástagos adquieren
esfuerzos muy altos de tensión (acercándose al límite inferior de su esfuerzo de fluencia).
Tales tornillos oprimen las partes conectadas de una conexión con tal fuerza entre el vástago
y la cabeza de la tuerca que las cargas son resistidas por fricción y el deslizamiento es nulo.
(Veremos en el Capítulo 12 que cuando el deslizamiento es potencialmente un problema,
deben usarse tornillos de deslizamiento crítico. Por ejemplo, deben utilizarse si las cargas de
trabajo o servicio causan un gran número de cambios en el esfuerzo resultando una posible
situación de fatiga en los tornillos.)
En el siguiente análisis, la letra a representa la distancia entre conectores y ri es el
radio de giro mínimo de una componente individual de la columna. Si se usan miembros en
compresión que constan de dos o más perfiles, deben conectarse entre sí a intervalos tales
que la relación de esbeltez efectiva Ka/ri de cada uno de los perfiles componentes entre los
conectores no sea mayor de 3/4 veces la relación de esbeltez gobernante de todo el miembro
compuesto (Comentario E6.1 del AISC). Las conexiones de extremo deben hacerse con soldadura o con tornillos de deslizamiento crítico con superficies limpias de escama o con superficies de contacto pulidas mediante aspersión de arena con recubrimiento Clase A o B. (Estas
superficies se describen en la Sección J3.8 de la Especificación del AISC.)
La resistencia de diseño de miembros en compresión compuestos de dos o más perfiles
en contacto entre sí, será determinada con las Secciones E3, E4 o E7 del AISC usualmente
aplicables, con una excepción. Si la columna tiende a pandearse de manera que las deformaciones relativas en las diferentes partes causen fuerzas cortantes en los conectores entre las
partes, será necesario modificar el valor KL/r para ese eje de pandeo. La Sección E6 de la
Especificación del AISC requiere esta modificación.
Haremos referencia aquí a la columna con cubreplacas de la Figura 6.6. Si esta sección
tiende a pandearse respecto a su eje y, los conectores entre el perfil W y las placas no están
sometidos a ninguna carga calculable. Por otra parte, si tiende a pandearse respecto a su eje
x, los conectores quedan sometidos a fuerzas cortantes. Los patines de la sección W y las
cubreplacas tendrán esfuerzos diferentes y por consiguiente deformaciones diferentes. (En
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
178
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
y
x
x
y
Figura 6.6
este caso, los cubreplacas y los patines W a los cuales están unidos se flexionan de la misma
manera, y por tanto desde el punto de vista teórico no se presenta entre ellos ni cortante ni
deslizamiento.) El resultado será la presencia de esfuerzos cortantes en la conexión entre
esas partes y la (KL/r)x tendrá que modificarse según las Ecuaciones E6-1, E6-2a o E6-2b del
AISC como se describe a continuación. (La Ecuación E6-1 se basa en resultados de pruebas
que toman en cuenta las deformaciones por cortante en los conectores. Las Ecuaciones E6-2a
y E6-2b se basan en consideraciones teóricas y fue revisada por medio de ensayos.)
a.
Para conectores intermedios que están atornillados sin holgura,
a
b.
KL 2
a 2
KL
a
b + a b
b =
ri
r m
C r o
(Ecuación E6-1 del AISC)
Es importante recordar que la resistencia de diseño de una columna compuesta se
reducirá si la separación entre conectores es tal que una de las componentes de la
columna puede pandearse antes de que se pandee toda la columna.
Para conectores intermedios soldados o que tienen tornillos pretensionados, como se
requiere para las juntas de deslizamiento crítico:
cuando
a
… 40
ri
a
cuando
KL
KL
b = a
b
r m
r o
(Ecuación E6-2a del AISC)
a
7 40
ri
a
Ki a 2
KL 2
KL
a
b
b + a
b =
ri
r m
C r o
(Ecuación E6-2b del AISC)
En estas dos ecuaciones,
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.6
Requisitos de conexión en columnas armadas cuyas componentes están en...
179
KL
b = relación de esbeltez de la columna de todo el miembro compuesto
r o
actuando como una unidad en la dirección del pandeo
KL
a
b = relación de esbeltez modificada del miembro compuesto causada por
r m
el cortante
a = distancias entre conectores, plg
ri = radio de giro mínimo de una componente individual, plg
Ki = 0.50 para ángulos dobles
= 0.75 para canales dobles
= 0.86 para todos los otros casos
a
Para el caso en que la columna tiende a pandearse respecto a un eje tal que se genere
cortante en la conexión entre la partes de la columna, será necesario calcular una relación
de esbeltez modificada (KL/r)m para ese eje y revisar si ese valor ocasionará un cambio en la
resistencia de diseño del miembro. Si esto ocurre, puede ser necesario revisar las dimensiones y repetir los pasos descritos antes.
La Ecuación E6-1 del AISC se usa para calcular la relación de esbeltez modificada
(KL/r)m alrededor del eje principal para investigar si es mayor que la relación de esbeltez
alrededor del eje menor. Si lo es, ese valor deberá usarse para determinar la resistencia de
diseño del miembro.
La Sección E6 del Comentario del AISC establece que, basándose en el criterio y la
experiencia, la separación longitudinal de los conectores para miembros compuestos a compresión debe ser tal que las relaciones de esbeltez de las partes individuales de los miembros
no excedan de tres cuartos de la relación de esbeltez de todo el miembro.
El Ejemplo 6.4 ilustra el diseño de una columna que consiste en una sección W con
cubreplacas atornilladas a sus patines, como se muestra en la Figura 6.7. Aunque se usan
tornillos apretados sin holgura para esta columna, debe ser claro que la Especificación E6 del
AISC establece que los tornillos extremos deben ser pretensionados con superficies empalmadas Clase A o B, o bien los extremos deben soldarse. Esto se requiere para que las partes
de la sección compuesta no se deslicen entre sí y puedan actuar como una unidad para resistir
las cargas. (Como nota práctica, cabe mencionar que la empresa contratada para apretar los
tornillos extremos a una condición de deslizamiento crítico probablemente apretará todos a
esa misma condición.)
Como este tipo de sección compuesta no se muestra en las tablas de columnas del
Manual del AISC, es necesario usar un procedimiento de diseño por tanteos. Se supone una
relación de esbeltez efectiva. Entonces, se determinan fcFcr o Fcr/Æc para esa relación de
esbeltez y la carga de diseño de la columna se divide entre este valor para estimar el área
requerida de la columna. El área de la sección W se resta del área total estimada para obtener el área estimada de la cubreplaca. Se seleccionan entonces tamaños de cubreplacas para
proporcionar el área requerida estimada.
13.1 plg
W12 ⫻ 120 (A ⫽ 35.2 plg2,
d ⫽ 13.1 plg, bf ⫽ 12.3 plg,
Ix ⫽ 1070 plg4, Iy ⫽ 345 plg4 )
Figura 6.7
Sección W usada como columna con
cubreplacas.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
180
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ejemplo 6-4
Se desea diseñar una columna para PD = 750 klb y PL = 1 000 klb, usando Fy = 50 klb/plg2 y
KL = 14 pies. Se dispone de una W12 * 120 (para la cual fcPn = 1 290 klb y Pn/Æc = 856 klb
de la Tabla 4-1 del Manual del AISC). Diseñe cubreplacas atornilladas sin holgura a 6 plg
entre centros a la sección W mostrada en la Figura 6.7, para que esta columna soporte la
carga requerida.
Solución
Suponga
LRFD
ASD
Pa = (1.2)(750) + (1.6)(1 000) = 2 500 klb
Pa = 750 + 1 000 = 1 750 klb
KL
= 50
r
fcFcr = 37.50 klb/plg2 de la Tabla 4-22 del AISC
A requerida =
2 500 klb
= 66.67 plg2
37.50 klb/plg2
-A de W12 * 120 = -35.30
A estimada de 2 placas = 31.37 plg2 o 15.69 plg2 cada una
Ensaye una PL1 * 16 en cada patín
A = 35.20 + (2)(1)(16) = 67.20 plg2
Ix = 1 070 + 1221162a
rx =
a
13.1 + 1.00 2
b = 2 660 plg4
2
2 660
= 6.29 plg
A 67.20
112 plg/pie2114 pies2
KL
= 26.71
b =
r x
6.29 plg
Iy = 345 + 122a
ry =
1
b11211623 = 1 027.7 plg4
12
1 027.7
= 3.91 plg
A 67.20
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.6
Requisitos de conexión en columnas armadas cuyas componentes están en...
a
181
112 plg/pie2114 pies2
KL
b =
= 42.97 ;
r y
3.91 plg
Calculando la relación de esbeltez modificada se obtiene
1
a b (16)1123
12
I
=
= 0.289 plg
ri =
AA
S
112(16)
a
6 plg
=
= 20.76
ri
0.289 plg
a
KL 2
a 2
KL
b + a b = 2126.7122 + 120.7622 (Ecuación E6-1 del AISC)
a
b =
ri
r x
C r 0
= 33.83 6 42.97 ‹ no controla
Revisando la relación de esbeltez de las placas, tenemos
ka
3 KL
3
= 20.76 6 a
b = a b142.972 = 32.23
ri
4 r y
4
Para ¢
KL
≤ = 42.97.
r y
LRFD
ASD
fcFcr = 39.31 klb/plg2 de la Tabla 4-22,
Fy = 50 klb/plg2
fcPn = (39.31)(67.30) = 2 646 klb > 2 500 klb
Fcr
= 26.2 klb/plg2 de la Tabla 4-22, Fy = 50 klb/plg2
Æc
Pn
Æc
= (26.2)(67.30) = 1 763 klb > 1 750 klb
Use W12 * 120 con un cubreplaca 1 * 16 en cada patín, Fy = 50 klb/plg2. (Nota: Se podrían
haber seleccionado muchos otros tamaños de placas.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
182
6.7
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
COLUMNAS COMPUESTAS CON COMPONENTES SIN CONTACTOT ENTRE SÍ
El Ejemplo 6.5 presenta el diseño de un miembro compuesto por dos canales que no están
en contacto entre sí. Las partes de tales miembros deben conectarse entre sí o instalarse
una celosía a través de sus lados abiertos. El diseño de la celosía se analiza inmediatamente
después de este ejemplo y se ilustra en el Ejemplo 6.6.
Ejemplo 6-5
Seleccione un par de canales estándar de 12 plg para la columna mostrada en la Figura 6.8,
usando Fy = 50 klb/plg2. Para propósitos de conexión, la distancia entre espalda y espalda
de las canales es de 12 plg. PD = 100 klb y PL = 300 klb. Considere ambos procedimientos
LRFD y ASD.
P o Pu
Dimensiones de la sección de prueba
x = 0.674 plg
5.326 plg
y
20 pies
x
x
12 plg
12 plg
Figura 6.8
y
Columna compuesta por dos canales.
P o Pu
Solución
Suponga
LRFD
ASD
Pu = (1.2) (100) + (1.6) (300) = 600 klb
Pa = 100 + 300 = 400 klb
KL
= 50
r
fcFcr = 37.50 klb/plg2, de la Tabla 4-22 (acero con Fy = 50 klb/plg2)
A requerida =
600 klb
= 16.00 plg2
37.50 klb/plg 2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.7
Columnas compuestas con componentes sin contactot entre sí 183
Ensaye 2C12 * 30. (Para cada canal, A = 8.81 plg2, Ix = 162 plg4,
Iy = 5.12 plg4, x = 0.674 plg.)
Ix = 12211622 = 324 plg4
Iy = 12215.122 + 12218.81215.32622 = 510 plg4
rx =
324
= 4.29 plg controla
A 12218.812
KL = 11.02120 pies2 = 20 pies
112 plg/pie2120 pies2
KL
=
= 55.94
r
4.29 plg
LRFD
ASD
fcFcr = 35.82 klb/plg2 (Tabla 4-22 del AISC)
Fy = 50 klb/plg2
Fcr
Æc
= 23.81 klb/plg2 (Tabla 4-22 del AISC)
Fy = 50 klb/plg2
fcPn = (35.82)(2 * 8.81) = 631 klb OK
Pn
= (23.81)(2 * 8.81) = 419.5 klb > 400 klb OK
Æc
Revisando con las relaciones de espesores de las canales (d = 12.00 plg, bf = 3.17 plg, tf = 0.501
1
plg, tw = 0.510 plg, k = 1 plg2
8
Patines
29 000
b
3.17
= 13.49
=
= 6.33 6 0.56
t
0.501
B 50
OK (Caso 1, Tabla B4-1a del AISC)
Almas
12.00 - 12211.1252
29 000
h
9
=
= 19.12 6 1.49
tw
0.510
B 50
= 35.88 (Caso 5, Tabla B4-1a del AISC)
‹ miembro no esbelto
Use 2C12 : 30.
Los lados abiertos de miembros a compresión fabricados con placas o perfiles pueden
conectarse entre sí por medio de cubreplacas continuas con agujeros perforados para fines
de acceso, o bien por medio de celosía y placas de unión. (La consideración de la celosía es
importante debido al trabajo de remodelación donde se usa especialmente para canales.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
184
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
El propósito de las cubreplacas perforadas y de la celosía, es mantener las diversas
partes paralelas, así como la distancia correcta entre ellas e igualar la distribución del esfuerzo entre las partes. El estudiante entenderá la necesidad de la celosía si considera un
miembro compuesto que conste de varias secciones (como el miembro de 4 ángulos de la
Figura 5.2(i)) que soporta una fuerte carga de compresión. Cada una de las partes tenderá
a pandearse individual y lateralmente, a menos que éstas se unan entre sí para actuar como
una unidad al soportar la carga. Además de la celosía es necesario tener placas de unión
(también llamadas placas de apoyo o de celosía) tan cerca de los extremos de los miembro
como sea posible, y en los puntos intermedios si la celosía es interrumpida. Las partes (a) y
(b) de la Figura 6.9 muestran arreglos de las placas de unión y de celosía. En las partes (c)
y (d) de la misma figura se muestran otras posibilidades.
Placa de unión de extremo
Celosía
simple
(a)
Celosía
doble
Placas de nudo
Placas de unión intermedia
(a cada lado de interrupciones)
(b)
Cubreplacas
perforadas
(c)
Placas de celosías (no consideradas por el AISC)
(d)
Figura 6.9
Celosía y cubreplacas perforadas.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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6.7
Columnas compuestas con componentes sin contactot entre sí 185
En el pasado el mal funcionamiento de varias estructuras ha sido atribuido a celosías
inadecuadas de los miembros compuestos a compresión. Tal vez el ejemplo mejor conocido
es la falla del puente de Quebec en 1907. Después de su caída, la opinión general fue que el
funcionamiento de la celosía de las cuerdas de compresión fue demasiado débil y provocó la
falla.
Si se usan cubreplacas continuas perforadas con agujeros de acceso para unir los
miembros entre sí, la Especificación E6.2 del AISC establece que: a) éstas deben satisfacer
las razones límite de ancho a espesor especificadas para elementos en compresión por la Sección B4.1 de la Especificación AISC; b) la razón de la longitud del agujero de acceso (en la
dirección del esfuerzo) al ancho del agujero no debe exceder de 2; c) la distancia libre entre
los agujeros en la dirección del esfuerzo no debe ser menor que la distancia transversal entre las líneas más cercanas de conectores o soldaduras; y d) la periferia de los agujeros en
todos los puntos debe tener un radio no menor de 112 plg. Las concentraciones de esfuerzo
y los esfuerzos por flexión secundaria generalmente se desprecian, pero deben revisarse las
fuerzas cortantes laterales, así como se hace para otros tipos de celosía. (Se supone que el
ancho no soportado de tales placas en los agujeros de acceso contribuye a la resistencia de
diseño fcPn del miembro si se cumplen las condiciones en las medidas, razones de ancho a
espesor, etc., descritas en la Especificación E6 del AISC.) Las cubreplacas perforadas son
atractivas para muchos diseñadores debido a varias ventajas que poseen:
1. Son fáciles de fabricar con los métodos modernos de corte con gas.
2. Algunas especificaciones permiten la inclusión de sus áreas netas en la sección efectiva
de los miembros principales, siempre y cuando los agujeros estén hechos de acuerdo
con los requerimientos empíricos, los cuales se han desarrollado basándose en extensas investigaciones.
3. Probablemente se simplifica el pintado de los miembros, si se compara con las barras
de celosía ordinarias.
Generalmente, las dimensiones de las placas de unión y de la celosía son controladas
por especificaciones. La Sección E6 de la Especificación del AISC establece que las placas
de unión deben tener un espesor por lo menos igual a un cincuentavo de la distancia entre
las líneas de conexión de soldaduras u otros sujetadores.
La celosía puede consistir de barras planas, ángulos, canales u otras secciones roladas.
Estas piezas deben estar espaciadas de tal manera que las partes individuales conectadas no
tengan valores L/r entre conexiones que excedan tres cuartos de los valores que rigen para
el miembro compuesto total. (El valor que rige es KL/r para la sección compuesta total.) Se
supone que la celosía está sometida a una fuerza cortante perpendicular al miembro, igual
a no menos del 2% de la resistencia de diseño en compresión fcPn del miembro. Se usan las
fórmulas para columnas del AISC para diseñar la celosía de la manera habitual. Las relaciones de esbeltez se limitan a 140 para celosía simple y a 200 para celosía doble. La celosía
doble o la celosía sencilla hecha con ángulos deben preferirse si la distancia entre líneas de
conexión es mayor de 15 plg.
El Ejemplo 6-6 ilustra el diseño de la celosía y de las placas de unión en los extremos
para la columna armada del Ejemplo 6.5. Las especificaciones para puentes son algo diferentes respecto a los requisitos del AISC para la celosía, pero los procedimientos de diseño son
prácticamente los mismos.
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
186
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ejemplo 6-6
Usando la Especificación del AISC y acero de 36 klb/plg2, diseñe la celosía simple atornillada
para la columna del Ejemplo 6-5. Se hace referencia a la Figura 6.10. Suponga que se usan
tronillos de 3/4 plg.
Solución. La distancia entre líneas de tornillos es de 8.5 plg 6 15 plg; se puede usar entonces
celosía simple.
Suponga que las barras de la celosía estarán inclinadas a 60° con el eje del miembro. La
longitud de las canales entre las conexiones de la celosía es de 8.5/cos 30° = 9.8 plg y KL/r de
1 canal entre conexiones es de 9.8/0.762 = 12.9 6 3/4 * 55.94, que es la KL/r del miembro principal, ya determinada previamente en el Ejemplo 6-5. Sólo se muestra la solución de LRFD.
Fuerza de una barra de celosía:
Vu = 0.02 veces la resistencia de diseño a compresión del miembro
(del Ejemplo 6-5), fPn = 631 klb
Vu = (0.02)(631 klb) = 12.62 klb
1
Vu = 6.31 klb = fuerza cortante en cada plano de celosía
2
Fuerza en una barra (con referencia a las dimensiones indicadas en la Figura 6.10):
a
9.8
b16.312 = 7.28 klb
8.5
Propiedades de una barra plana:
I =
1
3
12 bt
A = bt
r =
1 bt3
12
C bt
= 0.289t
9.8 plg
60
C12 30
9.8
(rmín ry 0.762 plg)
g 1.75 plg
8.5 plg
g 1.75 plg
plg
8.5 plg
12 plg
Figura 6.10
Sección de columna de dos canales con celosía.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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6.8
Miembros en compresión de un solo ángulo 187
Diseño de la barra:
Suponga
KL
= valor máximo de 140 y K = 1.0
r
(1.0) 9.8 plg
= 140
0.289t plg
t = 0.242 plg (ensaye una barra plana de 14 plg)
(1.0) 9.8 plg
KL
= 136
=
r
10.289210.250 plg2
fcFcr = 12.2 klb/plg2, de la Tabla 4-22 del AISC, Fy = 36 klb/plg2
Área requerida =
7.28 klb
= 0.597 plg2 A se necesita 2.39 *
12.2 klb/plg 2
1
4
B
1
1
Use una barra de 4 * 22
Distancia mínima al borde usando tornillos de 34 plg = 1 14 plg
Tabla J3.4 del AISC
‹ la longitud mínima de la barra = 9.8 + 122 A 1 14 B = 12.3 plg, digamos 14 plg
Use barras de 14 * 2 12 * 1 pie 2 plg, Fy = 36 klb/plg2.
Diseño de las placas de extremo:
Longitud mínima = 8.5 plg
t mínima =
A 501 B 18.52 = 0.17 plg
Ancho mínimo = 8.5 + 122 A 1 14 B = 11 plg
3
* 8 12 * 0 pie 12 plg.
Use placas de extremo de 16
6.8
MIEMBROS EN COMPRESIÓN DE UN SOLO ÁNGULO
Notará usted que hasta este momento el autor no ha tratado el diseño de miembros a compresión de un solo ángulo. El AISC ha estado preocupado desde hace mucho tiempo con
los problemas implicados en cargar tales miembros concéntricamente. Esto puede lograrse
bastante bien si los extremos de los ángulos están recanteados y si las cargas son aplicadas
a través de placas de apoyo. Sin embargo, en la práctica, las columnas de ángulos simples se
usan a menudo en una forma tal que se tienen presentes grandes excentricidades de la carga
aplicada. En consecuencia, es muy fácil subdiseñar tales miembros.
En la Sección E5 de la Especificación AISC, se proporciona una especificación especial para el diseño de miembros a compresión de un solo ángulo. Si bien esta especificación
incluye información para cargas de tensión, cortante, compresión, flexión y cargas combinadas, el presente análisis trata sólo del caso de compresión.
En la Tabla 4-11 del Manual se proporcionan las resistencias calculadas de ángulos
simples cargados concéntricamente. Los valores mostrados se basan en valores de KL/rz.
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188
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Sin embargo, muy frecuentemente, los ángulos simples están conectados en sus extremos
solamente por un lado, lo que constituye una situación de carga excéntrica. La Sección E5 de
la Especificación AISC presenta un método para manejar estas situaciones, en las cuales se
introducen cargas de compresión excéntricas a ángulos a través de un lado conectado.
Los redactores de la especificación supusieron que las conexiones de un lado del ángulo suministraban considerable resistencia a la flexión con respecto al eje y de ese ángulo
o del que sea perpendicular al lado conectado. Consecuentemente, se supuso que el ángulo se flexionaría y se pandearía alrededor del eje x del miembro; por tanto, se da atención a la
relación L/rx. Para tomar en cuenta la excentricidad de las cargas, las ecuaciones E5-1 a E5-4
del AISC proveen relaciones L/rx mayores para diversas situaciones, las que deben usarse
para obtener los esfuerzos de diseño.
Las dos primeras de estas ecuaciones son aplicables a ángulos de lados iguales y a
ángulos de lados desiguales conectados por sus lados mayores. Además, los ángulos deben
usarse como miembros en armaduras bidimensionales o planas, donde los otros miembros
que unen a los considerados están conectados en sus extremos al mismo lado de las placas
de nudos o al mismo lado de los miembros de la cuerda de la armadura. Para estas condiciones, deben usarse las siguientes relaciones de esbeltez incrementadas para los cálculos de la
resistencia:
Si L/rx … 80:
KL
L
= 72 + 0.75
r
rx
(Ecuación E5-1 del AISC)
KL
L
= 32 + 1.25 … 200
r
rx
(Ecuación E5-2 del AISC)
Si L/rx > 80:
Se dan algunas variantes en la especificación para ángulos de lados desiguales si las relaciones de longitudes de lados son 6 1.7 y si el lado menor está conectado. Además, se proporcionan las Ecuaciones E5-3 y E5-4 del AISC para casos en los cuales los ángulos simples son
miembros de armaduras de cajón o espaciales. El Ejemplo 6-7 que sigue ilustra el uso de la
primera de esas ecuaciones.
Ejemplo 6-7
Determine los valores de fcPn y Pn/Æc para un ángulo 8 * 8 * 3/4 A36 de 10 pies de longitud
con conexiones de extremo simple, que se usa en una armadura plana. Los otros miembros
del alma que concurren en los extremos de este miembro están conectados al mismo lado de
las placas de nudos.
Solución
Usando una L8 * 8 *
3
1A = 11.5 plg2, rx = 2.46 plg2
4
(12 plg/pie)110 pies2
L
= 48.78 6 80
=
rx
2.46 plg
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6.9
‹
Secciones que contienen elementos esbeltos 189
KL
L
= 72 + 0.75
r
rx
(Ecuación E5-1 del AISC)
= 72 + (0.75)(48.78) = 108.6
LRFD
ASD
fcFcr de la Tabla 4.22 del AISC, Fy = 36 klb/plg2
Fcr
Æc
= 17.38 klb/plg2
de la Tabla 4-22 del AISC, Fy = 36 klb/plg2
= 11.58 klb/plg2
Pn
Fcr
=
Ag
Æc
Æc
fcPn = fcFcrAg
= (17.38 klb/plg2)(11.5 plg2) = 199.9 klb
= (11.58 klb/plg2)(11.5 plg2) = 133.2 klb
La Tabla 4-12 del Manual proporciona valores de diseño para ángulos cargados excéntricamente en el Ejemplo 6-7, debido a que el AISC usó algunas condiciones diferentes para
resolver el problema. Los valores en la tabla son las resistencias a compresión axial limitadas inferiormente de ángulos simples, sin considerar restricciones en los extremos. Si no se
cumplen las condiciones descritas en la Especificación E5 del AISC, puede usarse esta tabla.
Los valores dados se calcularon considerando flexión biaxial alrededor del eje principal del
ángulo, con la carga aplicada con una excentricidad dada, como se describe en la página 4-8
del Manual.
6.9 SECCIONES QUE CONTIENEN ELEMENTOS ESBELTOS
Gran parte de las HSS cuadradas y rectangulares tienen paredes esbeltas. El lector estará
satisfecho de darse cuenta de que se han incluido en las tablas de la Parte 4 del Manual los
efectos de los miembros esbeltos sobre las resistencias de las columnas. Consecuentemente,
rara vez el proyectista tienen que repasar los cálculos para tomar en cuenta esos aspectos.
En las Secciones E7.1 y E7.2 del AISC se presentan varias ecuaciones para considerar los
miembros que contienen elementos esbeltos. Se incluyen secciones con elementos rigidizados y secciones con elementos no rigidizados. El Ejemplo 6-8 hace uso de las ecuaciones
apropiadas para calcular la resistencia de estos miembros.
Los valores obtenidos en el problema de ejemplo que sigue (Ejemplo 6-8) son menores que los valores dados en la Tabla 4-3 del Manual para secciones HSS rectangulares, ya
que se supuso que f es igual a Fy, mientras que en las ecuaciones apropiadas en realidad es
Pn
. Esta hipótesis conservadora hará que nuestros cálculos manuales para la resisigual a
Ae
tencia de diseño, cuando estén presentes elementos esbeltos, estén del lado conservador o
de la seguridad. Para usar el valor correcto de f, es necesario usar una solución iterativa; un
procedimiento para el cual la computadora es ideal. En todo caso, los valores calculados a
mano, que se muestran enseguida, serán un múltiplo en porcentaje del lado conservador o
de la seguridad.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
190
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ejemplo 6-8
Determine la resistencia de diseño en compresión axial fcPn y la resistencia de diseño perPn
1
de una sección de columna HSS 14 * 10 * de 24 pies de longitud. Se considera
4
Æc
que la base de la columna está empotrada, mientras que el extremo superior se considera
articulado. Fy = 46 klb/plg2.
misible
Solución
Usando una HSS 14 * 10 *
1
(A = 10.8 plg2, rx = 5.35 plg, ry = 4.14 plg, tw = 0.233 plg,
4
b
h
= 39.9 y
= 57.1). Todos los valores proceden de la Tabla 1-11.
t
t
Relación limitante ancho-espesor (Tabla B4.1a del AISC, Caso 6)
29 000
E
b h
lr = 1.40
= 1.40
= 35.15 6 y
A Fy
B 46
t t
‹ tanto las paredes de 10 plg como las de 14 plg son elementos esbeltos.
Con el cálculo de b y h y observando que no contamos con las dimensiones exactas de los
filetes, el AISC recomienda que los anchos y los peraltes entre las puntas del alma de los
filetes sean iguales a las dimensiones exteriores -3tw.
b = 10.00 - (3)(0.233) = 9.30 plg
h = 14.00 - (3)(0.233) = 13.30 plg
El cálculo de los anchos efectivos y las alturas de las paredes usando la Ecuación E7-18 del
AISC arroja
E
0.38 E
be = 1.92 t
B1 R … b
Af
1b/t2 A f
be para la pared de 10 plg
= 11.92210.2332
B
29 000
0.38 29 000
B1 R
46
39.9 B 46
= 8.55 plg 6 9.30 plg
Longitud no susceptible de uso = 9.30 - 8.55 = 0.75 plg
be para la pared de 14 plg
= 11.92210.2332
B
29 000
0.38 29 000
B1 R
46
57.1 B 46
= 9.36 plg 6 13.30 plg
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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6.10
Pandeo flexotorsional de miembros a compresión 191
Longitud no susceptible de uso = 13.30 - 9.36 = 3.94 plg
Ae = 10.8 - 12210.233210.752 - 12210.233213.942 = 8.61 plg2
Q = Qa =
Ae
8.61
=
= 0.7972
Ag
10.8
Determine la ecuación que debe usarse para Fcr
a
10.82112 plg/pie * 24 pies2
KL
= 55.65
b =
r y
4.14 plg
6 4.71
Fe =
29 000
= 132.45
B 10.797221462
p2E
KL
b
a
r
2
=
1p22129 0002
155.6522
= 92.42 klb/plg 2
Fcr = Q C 0.658 F D Fy
(Ecuación E3-4 del AISC)
QFy
(Ecuación E7-2 del AISC)
e
= 0.7972 C 0.658
0.7972 * 46
92.42
D 46
= 31.06 klb/plg 2
Pn = (10.8)(31.06) = 335.4 klb
LRFD fc = 0.90
fcPn = 10.9021335.4 klb2 = 301.9 klb
6.10
(Ecuación E7-1 del AISC)
ASD Æ c = 1.67
Pn
335.4 klb
= 200.8 klb
=
Æc
1.67
PANDEO FLEXOTORSIONAL DE MIEMBROS A COMPRESIÓN
Los miembros simétricos, por lo general, se usan como columnas, tales como los perfiles W.
No habrá torsión en estos perfiles si las líneas de acción de las cargas laterales pasan por sus
centros de cortante. El centro de cortante es el punto de la sección transversal de un miembro
por el cual debe pasar la resultante de las cargas transversales para que no ocurra torsión. En
el Capítulo 10 se presentan los cálculos necesarios para localizar los centros de cortante. Los
centros de cortante de los perfiles doblemente simétricos que se usan comúnmente ocurren
en sus centroides. Éste no es necesariamente el caso para otros perfiles tales como las canales y los ángulos. En la Figura 6.11 se muestran las ubicaciones de los centros de cortante de
varios tipos de perfiles. También se muestran en la figura las coordenadas x0 y y0 del centro
de cortante de cada perfil con respecto a su centroide. Estos valores son necesarios para resolver las fórmulas de flexotorsión, que se presentan posteriormente en esta sección.
Aun cuando las cargas pasen por los centros de cortante, todavía puede presentarse
el pandeo de torsión. Si usted carga cualquier perfil a través de su centro de cortante, no
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
192
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
y
x
x0 ⫽ y0 ⫽ 0
x
x
y
y
x0 ⫽ 0
y0
x
x
x0 ⫽ 0
y
y0
x
y
Centros de cortante mostrados con puntos negros grandes
y
y
y
x
x
y0 ⫽ 0
x
x
y0
x0
x0
y
y
Figura 6.11
Ubicaciones de los centros de cortante de algunos perfiles comunes de columna.
se presentará la torsión, pero aun así, se calcula la resistencia al pandeo de torsión para
estos miembros, es decir, la carga de pandeo no depende de la naturaleza de la carga axial o
transversal; más bien depende de las propiedades de la sección transversal, de la longitud de
la columna y de las condiciones de apoyo.
Los miembros cargados axialmente a compresión pueden fallar teóricamente de cuatro maneras diferentes: por el pandeo local de los elementos que forman la sección transversal, por pandeo de flexión, por pandeo de torsión o por pandeo flexotorsionante.
El pandeo de flexión (llamado también pandeo de Euler cuando se presenta comportamiento elástico) es el que se ha considerado hasta ahora en nuestro tratamiento de las
columnas donde hemos calculado las relaciones de esbeltez para los ejes principales de
las columnas y hemos determinado fcFcr para la mayor relación obtenida. Mientras que los
miembros de columnas de doble simetría (como las secciones W) están sujetos sólo a pandeo
local, pandeo de flexión y pandeo de torsión.
Como el pandeo de torsión puede ser muy complejo, es conveniente evitar que se presente. Esto se puede lograr mediante un cuidadoso arreglo de los miembros y proporcionando soportes que impidan el movimiento lateral y la torcedura. Si se proporcionan suficientes
soportes laterales en los extremos y en los puntos intermedios, el pandeo de flexión siempre
dominará sobre el pandeo de torsión. Las resistencias de diseño de columnas dadas en las
tablas de columnas del AISC para perfiles W, M, S, tubos y secciones de tubería se basan en
el pandeo de flexión.
Las secciones abiertas W, M y canales tienen poca resistencia a la torsión, pero no así
las vigas en cajón. Entonces, si se presenta un caso de torsión, es aconsejable usar secciones
en caja o bien construir secciones en caja con secciones W a las cuales se sueldan placas la). Otra manera de reducir los problemas de torsión es acortar las longitudes de
terales (
miembros que están sujetos a torsión.
Para un perfil con simetría simple como una te o un ángulo doble, el pandeo de Euler
puede ocurrir respecto a los ejes x o y. Para ángulos simples de lados iguales, el pandeo de
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.10
Pandeo flexotorsional de miembros a compresión 193
Euler puede ocurrir alrededor del eje z. Para todas estas secciones, el pandeo flexotorsional
es definitivamente una posibilidad y puede llegar a dominar. (Siempre dominará en columnas formadas con un ángulo simple de lados desiguales.) Los valores dados en la tablas de
cargas de columnas del AISC para secciones de ángulos dobles y tes estructurales, se calcularon para pandeo respecto al eje débil x o y y para pandeo flexotorsional.
El proyectista promedio no considera el pandeo de torsión de perfiles simétricos o el
pandeo flexotorsional de perfiles asimétricos. Él considera que esas condiciones no rigen en
la determinación de la carga crítica, o por lo menos no la afectan mucho. Esta hipótesis puede estar alejada de la realidad. Sin embargo, cuando se tienen columnas asimétricas o incluso
columnas simétricas hechas con placas delgadas, encontramos que el pandeo de torsión o el
flexotorsional pueden reducir significativamente la capacidad de la columna.
La Sección E4 de la Especificación AISC trata del pandeo de torsión o flexotorsional
de las columnas de acero. La parte (b) de la sección presenta un método general para manejar el problema que es aplicable a todos los perfiles. La parte (a) de la misma sección es una
modificación del procedimiento presentado en la parte (b) y es aplicable específicamente a
ángulos dobles y perfiles te que se usan como columnas.
Aquí se presenta el enfoque general de la parte (b). El procedimiento incluye el uso de
la Ecuación E4-9 del AISC para la determinación del esfuerzo de pandeo de torsión elástico
Fez (que es análogo al esfuerzo de pandeo de Euler). Después de determinar este valor, se
usa en la ecuación que sea apropiada de las Ecuaciones E4-4, E4-5 y E4-6 del AISC para
obtener Fe, el esfuerzo de pandeo elástico de torsión o flexotorsional. Entonces se determina
el esfuerzo crítico, Fcr, de acuerdo con la Ecuación E3-2 o E3-3.
Enseguida se presenta el procedimiento para la parte (a), que es para miembros a
compresión de ángulos dobles y perfiles te. El esfuerzo crítico, Fcr, se determina usando la
Ecuación E4-2 del AISC. En esta ecuación, Fcry se toma como Fcr de las Ecuaciones E3-2 o
E3-3, y Fcrz así como H se obtienen de las Ecuaciones E4-3 y E4-10 respectivamente.
Para cualquiera de los dos procedimientos, se determina la resistencia de compresión
nominal Pn para los estados límite de pandeo de torsión y flexotorsional usando la Ecuación
E4-1 del AISC. En la ecuación, el valor de Fcr previamente calculado se multiplica por Ag.
Generalmente no es necesario considerar el pandeo de torsión para perfiles de doble
simetría. Además, rara vez tenemos que considerar el tema para perfiles sin eje de simetría
debido a que probablemente nunca se usarán ese tipo de miembros como columnas. Sin embargo, en algunas ocasiones, probablemente se seleccionarán perfiles con un eje de simetría
como columnas, y en ese caso debe considerarse el pandeo de torsión lateral.
En esta sección se presenta un ejemplo numérico (Ejemplo 6-9) para pandeo flexotorsional para una sección WT que se usa como columna. Para este tipo de perfil el eje x estará
sujeto a pandeo de flexión, mientras que puede haber pandeo de flexión alrededor del eje y
(el eje de simetría) así como pandeo de torsión lateral.
Hay cuatro etapas que intervienen en la solución de este tipo de problema con la Especificación AISC, que son las siguientes:
1. Determine la resistencia al pandeo de flexión del miembro para su eje x usando las
Ecs. E3-4, E3-2 o E3-3 del AISC, la que sea aplicable, y E3-1.
2. Determine la resistencia al pandeo de flexión del miembro para su eje y usando las
Ecs. E3-4, E3-2 o E3-3 del AISC, la que sea aplicable, y E3-1.
3. Determine la resistencia al pandeo flexotorsionante del miembro para su eje y usando
las Ecs. E4-11, E4-9, E4-10, E4-5, E3-2 o E3-3 del AISC, la que sea aplicable, y E4-1.
4. Seleccione el valor más pequeño de Pn determinado en los tres pasos anteriores.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
194
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ejemplo 6-9
Determine la resistencia nominal a la compresión, Pn, de una WT10.5 * 66 con KLx = 25 pies
y KLy = KLz = 20 pies. Use el enfoque general dado en la parte (b) de la Especificación E4(b)
del AISC y acero A992.
Solución
Usando una WT10.5 * 66 (A = 19.4 plg2, tf = 1.04 plg, Ix = 181 plg4, rx = 3.06 plg,
Iy = 166 plg4, ry = 2.93 plg, y = 2.33 plg, J = 5.62 plg4, Cw = 23.4 plg6 y
G = 11 200 klb/plg2)
1) Determine la resistencia al pandeo de flexión para el eje x
a
Fex =
112 plg/pie2125 pies2
KL
b =
= 98.04
r x
3.06 plg
1p22129 0002
p 2E
=
= 29.78 klb/plg2
198.0422
KL 2
a
b
r x
a
(Ecuación E3-4 del AISC)
29 000
KL
b = 98.04 6 4.71
= 113.43
r x
B 50
‹ Fcr = C 0.658 F D Fy
Fy
e
(Ecuación E3-2 del AISC)
= C 0.65829.78 D 50 = 24.76 klb/plg2
50
La resistencia nominal Pn para el pandeo de flexión alrededor del eje x es
Pn = FcrAg = 124.762119.42 = 480.3 klb
(Ecuación E3-1 del AISC)
2) Determine la resistencia al pandeo de flexión para el eje y
a
Fey =
KL
12 plg/pie * 20 pies
b =
= 81.91
r y
2.93 plg
1p22129 0002
p2E
=
= 42.66 klb/plg2
181.9122
KL 2
b
a
r y
a
(Ecuación E3-4 del AISC)
29 000
KL
= 113.43
b = 81.91 6 4.71
r y
B 50
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6.10
Pandeo flexotorsional de miembros a compresión 195
Fy
‹ Fcr = C 0.658 F D Fy
(Ecuación E3-2 del AISC)
e
50
42.66
= C 0.658
D 50 = 30.61 klb/plg
2
La resistencia nominal Pn para el pandeo de flexión alrededor del eje y es
Pn = FcrAg = (30.61)(19.4) = 593.8 klb
(Ecuación E3-1 del AISC)
3) Determine la resistencia al pandeo flexotorsional del miembro alrededor del eje y.
Observe que x0 y y0 son las coordenadas del centro de cortante con respecto al centroide de la sección. Aquí x0 es igual a 0 porque el centro de cortante de la WT está localizado
tf
sobre el eje y-y, mientras que y0 es igual a y - ya que el centro de cortante está localizado
2
en la intersección de las líneas de centro del alma y del patín como se muestra en la Figura
6.11.
x0 = 0
tf
y0 = y -
2
= 2.33 -
1.04
= 1.81
2
r0 = radio polar de giro alrededor del centro de cortante
r20 = x20 + y20 +
Ix + Iy
= 02 + 1.812 +
Fez = ¢
= c
p2ECw
1KzL2
2
181 + 166
= 21.16 plg2
19.4
+ GJ ≤
p2(29 000)(23.4)
(12 * 20)
2
H = 1 -
(Ecuación E4-11 del AISC)
Ag
1
Agr20
+ 11 200(5.62) d
(Ecuación E4-9 del AISC)
1
= 153.62 klb/plg 2
19.4(21.16)
x20 + y20
(Ecuación E4-10 del AISC)
r20
02 + 1.812
= 0.84517
21.16
4FeyFezH
Fey + Fez
Fe = ¢
≤ B1 - 1 R
B
2H
1Fey + Fez22
= 1 -
= a
(Ecuación E4-5 del AISC)
142142.6621153.62210.845172
42.66 + 153.62
1 b B1 R
B
12210.845172
142.66 + 153.6222
= 40.42 klb/plg 2
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
196
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
Ahora necesitamos regresar ya sea a la Ecuación E3-2 o E3-3 del AISC para determinar la resistencia a la compresión del miembro.
40.42 klb/plg 2 7
Fy
2.25
= 22.22 klb/plg2
‹ Debe usar la Ecuación E3-2 del AISC.
Fy
Fcr = C 0.658 F D Fy = A 0.65840.42 B 50 = 29.79 klb/plg 2
50
e
La resistencia nominal es
Pn = FcrAg = 129.792119.42 = 577.9 klb
(Ecuación E4-1 del AISC)
4) Nuestra carga nominal es el valor más pequeño de los valores de Pn determinados en a),
b) y c).
Pn ⴝ 480.3 klb
LRFD fc = 0.90
fc Pn = (0.90) (480.3 klb) = 432.3
6.11
ASD Æ c = 1.67
Pn
Æc
=
480.3 klb
= 287.6 klb
1.67
PROBLEMAS PARA RESOLVER
Todas las columnas en los siguientes problemas forman parte de marcos arriostrados contra
desplazamiento lateral. Cada problema debe resolverse con ambos procedimientos LRFD
y ASD.
6-1 al 6-3. Use el siguiente procedimiento de tanteos: estime un valor KL/r, determine los
esfuerzos fcFcr y Fcr /Æc de la Tabla 4-22 del AISC, determine el área requerida,
seleccione una sección de prueba, seleccione otra sección en caso de ser
necesario.
6-1. Seleccione la sección W10 más ligera para soportar las cargas axiales de
compresión PD = 100 klb y PL = 160 klb si KL = 15 pies y se usa acero A992
Grado 50. (Resp. W10 * 49, LRFD y ASD.)
6-2. Seleccione la sección W8 más ligera para soportar las cargas axiales PD = 75
klb y PL = 125 klb si KL = 13 pies y Fy = 50 klb/plg2.
6-3. Repita el Problema 6-2 si Fy = 36 klb/plg2. (Resp. W8 * 48, LRFD y ASD.)
6-4 al 6-17. Use las tablas de columnas disponibles en el Manual del AISC, especialmente
las de la Parte 4.
6-4. Repita el Problema 6-1.
6-5. Repita el Problema 6-2. (Resp. W8 * 35, LRFD y ASD.)
6-6. Repita el Problema 6-1 si PD = 150 klb y PL = 200 klb.
6-7. Van a diseñarse varias columnas de edificio, usando acero A992 y la
Especificación AISC. Seleccione las secciones W más ligeras disponibles y
establezca la resistencia de diseño, fcPn, y la resistencia permisible ASD, Pn /Æc,
para esas columnas que se describen a continuación:
a. PD = 170 klb, PL = 80 klb, L = 16 pies, extremos articulados, W8.
(Resp. W8 * 48, LRFD fcPn = 340 klb > Pu = 332 klb; W8 * 58, ASD Pn/Æc =
278 klb > Pa = 250 klb.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.11 Problemas para resolver
6-8.
6-9.
6-10.
6-11.
6-12.
6-13.
6-14.
6-15.
6-16.
Alfaomega
197
b. PD = 100 klb, PL = 220 klb, L = 25 pies, empotrada en la base, articulada
arriba, W14.
(Resp. W14 * 74, LRFD fcPn = 495 klb > Pu = 472 klb; W14 * 74, ASD
Pn/Æc = 329 klb > Pa = 320 klb.)
c. PD = 120 klb, PL = 100 klb, L = 25 pies, extremos empotrados, W12.
(Resp. W12 * 50, LRFD fcPn = 319 klb > Pu = 304 klb; W12 * 53, ASD
Pn/Æc = 297 klb > Pa = 220 klb.)
d. PD = 250 klb, PL = 125 klb, L = 18.5 pies, extremos articulados, W14.
(Resp. W14 * 74, LRFD fcPn = 546 klb > Pu = 500 klb; W14 * 82, ASD
Pn/Æc = 400 klb > Pa = 375 klb.)
Diseñe una columna con una longitud efectiva de 22 pies para sustentar una
carga muerta de 65 klb, una carga viva de 110 klb, y una carga eólica de 144
klb. Seleccione la W12 más ligera de acero A992.
Va a seleccionarse un perfil W10 para sustentar las cargas PD = 85 klb y PL =
140 klb. El miembro, que deberá tener una longitud de 20 pies, está empotrado
en la base y está fijo contra la rotación pero tiene libertad de traslación en la
parte superior. Use acero A992. (Resp. W10 * 68, LRFD y ASD, fcPn = 363 klb
y Pn/Æc = 241 klb.)
Va a seleccionarse un perfil W14 para sustentar las cargas PD = 500 klb y PL =
700 klb. El miembro tiene 24 pies de longitud con extremos articulados y tiene
soporte lateral en la dirección débil en los tercios de la longitud total de la
columna. Use acero de 50 klb/plg2.
Repita el Problema 6-10 si la longitud de la columna es de 18 pies de longitud
y PD = 250 klb y PL = 350 klb. (Resp. W14 * 74, LRFD, fcPn = 893 klb; W14 *
82, ASD, Pn/Æc = 655 klb.)
Una columna de 28 pies de longitud está articulada en la parte superior y
empotrada en la base, y tiene un apoyo articulado adicional en la dirección
del eje débil en un punto a 12 pies desde la parte superior. Suponga que la
columna es parte de un marco arriostrado. Las cargas gravitacionales axiales
son PD = 220 klb y PL = 270 klb. Seleccione la columna W12 más ligera.
Una columna de 24 pies en un edificio de marcos arriostrados se va a construir
en un muro de manera que estará soportada en forma continua en la dirección
de su eje débil, pero no en la dirección de su eje fuerte. Si el miembro va a
consistir de 50 klb/plg2 y se supone que está empotrado en ambos extremos,
seleccione el perfil W10 más ligero disponible que sea satisfactorio usando la
Especificación AISC. Las cargas son PD = 220 klb y PL = 370 klb. (Resp. W10 *
77 LRFD y ASD.)
Repita el Problema 6-13 si PD = 175 klb y PL = 130 klb. Seleccione el perfil W8
más ligero disponible que sea satisfactorio.
Una sección W12 de acero de 50 klb/plg2 deberá seleccionarse para soportar
las cargas axiales de compresión PD = 375 klb y PL = 535 klb. El miembro tiene
36 pies de longitud, está articulado en ambos extremos y tendrá soporte lateral
en los cuartos de su altura, perpendicularmente al eje y (articulado). (Resp.
W12 * 152 LRFD; W12 * 170 ASD.)
Usando los aceros contemplados en las tablas de columnas en la Parte 4 del
Manual, seleccione las secciones laminadas más ligeras disponibles (W, HP,
HSS cuadrada y HS redonda) adecuadas para las siguientes condiciones:
a. PD = 150 klb, PL = 225 klb, L = 25 pies, un extremo articulado y otro
empotrado
b. PD = 75 klb, PL = 225 klb, L = 16 pies, extremos empotrados
c. PD = 50 klb, PL = 150 klb, L = 30 pies, extremos articulados
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
198
Capítulo 6
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión
6-17. Suponiendo sólo cargas axiales, seleccione secciones W10 para una columna
interior del marco arriostrado lateralmente que se muestra en la siguiente
figura. Use Fy = 50 klb/plg2 y solamente el método LRFD. Se proporciona
un empalme de columna justo arriba del punto B; por tanto, seleccione una
sección de columna para la columna AB y una segunda sección de columna
diferente para las columnas BC y CD. Datos pertinentes: peso del concreto
150 lb/pie3. Carga viva sobre el techo = 30 lb/pie2. Carga muerta del techado
= 10 lb/pie2. Carga viva en los pisos = 15 lb/pie2. Carga muerta superpuesta en
los pisos = 12 lb/pie2. Carga de muros divisorios sobre pisos = 15 lb/pie2. Todos
los nudos se consideran articulados. Separación centro a centro de los marcos:
35 pies. (Resp. Columna AB: W10 * 68, columna BC y CD: W10 * 39.)
25 pies
25 pies
Techo
D
14 pies
Losa de
concreto de
2 plg
Tercero
C
14 pies
Empalme de
columna
Losas de
concreto
de 6 plg
Segundo
B
18 pies
Primero
A
Figura P6-17.
6-18. Se le pide diseñar una columna para PD = 225 klb y PL = 400 klb, usando acero
A992 con KL = 16 pies. Se dispone de una W14 * 68 que tal vez no suministre
suficiente capacidad. Si no lo hace, pueden añadirse cubreplacas a la sección
para aumentar la capacidad de la W14. Diseñe las cubreplacas para que
tengan un ancho de 12 plg y se suelden a los patines de la sección para que la
columna resista la carga requerida (véase la Figura P6-18). Determine el ancho
mínimo de placa requerido, suponiendo que las placas están disponibles en
incrementos de 1/16 plg.
12 plg
W14 ⫻ 68
cubreplacas
Figura P6-18.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
6.11 Problemas para resolver
199
6-19. Determine la resistencia de diseño LRFD y la resistencia permisible ASD
de la sección mostrada si se usan tornillos apretados sin holgura a 3 pies
entre centros para conectar los ángulos A36. Los dos ángulos, 5 * 312 * 12 están
orientados con las alas largas espalda con espalda (2L 5 * 312 * 12 LLBB) y
separados 3/8 plg. La longitud efectiva (KL)x = (KL)y = 15 pies. (Resp. 101.9
klb LRFD; 67.8 klb ASD.)
y
3
8
plg
x
x
2L 5 ⫻ 3
1
2
⫻ 12 LLBB
y
Figura P6-19.
6-20. Repita el Problema 6-19 si los ángulos están soldados ente sí con sus alas
largas espalda con espalda a intervalos de 5 pies.
6-21. Cuatro ángulos de 3 * 3 * 14 se usan para formar el miembro mostrado en la
siguiente figura. Éste tiene 24 pies de longitud, tiene extremos articulados, y
consta de acero A36. Determine la resistencia de diseño LRFD y la resistencia
permisible ASD del miembro. Diseñe la celosía simple y la placa de unión en
los extremos suponiendo que la conexión con los ángulos es por medio de
tornillos de 34 plg. (Resp. 159.1 klb LRFD; 106.0 klb ASD.)
12 plg
12 plg
Figura P6-21.
6-22. Seleccione el par más ligero de canales C9 para soportar las cargas PD = 50
klb y PL = 90 klb. El miembro tiene 20 pies de longitud con ambos extremos
articulados y estará armado como se muestra en la siguiente figura. Use
acero A36 y diseñe la celosía simple y las placas de unión en los extremos
con tornillos de conexión de 34 plg de diámetro. Suponga que los tornillos
están ubicados a 114 plg desde la espalda de las canales. Resuelva según los
procedimientos LRFD y ASD.
6 plg
Alfaomega
Figura P6-22.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
C A P Í T U L O
7
Diseño de miembros cargados
axialmente a compresión
(continuación) y placas
de base para columnas
7.1
INTRODUCIÓN
En este capítulo se considera la resistencia axial disponible de columnas que se usan en marcos de acero sin arriostramiento. A estos marcos también se les conoce como marcos rígidos
o marcos con desplazamiento impedido. Como los extremos de las columnas pueden moverse en sentido lateral, éstas deben tener capacidad para resistir tanto cargas axiales como
momentos de flexión. Como consecuencia, generalmente se les conoce como columnas-vigas.
Estos miembros se estudian con detalle en el Capítulo 11 de esta obra.
La Especificación del AISC proporciona varios métodos para tratar el análisis de la estabilidad y el diseño de las columnas-vigas. Uno es el Método de análisis directo (DM) que se
especifica en el Capítulo C de la Especificación. Este enfoque emplea factores que se requieren para determinar con mayor exactitud las fuerzas y los momentos durante la fase del
análisis y elimina el requisito de calcular el factor de longitud efectiva, K. Esto se debe al hecho de que la longitud efectiva de los miembros a compresión, KL, se toma como la longitud
real, L, es decir, K se toma igual a 1.0. Un segundo método, el Método de la longitud efectiva
(ELM), se da en el Apéndice 7 de la Especificación. En este método, K se calcula usando uno
de los procedimientos estudiados en este capítulo.
Estos dos métodos de diseño se estudiarán más a fondo en el Capítulo 11 de este texto. En este capítulo, se determinará la resistencia disponible de los miembros a compresión,
£Pn, en marcos de edificios calculando KL con el uso del Método de la longitud efectiva.
200
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.2
7.2
Una exposición más amplia de las longitudes efectivas
201
UNA EXPOSICIÓN MÁS AMPLIA DE LAS LONGITUDES EFECTIVAS
El concepto de longitud efectiva se introdujo en el Capítulo 5 y se presentaron algunos factores de K en la Tabla 5.1. Estos factores se obtuvieron para columnas con ciertas condiciones
idealizadas de restricción en sus extremos, que pueden ser muy diferentes con respecto a las
condiciones prácticas de diseño. Los valores tabulados son normalmente satisfactorios para
diseños preliminares y para situaciones en las que el desplazamiento lateral (ladeo) está
impedido por soportes laterales. Sin embargo, si las columnas forman parte de un marco continuo sometido a desplazamiento lateral, es a menudo conveniente efectuar un análisis más
detallado, como se describe en esta sección. En menor grado, esto es también conveniente
para columnas en marcos arriostrados contra desplazamiento lateral.
Es adecuado hacer algunos comentarios respecto al desplazamiento lateral en relación con las longitudes efectivas. En este sentido el desplazamiento lateral se refiere a un tipo
de pandeo. En estructuras estáticamente indeterminadas el desplazamiento lateral ocurre
donde los marcos se curvan lateralmente debido a la presencia de cargas laterales, o cargas
verticales asimétricas, o donde los marcos son asimétricos. Asimismo el desplazamiento lateral ocurre en columnas cuyos extremos se pueden mover transversalmente cuando son
cargadas hasta que ocurre el pandeo.
Si se usan marcos con arriostramiento diagonal o muros rígidos de cortante, las columnas no sufrirán ladeo y tendrán algo de restricción rotatoria en sus extremos. Para estas
situaciones, ilustradas en la Figura 7.1, los factores K estarán entre los casos (a) y (d) de la
Tabla 5.1.
El Apéndice 7 (7.2.3(a)) de la Especificación del AISC establece que debe usarse K = 1.0
para columnas en marcos con ladeo impedido, a menos que un análisis muestre que puede
usarse un menor valor. Una especificación como K = 1.0 es con frecuencia un valor bastante
conservador, y un análisis como el descrito aquí puede conducir a algunos ahorros.
La longitud efectiva verdadera de una columna es una propiedad de toda la estructura
de la cual forma parte. En muchos edificios existentes es probable que los muros de mampostería proporcionen suficiente soporte lateral para impedir el ladeo. Sin embargo, cuando se
usan muros de cortina ligeros, como se hace con frecuencia en los edificios modernos, tal vez
se tendrá poca resistencia al ladeo. En los edificios altos está presente también el ladeo en
cantidades apreciables, a menos que se use un sistema de arriostramiento diagonal o muros
de cortante. Para esos casos parece lógico suponer que la resistencia al ladeo sea proporcionada principalmente por la rigidez lateral del marco solo.
Pueden usarse análisis matemáticos teóricos para determinar las longitudes efectivas,
pero tales procedimientos son usualmente muy largos y tal vez muy difíciles para el ingeniero promedio. El procedimiento usual es consultar la Tabla 5.1, interpolando entre los valores
idealizados según lo considere apropiado el ingeniero, o bien los nomogramas descritos en
esta sección.
El método más común para obtener las longitudes efectivas es emplear los nomogramas mostrados en la Figura 7.2. Fueron desarrollados por O. G. Julian y L. S. Lawrence, y
frecuentemente se les conoce como los nomogramas de Jackson y Moreland, en honor de
la compañía donde trabajaban Julian y Lawrence.1, 2 Los nomogramas se desarrollaron a
1
O. G. Julian y L. S. Lawrence, “Notes on J and L Monograms for Determination of Effective Lengths”
(1959). Sin publicar.
2
Structural Stability Research Council, Guide to Stability Design Criteria for Metal Structures, 4a. ed., T.
V. Galambos, ed. (Nueva York: Wiley, 1988.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
202
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Figura 7.1
Ladeo impedido.
(a) Arriostramiento diagonal
(b) Muro de cortante
partir de un análisis de pendiente-deflexión de los marcos, incluyendo el efecto de las cargas
en las columnas. Un nomograma se desarrolló para columnas arriostradas contra ladeo y
el otro para columnas sometidas a ladeo. Su uso permite al ingeniero estructurista obtener
buenos valores de K sin tener que usar largos procedimientos de tanteos con las ecuaciones
de pandeo.
Para usar los nomogramas es necesario proponer primero tamaños preliminares para
las trabes y columnas que se conectan con la columna en consideración antes de poder determinar el factor K para esa columna. En otras palabras, antes de poder usar el nomograma,
tenemos que suponer tamaños para los miembros o llevar a cabo un diseño preliminar.
Cuando decimos que el ladeo está impedido, significa que se tienen otros elementos
aparte de trabes y columnas para impedir la traslación horizontal de los nudos. Esto significa
que tenemos un sistema bien definido de arriostramiento lateral, o bien muros de cortante.
Si decimos que el ladeo no está impedido, esto significa que la resistencia a la traslación horizontal es suministrada sólo por la resistencia a la flexión y la rigidez de las trabes y vigas del
marco en consideración con sus juntas continuas.
La resistencia a la rotación proporcionada por las vigas y trabes que se unen en el extremo de una columna depende de las rigideces rotacionales de esos miembros. El momento
necesario para producir una rotación unitaria en un extremo de un miembro, cuando el otro
está empotrado se denomina rigidez rotatoria (angular). De nuestros estudios de análisis estructural, esto resulta ser igual a 4EI/L para un miembro homogéneo de sección transversal
constante. Con base en lo anterior podemos decir que la restricción rotatoria en el extremo
de una columna particular es proporcional a la razón de la suma de las rigideces de las columnas a la suma de las rigideces de las trabes que se unen en ese nudo, o sea
Ec Ic
4EI
a L
a L de las columnas
c
G =
=
.
Eg Ig
4EI
de
las
trabes
a L
a L
g
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.2
Una exposición más amplia de las longitudes efectivas
GA
⬁
50.0
10.0
5.0
4.0
3.0
K
1.0
0.9
203
GB
⬁
50.0
10.0
5.0
4.0
3.0
2.0
2.0
0.8
Los subíndices A y B se refieren a los nudos en los
extremos de las columnas consideradas. G se define
como:
EcIc
aa L b
c
G =
EgIg
aa L b
1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.7
0.4
0.4
Ecuación (C-A-7-2) del AISC
0.3
0.3
g
0.6
0.2
El símbolo © es la sumatoria de todos los miembros
conectados rígidamente al nudo localizados en el
plano de pandeo de la columna considerada. Ec es
el módulo elástico de la columna, Ic es el momento
de inercia de la columna, y Lc es la longitud no
soportada de la columna. Eg es el módulo elástico
de la trabe; Ig es el momento de inercia de la trabe,
y Lg es la longitud no soportada de la trabe o de
otro miembro restrictivo. Ic e Ig se toman respecto a
ejes perpendiculares al plano de pandeo que se está
considerando. Los nomogramas son válidos para
diferentes materiales si se usa una rigidez apropiada,
EI, en el cálculo de G.
Ajustes para columnas con condiciones de
extremo diferentes. Para extremos de columnas
soportadas, pero no rígidamente conectadas a la
cimentación o la zapata, G es teóricamente igual
a infinito, pero a menos que la unión se construya
como una verdadera articulación sin fricción, se
deberá tomar igual a 10 para diseños prácticos. Si la
columna está unida rígidamente en su extremo a la
cimentación, G puede tomarse igual a 1.0. Se pueden
usar valores menores si se justifican analíticamente.
Tomado de la Especificación del American
Institute of Steel Construction, ANSI/AISC 360-10,
Comentario del Apéndice 7. Figura C-A-7.1 y C-A7.2, pp. 16.1-512 y 16.1-513 (Chicago: AISC, 2010).
“Derechos reservados © American Institute of Steel
Construction. Reproducido con autorización. Todos
los derechos reservados.”
0.2
0.1
0.1
0.0
0.5
0.0
(a) Ladeo impedido (marco arriostrado)
GA
K
⬁
100.0
50.0
30.0
20.0
10.0
8.0
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
⬁
20.0
10.0
5.0
4.0
Ejemplo 7-1
del miembro
AB
3.0
2.0
1.76
GB
⬁
100.0
50.0
30.0
20.0
10.0
8.0
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
2.0
2.0
1.5
1.0
1.0
0.0
1.0
0.0
(b) Ladeo no impedido (marco rígido)
Figura 7.2
Nomogramas de Jackson y Moreland para determinar longitudes efectivas de columnas en marcos continuos.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
204
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Shearson Lehman/Centro de Servicios Informativos de la
American Express, en Nueva York. (Cortesía de Owen Steel
Company, Inc.)
En la aplicación de los nomogramas, los factores G en las bases de las columnas son
bastante variables. Se recomienda aplicar las dos reglas siguientes para obtener sus valores:
1. Para columnas articuladas, G es teóricamente infinito, como cuando una columna está
conectada a una zapata por medio de una articulación sin fricción. Como en realidad
tal conexión nunca está libre de fricción, se recomienda que G se tome igual a 10 cuando se usen tales soportes no rígidos.
2. Para conexiones rígidas de columnas a zapatas, G teóricamente tiende a cero, pero
desde un punto de vista práctico, se recomienda un valor de 1.0, ya que ninguna conexión es perfectamente rígida.
Los Ejemplos 7-1 y 7-2 ilustran la determinación de los factores K para las columnas
de un marco de acero mediante nomogramas. Se dan los siguientes pasos:
1. Seleccione el nomograma apropiado (ladeo impedido o ladeo no impedido).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.3
Marcos que cumplen con las hipótesis de los nomogramas 205
Trabe
Figura 7.3.
2. Calcule G en cada extremo de la columna y designe los valores GA y GB como se desee.
3. Dibuje una línea recta sobre el nomograma entre los valores GA y GB y lea K donde
la línea corte a la escala K central.
Cuando se calculan los factores G para una estructura de marco rígido (rígido en ambas direcciones), la resistencia de torsión de las trabes perpendiculares generalmente se desprecia en los cálculos. Con referencia a la Figura 7.3, se supone que estamos calculando G
para el nudo mostrado por pandeo en el plano del papel. Para tal caso, la resistencia de torsión
de la trabe mostrada, que es perpendicular al plano considerado, probablemente se desprecie.
Si las trabes en un nudo son muy rígidas (es decir, tienen valores EI/L muy grandes),
el valor de G = ©(EcIc/Lc)/©(EgIg/Lg) tenderá a cero y los factores K serán pequeños. Si G
es muy pequeño, los momentos de la columna no harán girar mucho el nudo, por lo que éste
estará cercano a una condición de empotramiento. Sin embargo, G es usualmente mayor que
cero en forma apreciable, dando como resultado valores considerablemente mayores para K.
Las longitudes efectivas de cada una de las columnas de un marco se estiman con los
nomogramas en el Ejemplo 7.1. (Cuando el ladeo es posible, se encontrará que las longitudes efectivas son siempre mayores que las longitudes reales, como se ilustra en este ejemplo. Cuando los marcos están arriostrados de tal manera que el ladeo no es posible, K será
menor que 1.0.) Un diseño inicial nos ha dado dimensiones preliminares para cada uno de
los miembros del marco. Después de determinar las longitudes efectivas, cada columna se
rediseña. Si los tamaños cambian apreciablemente, nuevas longitudes efectivas pueden determinarse, el diseño de las columnas se repite, etc. Se usan varias tablas en la solución de
este ejemplo. Éstas se entienden fácilmente una vez que se examinan las notas dadas en los
nomogramas.
7.3
MARCOS QUE CUMPLEN CON LAS HIPÓTESIS DE LOS NOMOGRAMAS
Los nomogramas de Jackson y Moreland se desarrollaron basándose en un cierto conjunto
de hipótesis, cuya lista completa se da en la Sección 7.2 del Comentario del Apéndice 7 de la
Especificación del AISC. Entre estas hipótesis están las siguientes:
1. Los miembros son elásticos, tienen sección transversal constante, y están conectados
con nudos rígidos.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
206
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
2. Todas las columnas se pandean simultáneamente.
3. Para marcos arriostrados, los giros en los extremos opuestos de cada viga son de igual
magnitud, y cada viga se flexiona con curvatura simple.
4. Para marcos no arriostrados, los giros en los extremos opuestos de cada viga son de
igual magnitud, pero cada viga se flexiona con curvatura doble.
5. Las fuerzas axiales de compresión en las trabes son despreciables.
Se supone que el marco de la Figura 7.4 cumple con todas las hipótesis para las cuales
se desarrollaron los nomogramas. Los factores de longitud efectiva de columna se determinan de los monogramas, como se muestra en el Ejemplo 7-1.
Ejemplo 7-1
Determine el factor de longitud efectiva de cada una de las columnas del marco mostrado en
la Figura 7.4 si éste no está arriostrado contra ladeo. Use los nomogramas de la Figura 7.2 (b).
I
W8 24
W8 24
W18 50
B
W16 57
F
W8 40
W16 36
C
W18 97
W8 40
A
D
12 pies 144 plg
G
30 pies 360 plg
20 pies 240 plg
Figura 7.4.
H
W8 24
W8 24
E
10 pies 120 plg
Solución. Factores de rigidez: se supone que E es igual a 29 000 klb/plg2 para todos los miembros y por tanto se desprecia en la ecuación para calcular G.
Miembro
Columnas
Trabes
Perfil
I
L
I/L
AB
W8 * 24
82.7
144
0.574
BC
W8 * 24
82.7
120
0.689
DE
W8 * 40
146
144
1.014
EF
W8 * 40
146
120
1.217
GH
W8 * 24
82.7
144
0.574
HI
W8 * 24
82.7
120
0.689
BE
W18 * 50
800
240
3.333
CF
c EH
W16 * 36
448
240
1.867
W18 * 97
1750
360
4.861
FI
W16 * 57
758
360
2.106
e
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.3
Marcos que cumplen con las hipótesis de los nomogramas 207
Factores G para cada nudo:
Nudo
A
π1Ic/Lc2/π1Ig/Lg2
G
Columna articulada, G = 10
10.0
0.574 + 0.689
3.333
0.689
1.867
B
C
0.379
0.369
Columna articulada, G = 10
1.014 + 1.217
13.333 + 4.8612
D
E
F
1.217
11.867 + 2.1062
G
Columna articulada, G = 10
I
0.272
0.306
0.574 + 0.689
4.861
0.689
2.106
H
10.0
10.0
0.260
0.327
Factores K de columna según el nomograma [Figura 7.2 (b)]:
Columna
AB
BC
DE
EF
GH
HI
GA
10.0
0.379
10.0
0.272
10.0
0.260
GB
0.379
K*
1.76
0.369
1.12
0.272
1.74
0.306
1.10
0.260
1.73
0.327
1.10
*Es un poco difícil leer los nomogramas con los tres
decimales mostrados aquí por el autor. Éste ha usado
una copia mayor de la Figura 7.2 para su trabajo. Para todo
propósito de diseño práctico, los valores K se pueden leer
con dos decimales, lo que se puede lograr fácilmente con
esta figura.
Para la mayoría de los edificios, los valores de Kx y Ky deben examinarse por separado.
La razón para tal estudio individual estriba en las posibles condiciones diferentes de arriostramiento en las dos direcciones. Muchos marcos de múltiples niveles consisten en marcos
rígidos en una dirección y en marcos conectados convencionalmente susceptibles de ladeo
en la otra. Además, los puntos de soporte lateral pueden a menudo estar situados en lugares
completamente diferentes en los dos planos.
Se dispone de un conjunto de ecuaciones bastante sencillas para calcular los factores
de longitud efectiva. En algunas ocasiones, el ingeniero estructurista puede encontrar más
conveniente usar esas ecuaciones que los nomogramas antes descritos. Tal vez la situación
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
208
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
más útil es cuando se aplican a programas de computadora. Puede verse que resulta muy
inconveniente detenerse en medio de un diseño con computadora para leer factores K en
los nomogramas y volver a entrar con ellos al programa. Sin embargo, las ecuaciones pueden
incluirse fácilmente en los programas, eliminando la necesidad de usar nomogramas.3
El nomograma de la Figura 7.2(b) para marcos con ladeo siempre da valores K Ú 1.0.
De hecho, factores K calculados de 2.0 a 3.0 son comunes y ocasionalmente se obtienen valores mayores. A muchos proyectistas estos valores tan grandes no les parecen razonables.
Si se obtienen factores K aparentemente muy altos, el proyectista deberá revisar con sumo
cuidado los valores que adoptó del nomograma (es decir, los valores G), así como las hipótesis básicas usadas al preparar éste. Estas hipótesis se analizan con detalle en las Secciones
7.4 y 7.5.
7.4
MARCOS QUE NO CUMPLEN CON LAS HIPÓTESIS DE LOS NOMOGRAMAS
CON RESPECTO A LOS GIROS DE LOS NUDOS
En esta sección, se presentan algunos comentarios con respecto a marcos cuyos giros de
nudos (y por tanto la rigidez de sus vigas) no concuerdan con las hipótesis hechas para desarrollar los nomogramas.
Mediante el análisis estructural puede mostrarse que el giro en el punto B del marco
de la Figura 7.5 es dos veces el giro de B supuesto en la elaboración de los nomogramas. Por
lo tanto, la viga BC en la figura es solamente la mitad de rígida que el valor supuesto para el
desarrollo de los nomogramas.
Los nomogramas de Jackson y Moreland se pueden usar con exactitud para situaciones en las cuales los giros son diferentes de los supuestos haciendo ajustes a las rigideces de
viga calculadas antes de leer los valores del nomograma. Mediante el análisis estructural
también se pueden determinar las rigideces relativas para situaciones que no sean la mostrada en la Figura 7.5. La Tabla 7.1 presenta factores de corrección que se multiplican por las
rigideces de viga calculadas, para situaciones donde las condiciones de extremo de las vigas
son diferentes de las supuestas para el desarrollo de los nomogramas.
El Ejemplo 7-2 muestra cómo aplicar los factores de corrección a un marco de edificio
donde los giros en los extremos de algunas de las vigas varían de las condiciones supuestas
de los nomogramas.
B
C
A
Figura 7.5.
3
P. Dumonteil, “Simple Equations for Effective Length Factors”, Engineering Journal, AISC, vol. 29,
Núm. 3 (3er. trimestre, 1992), pp. 111-115.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.4
Marcos que no cumplen con las hipótesis de los nomogramas con respecto a...
209
TABLA 7.1 Multiplicadores para miembros unidos rígidamente
Condición en el extremo
opuesto de la trabe
Desplazamiento impedido,
multiplique por:
Desplazamiento no impedido,
multiplique por:
Articulado
Empotrado contra el giro
1.5
2.0
0.5
0.67
Ejemplo 7-2
Determine los factores K para cada una de las columnas del marco mostrado en la Figura
7.6. Aquí, se han seleccionado tentativamente perfiles W para cada uno de los miembros del
marco y se han determinado sus valores I/L que se muestran en la figura.
Solución. Primero, se calculan los factores G para cada nudo en el marco. En este cálculo, los valores I/L de los miembros FI y GJ se multiplican por los factores apropiados de
la Tabla 7.1.
1.
2.
Para el miembro FI, el valor I/L se multiplica por 2.0, ya que su extremo opuesto
está empotrado y no hay desplazamiento en ese nivel.
Para el miembro GJ, I/L se multiplica por 1.5, ya que su extremo opuesto está
articulado y no hay desplazamiento en ese nivel.
GA = 10 como se describe en la Sección 7.2, columna articulada
23.2 + 23.2
= 0.663
70
23.2 + 20.47
= 0.624
GC =
70
GB =
Perfiles de acero, incluyendo
sus valores I/L.
Alfaomega
B
W24 ⫻ 76 (70)
W12 ⫻ 40
(20.47)
W24 ⫻ 76 (70)
H
15 pies
G W18 ⫻ 35 (21.25)
W12 ⫻ 58
(31.67)
C
W18 ⫻ 50 (26.67)
J
15 pies
F W24 ⫻ 55 (56.25)
W12 ⫻ 58
(31.67)
Figura 7.6
W12 ⫻ 45
(23.2)
W12 ⫻ 45
(23.2)
W12 ⫻ 40
(20.47)
D
I
15 pies
E
A
30 pies
24 pies
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
210
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
GD =
GE =
GF =
GG =
GH =
20.47
= 0.768
26.67
1.0 como se describe en la Sección 7.2, columna empotrada
31.67 + 31.67
= 0.347
70 + 12.02156.252
31.67 + 20.47
= 0.512
70 + 11.52121.252
20.47
= 0.768
26.67
Finalmente, los factores K se seleccionan del nomograma apropiado de la Figura 7.2.
Columna
AB
BC
CD
EF
FG
GH
Factores G
10 y 0.663
0.663 y 0.624
0.624 y 0.768
1.0 y 0.347
0.347 y 0.512
0.512 y 0.768
Nomograma usado
7.2 a) sin desplazamiento
7.2 a) sin desplazamiento
7.2 b) con desplazamiento
7.2 a) sin desplazamiento
7.2 a) sin desplazamiento
7.2 b) con desplazamiento
Factores K
0.83
0.72
1.23
0.71
0.67
1.21
Base Robins de la Fuerza Aérea, GA. (Cortesía de Britt, Peters y asociados.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.5 Factores de reducción de la rigidez
7.5
211
FACTORES DE REDUCCIÓN DE LA RIGIDEZ
Como se mencionó anteriormente, los nomogramas se elaboraron con base en un conjunto de condiciones idealizadas que rara vez se dan en una estructura real. Algunas de estas condiciones son las siguientes: el comportamiento de las columnas es elástico, todas las
columnas se pandean simultáneamente, todos los miembros tienen secciones transversales
constantes, todos los nudos son rígidos, etcétera.
Si las condiciones reales son diferentes de las supuestas, se pueden obtener de los nomogramas valores K muy grandes y los diseños resultantes serán sumamente conservadores.
Un gran porcentaje de columnas fallan en el intervalo inelástico, pero los nomogramas se
preparan suponiendo comportamiento elástico. Esta situación expuesta previamente en el
Capítulo 5 se ilustra en la Figura 7.7. Para estos casos los valores de K son muy conservadores y deben corregirse como se describe en esta sección.
En el intervalo elástico la rigidez de una columna es proporcional a EI, en donde
E = 29 000 klb/plg2, en tanto que en el intervalo inelástico la rigidez es más bien proporcional
a ETI, en donde ET es el módulo reducido o el módulo tangente.
En los nomogramas se mostró que la resistencia al pandeo de columnas en estructuras reticulares está relacionada con
G =
©1EI/L2 de las columnas
rigidez de la columna
=
rigidez de la trabe
©1EI/L2 de las trabes
Si las columnas se comportan elásticamente, el módulo de elasticidad se cancela en la
expresión anterior para G. Sin embargo, si el comportamiento de la columna es inelástico, los
factores de rigidez de la columna serán menores e iguales a ETI/L. Como resultado, el factor
G usado para consultar el nomograma será menor y el factor K seleccionado del nomograma
resultará más pequeño.
Aunque los nomogramas se elaboraron para una acción elástica de las columnas, pueden usarse para una situación inelástica si el valor de G se multiplica por un factor de corrección, tb. Este factor de reducción se especifica en la Sección C2-3 de la Especificación AISC.
Fcr
Elástico
Inelástico
Figura 7.7.
Alfaomega
Longitud no soportada
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
212
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
TABLA 7.2
Factor de reducción de rigidez, tb.
Fy, klb/plg2
ASD LRFD
Pa
Ag
Pu
Ag
35
36
42
46
ASD
LRFD
ASD
LRFD
ASD
45
44
43
42
41
40
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
0.0930
0.181
–
–
–
–
–
–
39
38
37
36
35
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
–
0.108
–
–
–
–
–
0.265
0.345
0.420
0.490
0.556
34
33
32
31
30
–
–
–
–
–
0.111
0.216
0.313
0.405
0.490
–
–
–
–
–
0.210
0.306
0.395
0.478
0.556
–
–
–
–
–
29
28
27
26
25
–
–
–
–
–
0.568
0.640
0.705
0.764
0.816
–
–
–
–
–
0.627
0.691
0.750
0.802
0.849
24
23
22
21
20
–
–
–
0.154
0.313
0.862
0.901
0.934
0.960
0.980
–
–
0.0869
0.249
0.395
19
18
17
16
15
0.457
0.583
0.693
0.786
0.862
0.993
0.999
1.00
0.525
0.640
0.739
0.822
0.889
14
13
12
11
10
0.922
0.964
0.991
1.00
0.940
0.976
0.996
1.00
LRFD
ASD
50
LRFD
ASD
LRFD
0.0851
0.166
0.244
0.318
0.388
0.454
–
–
–
–
–
–
0.360
0.422
0.482
0.538
0.590
0.640
–
–
–
–
–
0.516
0.575
0.629
0.681
0.728
–
–
–
–
–
0.686
0.730
0.770
0.806
0.840
0.617
0.673
0.726
0.773
0.816
–
–
–
–
–
0.771
0.811
0.847
0.879
0.907
–
–
–
0.0317
0.154
0.870
0.898
0.922
0.942
0.960
–
–
–
0.0377
0.181
0.855
0.889
0.918
0.943
0.964
–
0.102
0.229
0.346
0.454
0.932
0.953
0.970
0.983
0.992
0.267
0.373
0.470
0.559
0.640
0.974
0.986
0.994
0.998
1.00
0.889
0.923
0.951
0.972
0.988
0.313
0.434
0.543
0.640
0.726
0.980
0.991
0.998
1.00
0.552
0.640
0.719
0.788
0.847
0.998
1.00
0.713
0.777
0.834
0.882
0.922
0.997
1.00
0.800
0.862
0.913
0.952
0.980
0.896
0.936
0.967
0.987
0.998
0.996
1.00
1.00
0.953
0.977
0.992
0.999
1.00
9
8
7
6
5
–Indica que el parámetro de reducción de rigidez no es aplicable porque la resistencia requerida sobrepasa a la
resistencia disponible para KL/r = 0.
Fuente: Manual del AISC, Tabla 4-21, p. 4-321, 14a. ed., 2011. “Derechos reservados ©
American Institute of Steel Construction. Reproducido con autorización. Todos los
derechos reservados.”
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.5 Factores de reducción de la rigidez
213
Si aPr>Py es menor que o igual a 0.5, entonces tb es igual a 1.0 según la Ecuación C2-2a del
AISC. Si aPr>Py es mayor que 0.5 entonces tb = 4(aPr>Py)[1 - (aPr>Py)] según la Ecuación
C2-2b del AISC. El factor a se toma igual a 1.0 para el método LRFD y como 1.6 para la base
de diseño ASD. Pr es la resistencia axial a compresión requerida usando las combinaciones
de carga LRFD o ASD, Pu o Pa respectivamente. Py es la resistencia axial a la fluencia, Fy
multiplicada por el área total de la columna, Ag. Los valores de tb se muestran para diversos
valores de Pu>Ag y Pa>Ag en la Tabla 7.2, que es la Tabla 4-21 del Manual del AISC.
Entonces se usa el factor tb para reducir la rigidez de la columna en la ecuación para
calcular G, donde G(inelástico) =
tb a (Ic>Lc)
a (Ig>Lg)
= tbG(elástico) Si el extremo de la columna está
articulado (G = 10.0) o empotrado (G = 1.0), el valor de G en ese extremo no deberá multiplicarse por un factor de reducción de rigidez.
El Ejemplo 7-3 ilustra los pasos que se usan para la determinación del factor de longitud efectiva inelástica para una columna en un marco con desplazamientos laterales. Se verá
en este ejemplo que el autor sólo ha considerado comportamiento en un plano y sólo flexión
respecto al eje x. Como consecuencia del comportamiento inelástico, el factor de longitud
efectiva se reduce apreciablemente.
Las estructuras diseñadas por el análisis inelástico deben satisfacer las disposiciones
del Apéndice 1 de la Especificación del AISC.
Ejemplo 7-3
a) Determine el factor de longitud efectiva para la columna AB del marco no arriostrado mostrado en la Figura 7.8, suponiendo que tenemos comportamiento elástico
y que se cumplen todas las otras hipótesis para el desarrollo de los nomogramas.
PD = 450 klb, PL = 700 klb, Fy = 50 klb/plg2. Suponga que la columna AB es una W12 *
170 y las columnas arriba y abajo son como se indica en la figura.
b) Repita la parte (a) si se considera comportamiento inelástico de la columna.
W12 ⫻ 152
W21 ⫻ 50
(I ⫽ 984 plg4)
W21 ⫻ 50
12 pies
W21 ⫻ 50
A
12 pies
B W21 ⫻ 50
W12 ⫻ 170
30 pies
Figura 7.8.
12 pies
30 pies
Solución
LRFD
Pu = (1.2)(450) + (1.6)(700) = 1 600 klb
Alfaomega
ASD
Pu = 4.50 + 700 = 1 150 klb
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
214
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
a) Suponiendo que la columna esté en el rango elástico.
Usando W12 * 170 (A = 50 plg2, Ix = 1 650 plg4) para la columna AB y para la columna de abajo.
Usando W12 * 152 (A = 44.7 plg2, Ix = 1 430 plg4) para la columna de arriba.
GA =
a (Ic>Lc)
a (Ig>Lg)
GB =
=
a (Ic>Lc)
a (Ig>Lg)
1 430 1 650
+
12
12
2¢
2¢
=
1 650
≤
12
2¢
= 3.91
984
≤
30
= 4.19
984
≤
30
Del nomograma de la Figura 7.2(b)
K = 2.05
b) Solución inelástica
LRFD
ASD
a = 1.6
a = 1.0
Pr = Pu = 1 660 klb
Pr = Pa = 1 150 klb
Py = FyAg = 50 klb/plg (50 plg ) = 2 500 klb
2
a
Pr
Py
=
1.0(1 660)
2 500
2
= 0.664 7 0.5
Py = FyAg = 50 klb/plg2 (50 plg2) = 2 500 klb
a
Pr
Py
=
1.6(1 150)
2 500
= 0.736 7 0.5
Use la Ecuación C2-2b del AISC
Use la Ecuación C2-2b del AISC
Pr
bd
b c1 - a a
tb = 4 aa
Py
Py
tb = 4 a a
tb = 4(0.664)[1 - (0.664)]
tb = 4(0.736)[1 - (0.736)]
tb = 0.892
tb = 0.777
Determine tb de la Tabla 7.2
Determine tb de la Tabla 7.2
Pu
1 660
=
= 33.2
Ag
50
Pa
1 150
= 23
=
Ag
50
Pr
‹ tb = 0.892
Pr
Py
b c1 - aa
Pr
Py
bd
‹ tb = 0.777
GA(inelástico) = tb GA(elástico)
GA(inelástico) = tb GA(elástico)
0.892 (3.91) = 3.49
0.777 (3.91) = 3.04
GB(inelástico) = tb GB(elástico)
GB(inelástico) = tb GA(elástico)
0.892 (4.19) = 3.74
0.777 (4.19) = 3.26
Del nomograma de la Figura 7.2(b)
K = 1.96
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Del nomograma de la Figura 7.2(b)
K = 1.86
Alfaomega
7.6
7.6
Diseño en un plano de columnas apoyadas entre sí 215
DISEÑO EN UN PLANO DE COLUMNAS APOYADAS ENTRE SÍ
Cuando se tiene un marco sin arriostrar con vigas rígidamente conectadas a columnas, se
puede diseñar con seguridad cada columna usando el nomograma con ladeo no impedido
para obtener los factores K (que probablemente serán bastante mayores que 1.0).
Una columna no puede pandearse por ladeo a menos que todas las columnas en el
mismo piso se pandeen por ladeo. Una de las hipótesis supuestas al preparar el nomograma
de la Figura 7.2(b) es que todas las columnas del piso se pandean al mismo tiempo. Si esta
hipótesis es correcta, las columnas no pueden soportarse entre sí, porque si una está a punto
de pandearse, las demás también estarán en esa condición.
Sin embargo, en algunos casos ciertas columnas en un marco tienen un exceso de resistencia al pandeo. Si, por ejemplo, las cargas de pandeo de las columnas exteriores del marco
sin arriostrar de la Figura 7.9 no se han alcanzado cuando se alcanzan las cargas de pandeo
de las columnas interiores, el marco no se pandeará. En efecto, las columnas interiores se
apoyarán sobre las exteriores, o sea que las columnas exteriores arriostrarán a las interiores.
Para esta situación se proporciona una resistencia al cortante en las columnas exteriores que
resiste la tendencia al ladeo.4
Una columna articulada en su extremo que no ayuda a proporcionar estabilidad lateral a una estructura se denomina columna apoyada. Tal columna depende de las otras
partes de la estructura para proporcionar estabilidad lateral. La Sección 7.2 del Apéndice 7
del Comentario del AISC establece que los efectos de las columnas apoyadas cargadas por
gravedad deberán incluirse en el diseño de columnas de marcos sometidos a momento.
Existen muchas situaciones prácticas en las que algunas columnas tienen resistencia
excesiva al pandeo. Esto puede pasar cuando el diseño de diferentes columnas de un piso
depende de diferentes condiciones de carga. Para estos casos, la falla del marco ocurrirá sólo
cuando las cargas por gravedad se incrementen lo suficiente para contrarrestar la resistencia
adicional de las columnas menos cargadas. Como consecuencia, las cargas críticas de las
columnas interiores de la Figura 7.7 se incrementan y sus longitudes efectivas decrecen. En
otras palabras, si las columnas exteriores están soportando a las interiores contra el ladeo,
los factores K para esas columnas interiores se aproximan a 1.0. Yura5 afirma que la longitud
efectiva de algunas de las columnas en un marco sujeto a ladeo puede reducirse a 1.0 en este
tipo de situaciones, aun cuando aparentemente no está presente ningún sistema de soporte
lateral o de arriostramiento.
Figura 7.9.
4
J. A. Yura, ”The Effective Length of Columns in Unbraced Frames”, Engineering Journal, AISC, vol. 8,
Núm. 2 (segundo trimestre, 1971), pp. 37-42.
5
Ibid., pp. 39-40.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
216
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
200 klb
700 klb
200 klb
700 klb
200 klb
500 klb
⌬
700⌬
200⌬
Figura 7.10.
(a)
(b)
(c)
El efecto neto de la información presentada aquí es que la carga total por gravedad
que un marco sin soporte lateral puede resistir, es igual a la suma de las resistencias de las
columnas individuales. En otras palabras, la carga total por gravedad que puede ocasionar
pandeo por ladeo en un marco, puede repartirse entre las columnas en cualquier proporción,
con la condición de que la carga máxima aplicada a cualquier columna no exceda la máxima
carga que la columna podría resistir si estuviese soportada contra el ladeo con K = 1.0.
En la exposición que sigue nos referiremos al marco sin soporte lateral de la Figura
7.10(a). Se supone que cada columna tiene una K = 2.0 y se pandeará bajo las cargas mostradas.
Cuando el ladeo ocurra, el marco se inclinará hacia un lado como se muestra en la
parte (b) de la figura y se desarrollarán momentos P¢ iguales a 200¢ y 700¢.
Suponga que cargamos el marco con 200 klb en la columna izquierda y con 500 klb
en la columna derecha (200 klb menos que antes). Sabemos que para esta situación, que se
muestra en la parte (c) de la figura, el marco no se pandeará por ladeo hasta que se alcance
un momento de 700¢ en la base de la columna derecha. Esto significa que la columna derecha puede tomar un momento adicional de 200¢. Entonces, como afirma Yura, la columna
derecha tiene una reserva de resistencia que puede usarse para soportar la columna izquierda y prevenir su pandeo por ladeo.
Obviamente, la columna izquierda está ahora soportada contra el ladeo, y el pandeo
por ladeo no ocurrirá hasta que el momento en su base alcance el valor 200¢. Por lo tanto,
se puede diseñar con un factor K menor de 2.0 y puede soportar una carga adicional de 200
klb, obteniéndose así un total de 400 klb; sin embargo, esta carga no debe ser mayor que la
capacidad que se obtendría si la columna estuviese soportada lateralmente contra el ladeo con
K = 1.0. Debe mencionarse que la carga total que el marco puede soportar sigue siendo de
900 klb, como en la parte (a) de la figura.
La ventaja del comportamiento del marco descrito aquí se ilustra en la Figura 7.11.
En este caso, las columnas interiores de un marco están soportadas contra el ladeo por las
columnas exteriores. Se supone entonces que cada columna interior tiene factores K = 1.0.
Éstas se diseñan para las cargas factorizadas mostradas (660 klb cada una). Luego se determinan los factores K para las columnas exteriores con el nomograma de ladeo no impedido
de la Figura 7.2 y cada una se diseña para cargas iguales a 440 + 660 = 1 100 klb. Para entender completamente el beneficio de la teoría de la columna más apoyada, primero debemos
percatarnos de que se supone que el marco está arriostrado contra el ladeo en la dirección
y que está fuera del plano de modo que Ky = 1.0. Cada una de las columnas extremas de
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.6
Diseño en un plano de columnas apoyadas entre sí 217
la Figura 7.11 deberá soportar 440 klb + 660 klb, pero estas cargas tenderán a pandear las
KL
columnas extremas alrededor del eje x. Como resultado el valor
usado para determinar
r
Fcr
KL
KL
fcFcr ¢o
b y no el valor mucho mayor de a
b .
≤ es a
r x
r y
Æc
Ejemplo 7-4
Para el marco de la Figura 7.11, que consiste en acero de 50 klb/plg2, las vigas están rígidamente conectadas a las columnas exteriores, mientras que todas las demás conexiones son
simples. Las columnas están soportadas lateralmente arriba y abajo contra desplazamientos
laterales (ladeo) hacia afuera del plano del marco, de modo que Ky = 1.0 en esa dirección. El
ladeo es posible en el plano del marco. Usando el método LRFD, diseñe las columnas interiores suponiendo que Kx = Ky = 1.0, y diseñe las columnas exteriores con Kx determinado
a partir del nomograma y Pu = 1 100 klb. (Con este enfoque del pandeo de columna, las columnas interiores no podrían soportar carga en absoluto, ya que parecen ser inestables bajo
condiciones de ladeo.) Se supone que las columnas extremas no tienen momento de flexión
en la parte superior del miembro.
Solución. Diseño de las columnas interiores:
Suponemos Kx = Ky = 1.0, KL = (1.0)(15) = 15 pies, Pu = 660 klb.
Use W14 * 74; fPn = 667 klb 7 Pu = 660 klb
Diseño de las columnas exteriores:
En el plano Pu = 440 + 660 = 1 100 klb, Kx se determina con el nomograma. Se calcula un tamaño de columna un poco mayor que el necesario para Pu = 1 100 klb. Ensayamos una W14
* 120 (A = 35.3 plg2, Ix = 1 380 plg4, rx = 6.24 plg, ry = 3.74 plg).
Garriba =
1 380/15
= 2.63
2 100/30 * 0.5
(observando que la rigidez de la trabe se multiplica por 0.5, ya que se permite el ladeo y el
extremo alejado de ella está articulado).
Gabajo = 10
Kx = 2.22 de la Figura 7.2(b)
Pu ⫽ 440 klb
Conexión rígida
Pu ⫽ 660 klb
Pu ⫽ 660 klb
Pu ⫽ 440 klb
Conexión rígida
W24 ⫻ 76
(Ix ⫽ 2 100 plg4)
1
30 pies
Conexiones
2 simples
30 pies
15 pies
3
4
30 pies
Figura 7.11.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
218
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
12.222112 * 152
KxLx
=
= 64.04
rx
6.24
fcFcr = 33.38 klb/plg2
fcPn = 133.382135.32 = 1 178 klb 7 Pu = 1 100 klb
Fuera del plano: Ky = 1.0, Pu = 440 klb
Ky Ly
ry
=
1.0 (12 * 15)
= 48.13
3.74
fFcr = 37.96 klb/plg2
fcPn = (37.96) (35.3) = 1 340 klb > Pu = 440 klb
Use W14 : 120.
Es preocupante pensar sobre las adiciones a edificios existentes a la luz de la teoría de
la columna apoyada. Si tenemos un edificio (representado por las líneas continuas en la
Figura 7.12) y decidimos ampliarlo (indicado por las líneas punteadas en la misma figura),
podría pensarse que podemos usar la estructura vieja para arriostrar la nueva y que podríamos continuar ampliándola lateralmente sin efecto sobre el edificio existente. Esto no es así.
El apoyo de las nuevas columnas puede ocasionar el colapso de alguna de las ya existentes.
7.7
PLACAS BASE PARA COLUMNAS CARGADAS CONCÉNTRICAMENTE
El esfuerzo de diseño por compresión en una zapata de concreto o de mampostería es mucho menor que el correspondiente a la base de acero de una columna. Cuando una columna
de acero se apoya en una zapata, es necesario que la carga de la columna se distribuya en
un área suficiente para evitar que se sobrecargue la zapata. Las cargas de las columnas de
acero se transmiten a través de una placa de base de acero a un área razonablemente grande
del cimiento, que se localiza abajo de dicha placa. (Nótese que el cimiento tiene una función
semejante, ya que éste distribuye la carga sobre un área aun mayor, de modo que el terreno
subyacente no se sobrecargue.)
Las placas base de las columnas de acero pueden soldarse directamente a las columnas,
o pueden ligarse por medio de alguna oreja de ángulo remachada o soldada. Estos métodos
de conexión se ilustran en la Figura 7.13. Se muestra una placa base soldada directamente a
la columna en la parte (a) de la figura. Para columnas pequeñas, estas placas pueden soldarse
a la columna en el taller, pero para columnas mayores es necesario embarcar las placas por
separado y colocarlas en su nivel correcto. Para este segundo caso, las columnas se conectan
a la zapata con pernos de anclaje que atraviesan a las orejas de ángulo que se han soldado a
las columnas en el taller. Este tipo de arreglo se muestra en la parte (b) de la figura. Algunos
diseñadores prefieren utilizar orejas tanto en los patines como en el alma. (El lector deberá
Figura 7.12.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
219
Anclas
Anclas
Soldar
Placa base
Placa base
Zapata de
concreto
Ancla
Lechada
Lechada
(a)
(b)
Figura 7.13
Placas base para columnas.
considerar los reglamentos de OSHA para el montaje de seguridad del acero estructural,
que requiere el uso de no menos de cuatro pernos de anclaje para cada columna. De preferencia, estos pernos deberán colocarse en las esquinas de la placa base.
Una fase crítica en el montaje de un edificio de acero es el posicionamiento correcto
de las placas base de las columnas. Si éstas no están localizadas en sus elevaciones correctas,
pueden ocurrir cambios serios de esfuerzos en las vigas y columnas de la estructura de acero.
Se usa uno de los tres métodos siguientes para preparar el sitio para el montaje de una columna en su elevación apropiada: placas niveladoras, tuercas niveladoras o placas base precolocadas. Un artículo de Ricker6 describe estos procedimientos con considerable detalle.
Para placas base de pequeño a mediano tamaño (de 20 a 22 plg), se envían a la obra
placas niveladoras de un espesor aproximado de 0.25 plg con las mismas dimensiones que las
placas base (o un poco mayores) y se enlechan cuidadosamente en su lugar a las elevaciones
apropiadas. Luego las columnas con sus placas base unidas a ellas se fijan sobre las placas
niveladoras.
Como estas placas niveladoras son muy ligeras y pueden manejarse manualmente,
son fijadas por el contratista de la cimentación. Esto es también así para las placas base más
ligeras. Por otra parte, las placas base grandes que tienen que ser levantadas con una grúa,
generalmente son fijadas por el montador de la estructura de acero.
Para placas base más grandes, de hasta 36 plg, se usan algunos tipos de tuercas niveladoras para ajustar en dirección vertical las placas base. Para garantizar estabilidad durante el
montaje, estas tuercas deben usarse en por lo menos cuatro pernos de anclaje.
Si las placas base son mayores de aproximadamente 36 plg, las columnas con las placas
base unidas a ellas son tan pesadas e incómodas de manejar, que es difícil embarcarlas juntas.
Para tales casos, las placas base se envían a la obra y se colocan antes de proceder al montaje
de la estructura de acero. Éstas pueden nivelarse con calzas o cuñas.
6
D. T. Ricker, “Some Practical Aspects of Column Bases”, Engineering Journal, AISC, vol. 26, Núm. 3
(3er. trimestre, 1989), pp. 81-89.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
220
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Para placas base sumamente grandes con peso de varias toneladas o más, pueden construirse marcos a base de ángulos para soportar las placas. Éstos se nivelan cuidadosamente
y se rellenan de concreto, que es enrasado a las elevaciones correctas, y las placas base se
apoyan directamente sobre el concreto.
Una columna transfiere su carga a la pila de apoyo o la zapata a través de la placa
base. Si el área A2 del concreto de soporte es mayor que el área A1 de la placa, la resistencia
del concreto será mayor. En ese caso el concreto que rodea al área de contacto proporciona
un soporte lateral apreciable a la parte directamente cargada, y en consecuencia el concreto
cargado puede soportar más carga. Este hecho se refleja en los esfuerzos de diseño.
Las longitudes y anchos de las placas base para columnas generalmente se seleccionan en múltiplos de pares de pulgada y sus espesores en múltiplos de 1 8 hasta 1.25 plg, y
en múltiplos de 1 4 plg después. Para garantizar que las cargas de las columnas se repartan
uniformemente sobre sus placas base, es esencial que exista contacto entre las dos. La preparación de la superficie de esas placas está regida por la Sección M2.8 de la Especificación
AISC. En esa sección se estipula que placas de apoyo de 2 plg de espesor o menores pueden
usarse sin maquinarlas si se obtiene un contacto satisfactorio. (Las superficies maquinadas
se han aserrado con exactitud o se han terminado hasta ser un plano verdadero.) Las placas
de entre 2 plg y 4 plg de espesor pueden enderezarse por aplicación de presión o pueden
maquinarse de acuerdo con el fabricante del acero. Las placas con espesor mayor de 4 plg
deben maquinarse si éstas no cumplen las tolerancias de lisura especificadas en la Tabla 1-29
de la Parte 1 del Manual del AISC, con el título “Placas rectangulares”.
Deberá hacerse cuando menos un orificio cerca del centro de las placas base de área
grande para colocar lechada. Estos orificios permitirán una colocación más uniforme de la
Base Robins de la Fuerza Aérea, GA. (Cortesía de Britt Peters y asociados.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
221
lechada bajo las placas, lo que tenderá a evitar las bolsas de aire. No se necesitan orificios
para lechada si ésta se empaca en seco. Generalmente, los orificios para los pernos de anclaje
y los de lechada se cortan con flama, ya que frecuentemente son de un diámetro demasiado
grande para la punzadura y el taladrado normales. La Parte 14 del Manual del AISC presenta considerablemente más información con respecto a la instalación de las placas base.
Si la superficie del fondo de la placa debe estar en contacto con la lechada de cemento para asegurar un contacto completo con la cimentación, las placas no requieren
de maquinado. Además, la parte superior de las placas mayores de 4 plg de espesor no requiere maquinado si se usan soldaduras de penetración completa (descritas en el Capítulo
14). Note que cuando se requiere cierto acabado como el descrito aquí, las placas tienen que
ordenarse un poco más gruesas que sus dimensiones finales para tomar en cuenta los cortes.
Se considerarán inicialmente columnas que soportan cargas de magnitud media. Si las
cargas son muy pequeñas, de modo que las placas base resultan también muy pequeñas, el
procedimiento de diseño se tendrá que revisar como se describe más adelante en esta sección.
Pu o Pa
La placa base tiene
la tendencia a levantarse
Zapata
P
Pu
lb/plg2 o a lb/plg2
A
A
n
0.80 bf
n
m
0.95d
d N
m
bf
Figura 7.14.
Alfaomega
B
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
222
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
La Especificación del AISC no estipula un método específico para diseñar placas base
de columnas. El método presentado aquí se basa en los problemas ejemplo mostrados en el
CD que acompaña al Manual.
Para analizar la placa base mostrada en la Figura 7.14, observe que se supone que la
columna transmite a la placa base una carga total igual a Pu (para el LRFD) o Pa (para el
ASD). Entonces se supone que la carga se transmite uniformemente a través de la placa a la
cimentación debajo, con una presión igual a Pu>A o Pa>A, donde A es el área de la placa base.
La cimentación reaccionará a su vez con una presión igual y tenderá a flexionar las partes de
la placa base que quedan en voladizo, fuera de la columna, como se muestra en la figura. Esta
presión también tiende a empujar hacia arriba la parte de la placa base comprendida entre
los patines de la columna.
En relación con la Figura 7.14, el Manual del AISC sugiere que los momentos máximos en una placa base ocurren a distancias entre 0.80bf y 0.95d. El momento de flexión se
calcula en cada una de estas secciones, y se utiliza el mayor de los valores para determinar el
espesor necesario de la placa. Este método de análisis es sólo una aproximación de las condiciones verdaderas, ya que los esfuerzos reales en la placa son causadas por una combinación
de la flexión en las dos direcciones.
7.7.1
Área de la placa
La resistencia de diseño de contacto del concreto debajo de la placa base debe ser por lo
menos igual a la carga soportada. Cuando la placa base cubre el área total del concreto, la
resistencia nominal de contacto del concreto (Pp) es
Pp = 0.85fcœA1.
(Ecuación J8-1 del AISC)
En esta expresión, fcœ es la resistencia a compresión a los 28 días del concreto y A1 es el área
de la placa base. Para el diseño por LRFD fc es 0.65, mientras que para el diseño por ASD
Æc es 2.31.
Si el área total del soporte de concreto no es cubierta por la placa, el concreto debajo
de la placa, rodeado por el concreto exterior, será algo más fuerte. Para esta situación, la
Especificación del AISC permite que la resistencia nominal 0.85fcœ A1 se incremente multiplicándola por 2A2 /A1.. En la expresión resultante, A2 es el área máxima de la porción de
concreto soportante, que es geométricamente similar y concéntrica con el área cargada. El
valor de 2A2 /A1 está limitado a un valor máximo de 2, como se muestra en la siguiente expresión. Deberá percatarse de que A1 no debe ser menor que la profundidad de la columna
multiplicada por el ancho de su patín. (Mín A1 = bf d.)
A2
… 1.7fcœA1
A A1
Pp = 10.85fcœA12
LRFD con fc = 0.65
ASD con Æ c = 2.31
Pu = fcPp = fc10.85fcœ A12
A2
A A1
A1 =
(Ecuación J8-2 del LRFD)
Pu
A2
fc10.85fcœ 2
A A1
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Pa =
A1 =
Pp
Æc
=
A2
0.85fcœ A1
A A1
Æc
Pa Æ c
10.85fcœ 2
A2
A A1
.
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
223
Después de que el valor gobernante A1 se determina como se describió anteriormente, se seleccionan las dimensiones B y N de la placa (mostradas en la Figura 7.14) a la 1 o
2 pulgadas más cercanas, de manera que los valores de m y n mostrados en la figura son
aproximadamente iguales. Tal procedimiento hará los momentos de los voladizos en las dos
direcciones aproximadamente iguales. Esto nos permitirá mantener el espesor de la placa en
un mínimo. La condición m = n puede aproximarse si se satisface la siguiente ecuación:
N L 2A1 + ¢
Aquí,
A1 = área de la placa = BN
¢ = 0.5 10.95 d - 0.80 bf 2
N = 2A1 + ¢
B L
A1
N
Desde un punto de vista práctico, los proyectistas frecuentemente usan placas de base
cuadradas con pernos de anclaje dispuestos según un patrón cuadrado. Esta práctica simplifica tanto el trabajo de campo como el de taller.
7.7.2
Espesor de la placa
Para determinar el espesor de placa requerido, t, se toman momentos en las dos direcciones como si la placa estuviese en voladizo con las dimensiones m y n. Se hace referencia
aquí nuevamente a la Figura 7.14. En las expresiones que siguen, la carga P es Pu para
el diseño LRFD y Pa para el diseño ASD. Los momentos en las dos direcciones son
Pu
Pu m 2
P
m
n
Pm 2
o a
b 1n2a b =
, ambos calculados para un ancho de
¢
≤ 1m2a b =
BN
2
2BN
BN
2
2BN
1 plg de placa.
Si se diseñan por el procedimiento recién descrito placas base ligeramente cargadas
para las columnas de edificios de poca altura y edificios de metal prefabricados, ellas tendrán
áreas muy pequeñas. Consecuentemente, se extenderán poco fuera de los bordes de las columnas y los momentos calculados, y los espesores de placa resultantes serán muy pequeños,
tal vez de un tamaño no práctico.
Se han propuesto varios procedimientos para tratar este problema. En 1990, W. A.
Thornton7 combinó tres de estos métodos en un solo procedimiento aplicable a placas base
fuerte o ligeramente cargadas. Este método modificado se usa para los problemas ejemplo
de placas de base en el CD que acompaña al Manual del AISC, así como para los problemas
de ejemplo en este capítulo.
Thornton propuso que el espesor de las placas se determine usando el mayor valor
entre m, n o ln¿. Él llamó a este valor máximo /.
/ = máx 1m, n o ln¿2
7
W. A. Thornton, “Design of base Plates for Wide Flange Columns – A Concatenation of Methods”,
Engineering Journal, AISC, vol. 27, Núm. 4 (4o. trimestre, 1990), pp. 173, 174.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
224
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Para determinar ln¿, es necesario sustituir en las siguientes expresiones, que se obtienen en su artículo:
fcPp = fc0.85fcœA1
fcPp = fc0.85fcœ A1
para placas que cubren el área total del soporte de concreto
A2
A2
debe ser … 2 para placas que no cubren el área
, donde
A A1
A A1
entera del soporte de concreto
LRFD
X = B
l =
ln¿ =
ASD
4dbf
Pu
R
1d + bf22 fcPp
2 2X
1 + 21 - X
4dbf
Æ cPa
1d + bf22 Pp
X =
… 1
2 2X
l =
l 2dbf
1 + 21 - X
l2dbf
lm¿ =
4
… 1
4
De acuerdo con Thornton, es permisible suponer conservadoramente que l es igual a
1.0 para todos los casos; esta práctica se sigue en el siguiente ejemplo. Como resultado, no es
necesario hacer sustituciones en las ecuaciones listadas para X, l y ln¿. Entonces los autores
suprimen la variable l de la expresión ln¿ y usan solamente n¿.
Haciendo de / el mayor valor de m, n o ln¿, encontramos que el mayor momento en la
Pu
Pu/2
Pa/2
/
placa es igual a ¢
para LRFD y
para ASD.
≤ 1/2a b =
BN
2
2BN
2BN
En los siguientes capítulos de este texto, el lector aprenderá a calcular los momentos
resistentes de las placas (así como los momentos resistentes para otras secciones de acero).
fb Fy bt2
Fy bt2
Para placas, estos valores son
para ASD, con
para LRFD, con fb = 0.9, y
4
4Æ b
1b = 1.67.
Si estos momentos resistentes se igualan a los momentos de flexión máximos, puede
despejarse el espesor o profundidad t de las expresiones resultantes con los siguientes resultados, observando que b = 1 plg:
LRFD con fb = 0.9
fbFy bt2
4
=
Pu l2
2BN
treq = /
2Pu
A 0.9FyBN
ASD con Æ b = 1.67
Fy bt2
4Æ b
=
Pa l 2
2BN
treq = /
3.33Pa
A FyBN
En las siguientes páginas se presentan cuatro ejemplos de diseño de placas base. El
Ejemplo 7.5 ilustra el diseño de una placa base soportada por una zapata grande de concreto
reforzado, con A2 muchas veces mayor que A1. En el Ejemplo 7-6 se diseña una placa base
que es soportada por un pedestal de concreto, donde la placa cubre toda el área de concreto.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
225
En el Ejemplo 7-7 se selecciona una placa base para una columna que va a estar soportada
sobre un pedestal 4 plg más ancho en cada lado que la placa. Esto implica que A2 no puede
determinarse sino hasta que se calcule el área de la placa. Finalmente, el Ejemplo 7-8 presenta el diseño de una placa base para una columna HSS.
Ejemplo 7-5
Diseñe una placa base de acero A36 (Fy = 36 klb/plg2) para una columna W12 * 65 (Fy = 50
klb/plg2) que soporta las cargas PD = 200 klb y PL = 300 klb. El concreto tiene una resistencia
a compresión fcœ = 3 klb/plg2, y la zapata tiene las dimensiones 9 pies * 9 pies.
Solución. Usando una columna W12 * 65 (d = 12.1 plg, bf = 12.0 plg)
LRFD
ASD
Pu = 11.2212002 + 11.6213002 = 720 klb
A2 = área de la zapata = a 12
P = 200 + 300 = 500 klb
plg
plg
* 9 piesb a12
b = 11 664 plg2
pie
pie
A2 = 11 664 in2
Determine el área requerida de la placa base A1 = BN. Observe que el área del conA2
= 2.0.
creto de soporte será mucho más grande que el área de la placa base, tal que
A A1
ASD Æ c = 2.31
LRFD fc = 0.65
A1 =
=
Pu
A1 =
fc10.85fcœ 2
A2
A A1
720
= 217.2 plg2
10.65210.852132122
Pa Æ c
A2
0.85fcœ
A A1
=
1500212.312
10.852132122
= 226.5 plg2
La placa base debe ser por lo menor tan grande como la columna bf d = (12.0)(12.1) =
145.2 plg2 6 217.2 plg2 y 226.5 plg2 optimiza las dimensiones de la placa base, ya que hace que
m y n sean aproximadamente iguales. Remítase a la Figura 7.15.
LRFD
¢ =
=
ASD
0.95d - 0.8bf
¢ = 0.947 plg
2
10.952112.12 - 10.82112.02
2
= 0.947 plg
N = 2A1 + ¢ = 2217.2 + 0.947 = 15.7 plg
Digamos 16 plg
A1
217.2
=
= 13.6 plg
B =
N
16
Alfaomega
N = 2226.5 + 0.947 = 16.0 plg
Digamos 16 plg
226.5
= 14.2 plg
B=
16
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
226
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
bf ⫽ 12.00 plg
m ⫽ 2.25 plg
d ⫽ 12.1 plg
0.95d ⫽ 11.50 plg N ⫽ 16 plg
m ⫽ 2.25 plg
n ⫽ 3.20 plg 0.8bf ⫽ 9.60 plg
n ⫽ 3.20 plg
B ⫽ 16 plg
Figura 7.15.
Como se mencionó anteriormente, podemos simplificar las placas haciéndolas cuadradas; digamos 16 plg * 16 plg.
Revise la resistencia al contacto del concreto
LRFD fc = 0.65
fcPp = fc0.85fcœA1
ASD Æ c = 2.31
Pp
A2
A A1
Æc
= 10.65210.852132116 * 162122
= 848.6 klb 7 720 klb
=
=
0.85fcœ A1
Æc
A2
A A1
10.852132116 * 162122
= 565.2 klb 7 500 klb OK
2.31
OK
Cálculo del espesor requerido de la placa base
16 - 10.952112.12
N - 0.95d
=
= 2.25 plg
2
2
B - 0.8bf
16 - 10.82112.02
n =
=
= 3.20 plg
2
2
2dbf
2112.12112.02
=
= 3.01 plg
n¿ =
4
4
/ = el mayor de m, n o n¿ = 3.20 plg
m =
LRFD
treq = /
ASD
2Pu
A 0.9FyBN
= 3.20
Use PL 1
12217202
B 10.921362116 * 162
treq = /
= 1.33 plg
1
* 16 * 1 pie 4 plg A36.
2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
3.33Pa
A FyBN
= 3.20
Use PL 1
13.33215002
B 136211621162
= 1.36 plg
1
* 16 * 1 pie 4 plg A36.
2
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
227
Ejemplo 7-6
Se debe diseñar una placa base para una columna W12 * 152 (Fy = 50 klb/plg2) que soporta
las cargas PD = 200 klb y PL = 450 klb. Seleccione una placa A36 (Fy = 36 klb/plg2) para cubrir
toda el área del pedestal de concreto de 3 klb/plg2 subyacente.
Solución. Usando una columna W12 * 152 (d = 13.7 plg, bf = 12.5 plg)
ASD
LRFD
Pu = 11.2212002 + 11.6214502 = 960 klb
Pa = 200 + 450 = 650 klb
A2
Determine el área requerida de la placa base, observando que el término
es igual
A1
A
a 1.0, ya que A1 = A2.
LRFD fc = 0.65
A1 =
=
ASD Æ c = 2.31
Pu
A1 =
A2
fc10.85fcœ 2
A A1
960
10.65210.85 * 32112
= 579.2 plg2 ;
A1 mín = dbf = 113.72112.52
=
Pa Æ c
A2
0.85fcœ
A A1
1650212.312
10.852132112
= 588.8 plg2 ;
A1 mín = dbf = 113.72112.52
= 171.2 plg
= 171.2 plg2
2
Optimización de las dimensiones de la placa base n , m
ASD
LRFD
¢ =
=
0.95d - 0.8bf
2
10.952113.72 - 10.82112.52
2
= 1.51 plg
N = 2A1 + ¢ = 2579.2 + 1.51
= 25.6 plg
A1
Digamos 26 plg
579.2
B =
=
= 22.3 plg
N
26
Digamos 23 plg
Alfaomega
¢ = 1.51 plg
N = 2588.8 + 1.51
= 25.8 plg
Digamos 26 plg
588.8
B =
= 22.6 plg
26
Digamos 23 plg
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
228
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Revise la resistencia al contacto del concreto
ASD Æ c = 2.31
LRFD fc = 0.65
fcPp = fc0.85fcœ A1
A2
A A1
Pp
Æc
=
0.85fcœ A1
Æc
A2
A A1
10.852132123 * 262
= 10.65210.852132123 * 26211.02
=
= 991.2 klb 7 960 klb OK
= 660.1 klb 7 650 klb OK
2.31
11.02
Cálculo del espesor requerido de la placa base
26 - 10.952113.72
N - 0.95d
=
= 6.49 plg
2
2
B - 0.8bf
23 - 10.82112.52
=
= 6.50 plg
n =
2
2
2dbf
2113.72112.52
=
= 3.27 plg
n¿ =
4
4
m =
/ = máximo de m, n o n¿ = 6.50 plg
ASD
LRFD
treq = /
2Pu
A 0.9FyBN
= 6.50
treq = /
12219602
B 10.921362126 * 232
= 2.05 plg
3.33Pa
A FyBN
= 6.50
13.33216502
B 1362123 * 262
= 2.06 plg
1
Use placa base de 2 * 23 * 2 pies 2 plg A36 con pedestal de concreto de 23 * 26 1 fcœ = 3
8
klb/plg22.
Ejemplo 7-7
Repita el Ejemplo 7-6 si la columna va a estar soportada por un pedestal de concreto 2 plg
más ancho en cada lado de la placa base.
Solución. Usando una W12 * 152 (d = 13.7 plg, bf = 12.5 plg)
LRFD
ASD
Pu = 11.2212002 + 11.6214502 = 960 klb
Pa = 200 + 450 = 650 klb
El A1 requerida de la solución del Ejemplo 7-6
fue 579.2 plg2
El A1 requerida de la solución del Ejemplo 7-6
fue 588.8 plg2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
229
Si ensayamos una placa 24 * 25 (A1 = 600 plg2), el área del pedestal será igual a (24 + 4)
A2
812
= 1.16. Recalculando los valores de A1 da
(25 + 4) = 812 plg2, y
será igual a
A 600
A A1
ASD Æ c = 2.31
LRFD fc = 0.65
A1 =
Pu
fc10.85fcœ 2
Pa Æ c
A1 =
A2
A2
0.85fcœ
A A1
A A1
=
960
= 499.3 plg2
10.65210.85213211.162
1650212.312
=
10.85213211.162
= 507.6 plg2
Ensayando una placa 22 * 23 (506 plg2), el área del pedestal será (22 + 4)(23 + 4) =
A2
702
702 plg2, y
=
= 1.18. Así, A1 (LRFD) será 490.8 plg2 y A1 (ASD) será 499.0 plg2.
A 506
A A1
Optimización de las dimensiones de la placa base n , m
ASD
LRFD
¢=
=
0.95d - 0.8bf
2
10.952113.72 - 10.82112.52
2
= 1.51 plg
N = 2A1 + ¢ = 2490.8 + 1.51
= 23.66 plg
B =
¢ = 1.51 plg
N = 2A1 + ¢ = 2499.0 + 1.51
= 23.85 plg
Digamos, 24 plg
A1
490.8
=
= 20.45 plg
N
24
Digamos, 21 plg
B =
Digamos, 24 plg
A1
499
=
= 20.79 plg
N
24
Digamos, 21 plg
Use pedestal 25 * 28
12521282
A2
=
= 1.18
A A1 B 12121242
Igual.
Revisar la resistencia de contacto del concreto
ASD Æ c = 2.31
LRFD fc = 0.65
Pp
A2
fcPp = fc0.85fcœ A1
A A1
Æc
= 10.65210.852132121 * 24211.182
= 985.7 k 7 960 klb OK
Alfaomega
=
0.85fcœ A1
A2
Æ c A A1
10.852132121 * 242
11.182
2.31
= 656.5 k 7 650 klb OK
=
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
230
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Cálculo del espesor requerido para la placa base
24 - 10.952113.72
N - 0.95d
=
= 5.49 plg
2
2
B - 0.8bf
21 - 10.82112.52
n =
=
= 5.50 plg
2
2
2dbf
2(13.7)(12.5)
n¿ =
=
= 3.27 plg
4
4
m =
/ = máximo de m, n o n¿ = 5.50 plg
LRFD
treq = /
ASD
2Pu
A 0.9FyBN
= 5.50
treq = /
12219602
3.33Pa
A FyBN
= 5.50
B 10.92136212121242
= 1.89 plg
13.33216502
B 136212121242
= 1.90 plg
Use una placa base 2 * 21 * 2 pies 0 plg A36 con pedestal de concreto 25 * 28 (fcœ = 3 klb/
(plg2).
Ejemplo 7-8
5
con Fy = 46 klb/plg2 para soportar las cargas de servicio PD
16
= 100 klb y PL = 150 klb. Una zapata corrida subyacente tiene las dimensiones 9 pies 0 plg *
9 pies 0 plg y consiste de concreto reforzado con fcœ = 4 000 lb/plg2. Diseñe una placa base
para esta columna con acero A36 (Fy = 36 klb/plg2 y Fu = 58 klb/plg2).
Se usa una HSS 10 * 10 *
Solución. Resistencia requerida
ASD
LRFD
Pu = 11.2211002 + 11.6211502 = 360 klb
Pa = 100 + 150 = 250 klb
Ensaye una placa base que se prolonga 4 plg desde el paño de la columna en cada dirección;
es decir, una placa de 18 plg * 18 plg.
Determine la resistencia disponible de la zapata de concreto.
A1 = 11821182 = 324 plg 2
A2 = 112 * 92112 * 92 = 11 664 plg 2
A2
11 664
= 10.85214213242
A 324
A A1
Pp = 0.85fcœ A1
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
6 609.6 klb
Alfaomega
7.7
Placas base para columnas cargadas concéntricamente
231
11 664
= 6.0 > 2.0 Pp = 1.7fcœ A1
A 324
Pp = 1.7fcœA1 = 1.7(4)(324) = 2 203.2 klb
como
LRFD fc = 0.65
ASD Æ c = 2.31
fcPp = 10.65212 203.22
Pp
Æc
= 1 432.1 k 7 360 klb OK
=
2 203.2
2.31
= 953.8 k 7 250 klb OK
Determine el espesor de la placa.
N - 10.952(dimensión exterior de la HSS)
m = n =
2
=
18 - 0.95 10
2
= 4.25 plg
Observe que estos valores de m y n son menores que la distancia del centro de la placa
base al centro de los muros HSS. Sin embargo, el momento en la placa fuera de los muros
es mayor que el momento en la placa entre los muros. Usted puede verificar esta afirmación
dibujando los diagramas de momento para la situación mostrada en la Figura 7.16.
HSS
Pu
Pa
o
Aefectiva
Aefectiva
mon
mon
B ⫽ N ⫽ 18 plg
Figura 7.16.
LRFD
fpu =
Pu
360
= 1.11 klb/plg2
=
Aefectiva 11821182
treq = /
2Pu
A 0.9FyBN
= 4.25
fpa =
Pa
Aefectiva
treq = /
12213602
B 10.92136211821182
Use una placa de base A36 de 1
Alfaomega
ASD
= 1.11 plg
=
250
= 0.772 klb/plg2
324
3.33Pa
A FyBN
= 4.25
13.33212502
B 136211821182
= 1.14 plg
1
* 18 * 1 pies 6 plg A36 tanto para LRFD como para ASD.
4
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
232
7.7.3
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
Bases de columnas resistentes a momento
El proyectista suele necesitar bases de columnas resistentes a momentos. Sin embargo, antes
de presentar tal tema, el estudiante necesita estar familiarizado con el diseño de soldaduras
(Capítulo 14) y conexiones resistentes al momento entre miembros (Capítulos 14 y 15). Por
esto, el tema de las placas base resistentes a momentos se ha situado en el Apéndice D.
7.8
PROBLEMAS PARA RESOLVER
7-1. Usando el nomograma de la Especificación del AISC, determine los factores
de longitud efectiva para las columnas IJ, FG y GH para el marco mostrado
en la siguiente figura, suponiendo que el marco está sujeto al ladeo y que se
cumplen todas las hipótesis para el desarrollo de los nomogramas. (Resp. 1.27,
1.20 y 1.17.)
B W21 ⫻ 44
A
24 pies
H
W21 ⫻ 50
G
W24 ⫻ 62
F
L
W10 ⫻ 49 W10 ⫻ 39 W10 ⫻ 39
C W21 ⫻ 44
W10 ⫻ 77 W10 ⫻ 54 W10 ⫻ 54
W10 ⫻ 45 W10 ⫻ 33 W10 ⫻ 33
D W18 ⫻ 35
W24 ⫻ 62
E
12 pies
K
12 pies
J
14 pies
I
30 pies
Figura P7-1.
7-2. Determine los factores de longitud efectiva para todas las columnas del marco mostrado en la figura siguiente. Observe que las columnas CD y FG están
sujetas al ladeo, mientras que las columnas BC y EF están arriostradas contra
el ladeo. Suponga que se cumplen todas las hipótesis para el desarrollo de los
nomogramas.
20 pies
W8 ⫻ 24
C W18 ⫻ 35
G
W8 ⫻ 24
W8 ⫻ 31
A W16 ⫻ 26
W8 ⫻ 24
D W16 ⫻ 31
B
10 pies
F
10 pies
E
24 pies
Figura P7-2.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.8 Problemas para resolver
233
7-3 a 7-6. Use ambos métodos LRFD y ASD.
7-3. a. Determine la resistencia de columna disponible para la columna AB en el
marco mostrado si Fy = 50 klb/plg2, y solamente se considera el comportamiento en el plano. Adicionalmente, suponga que las columnas inmediatamente arriba o abajo de AB tienen el mismo tamaño que AB, y también que
se cumplen todas las otras hipótesis para el desarrollo de los nomogramas.
(Resp. 825 klb, LRFD; 549 klb, ASD.)
b. Repita la parte (a) si se considera comportamiento inelástico y PD = 200 klb
y PL = 340 klb. (Resp. 838 klb, LRFD; 563 klb, ASD.)
W18 ⫻ 35
B
W21 ⫻ 44
A
W18 ⫻ 40
W12 ⫻ 72
15 pies
W24 ⫻ 55
15 pies
24 pies
28 pies
Figura P7-3.
7-4. Repita el Problema 7-3 si PD = 250 klb y PL = 400 klb y se usa una sección W14
* 90.
7-5. Determine la resistencia de columna disponible para la columna AB en el marco mostrado para el cual Fy = 50 klb/plg2. Por lo demás, las condiciones son
exactamente las mismas que las descritas para el Problema 7-3.
a) Suponga comportamiento elástico. (Resp. 1 095 klb, LRFD; 729 klb, ASD.)
b) Suponga comportamiento inelástico y PD = 240 klb y PL = 450 klb. (Resp.
1 098, LRFD; 735 klb, ASD.)
W24 ⫻ 76
B W24 ⫻ 76
14 pies
W14 ⫻ 99
14 pies
A
30 pies
30 pies
Figura P7-5.
7-6. Repita el Problema 7-5 si PD = 225 klb y PL = 375 klb y se usa una sección W12
* 87.
7-7 a 7-13. Use el método de la longitud efectiva, suponga comportamiento elástico, y use
ambos métodos LRFD y ASD. Se supone que las columnas no tienen momentos
de flexión.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
234
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
7-7. Diseñe las columnas W12 para el marco mostrado en la figura siguiente, con
acero de 50 klb/plg2. Las columnas están arriostradas arriba y abajo contra
desplazamientos fuera del plano del marco, de modo que Ky = 1.0 plg en esa
dirección. El ladeo es posible en el plano del marco, el eje x-x. Diseñe la columna derecha como una columna de apoyo, Kx = Ky = 1.0 y la columna izquierda
como columna de marco rígido, con Kx determinado por medio del nomograma. PD = 350 klb y PL = 240 klb para cada columna. La viga está rígidamente
conectada la columna izquierda, y tiene una conexión simple o articulada con
la columna derecha. (Resp. [Derecha] W12 * 79, LRFD; W12 * 87, ASD - [Izquierda] W12 * 170, LRFD; W12 * 190, ASD.)
Conexión rígida
W21 ⫻ 101
Conexión articulada
15 pies
25 pies
Figura P7-7.
7-8. Repita el Problema 7-7 si las cargas en cada columna son PD = 120 klb y PL =
220 klb, y la trabe es una W21 * 68.
7-9. Diseñe las columnas W14 para el marco mostrado en la figura siguiente, con
acero de 50 klb/plg2. Las columnas están arriostradas arriba y abajo contra
desplazamientos hacia fuera del plano del marco de modo que Ky = 1.0 en
esa dirección. El ladeo es posible en el plano del marco, el eje x-x. Diseñe la
columna interior como una columna de apoyo, Kx = Ky = 1.0 y las columnas
exteriores como columnas de marco rígido, con Kx determinado por medio del
nomograma. (Resp. [Interior] W14 * 176, LRFD; W14 * 193, ASD –[Exterior]
W14 * 211, LRFD y ASD.)
PD ⫽ 250 klb
PL ⫽ 400 klb
PD ⫽ 500 klb
PL ⫽ 800 klb
W27 ⫻ 114
PD ⫽ 250 klb
PL ⫽ 400 klb
W27 ⫻ 114
Conexión
articulada
Conexión rígida
28 pies
18 pies
28 pies
Figura P7-9.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
7.8 Problemas para resolver
235
7-10. Repita el Problema 7-9, suponiendo que las columnas exteriores están empotradas en la base.
7-11. El marco mostrado en la figura siguiente no está arriostrado contra desplazamientos alrededor del eje x-x. Determine Kx para la columna AB. Las condiciones de apoyo en la dirección perpendicular al marco son tales que Ky = 1.0.
Determine si la columna W14 * 109 para el miembro AB tiene la capacidad de
resistir una carga muerta de 250 klb y una carga viva de 500 klb. Se usa acero
A992. (Resp. LRFD W14 * 109, OK, £Pn= 1 205 klb 7 Pu = 1 100 klb; ASD W14
* 109, OK, Pn>1 = 803 klb 7 Pa = 750 klb.)
W18 ⫻ 55
W14 ⫻ 90
Conexión
rígida,
típica
13 pies
W18 ⫻ 50
B
W14 ⫻ 109
15 pies
A
25 pies
Figura P7-11.
7-12. El marco mostrado en la siguiente figura no está arriostrado contra desplazamientos alrededor del eje x-x. Las columnas son W8 y las vigas son W12 * 16.
Se usa acero ASTM A572 para las columnas y las vigas. Las vigas y columnas
están orientadas de modo que ocurra flexión alrededor del eje x-x. Suponga
que Ky = 1.0, y para la columna AB la carga de servicio es 175 klb, de la cual 25
porciento es carga muerta y 75 porciento es carga viva. Seleccione el perfil W8
más ligero para la columna AB.
Conexión
rígida, típica
B
13 pies
A
20 pies
20 pies
20 pies
Figura P7-12.
7-13. Seleccione el perfil W12 más ligero para la columna AB del marco articulado en la base y rígido no arriostrado mostrado en la figura. Todo el acero es
ASTM A992. La trabe horizontal es una W18 * 76. La trabe y las columnas
están orientadas de modo que la flexión es alrededor del eje x-x. En el plano
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
236
Capítulo 7
Diseño de miembros cargados axialmente a compresión (continuación)
perpendicular al marco, Ky = 1.0 y se suministra arriostramiento al eje y-y de la
columna en la parte superior y a media altura usando conexiones articuladas
en los extremos. Las cargas en cada una son PD = 150 klb y PL = 200 klb. (Resp.
W12 * 53, LRFD; W12 * 58, ASD.)
P
P
W18 ⫻ 76
B
8 pies
16 pies
Riostra del
eje y-y,
típica.
8 pies
A
30 pies
Figura P7-13.
7-14. Diseñe una placa base cuadrada con acero A36 para una columna W10 * 60
con una carga muerta de servicio de 175 klb y una carga viva de servicio de 275
klb. La resistencia del concreto a los 28 días, fcœ, es de 3 000 lb/plg2. La placa
base descansa sobre una zapata de concreto de 12 pies 0 plg * 12 pies 0 plg. Use
los métodos de diseño LRFD y ASD.
7-15. Repita el Problema 7-14 si la columna está soportada por un pedestal de concreto de 24 plg * 24 plg. (Resp. B PL - 1¾ * 18 * 1 pie 6 plg A36 LRFD y ASD.)
7-16. Diseñe una placa base rectangular para una columna W8 * 28 con PD = 80 klb
y PL = 150 klb si se usa acero A36 y fcœ = 3 klb/plg2 para el concreto. Suponga
que la columna va a estar soportada por una zapata de concreto de 7 pies 0 plg
* 7 pies 0 plg. Use los métodos de diseño LRFD y ASD.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
8
Introducción al estudio
de vigas
8.1
TIPOS DE VIGAS
Generalmente se dice que las vigas son miembros que soportan cargas transversales. Se usan
generalmente en posición horizontal y quedan sujetas a cargas por gravedad o verticales; sin
embargo, existen excepciones, por ejemplo, el caso de los cabios.
Entre los muchos tipos de vigas cabe mencionar las siguientes: viguetas, dinteles, vigas
de fachada, largueros de puente y vigas de piso. Las viguetas son vigas estrechamente separadas para soportar los pisos y techos de edificios; los dinteles se colocan sobre aberturas en
muros de mampostería como puertas y ventanas. Las vigas de fachada soportan las paredes
exteriores de edificios y también parte de las cargas de los pisos y corredores. Se considera
que la capacidad de las vigas de acero para soportar muros de mampostería (junto con la
invención de los elevadores) como parte de un marco estructural, permitió la construcción
de los rascacielos actuales. Los largueros de puente son las vigas en los pisos de puentes que
corren paralelas a la superficie de rodamiento, en tanto que las vigas de piso son las vigas más
grandes que en muchos pisos de puentes corren perpendicularmente a la superficie de rodamiento y se usan para transferir las cargas del piso, de los largueros de puente a las trabes
o armaduras sustentantes. El término trabe se usa en forma algo ambigua, pero usualmente
denota una viga grande a la que se conectan otras de menor tamaño. Éstos y otros tipos de
viga se analizan en las siguientes secciones.
8.2
PERFILES USADOS COMO VIGAS
Los perfiles W generalmente resultan las secciones más económicas al usarse como vigas
y han reemplazado en esta aplicación casi por completo a las canales y a las secciones S.
Las canales se usan a veces como largueros cuando las cargas son pequeñas y en lugares en
donde se requieren patines estrechos. Éstas tienen muy poca resistencia a fuerzas laterales y
requieren soporte lateral, como se ilustró en el problema de tensores en el Capítulo 4. Los perfiles W tienen un mayor porcentaje de acero concentrado en sus patines que las vigas S, por
lo que poseen mayores momentos de inercia y momentos resistentes para un mismo peso.
Éstos son relativamente anchos y tienen una rigidez lateral apreciable. (El poco espacio
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
237
238
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
Puente Avenida Harrison en Beaumont, TX. (Cortesía de Bethlehem Steel
Corporation.)
dedicado a las vigas S en el Manual del AISC evidencia claramente cómo ha disminuido su
uso con respecto a años anteriores. Hoy en día se usan principalme0nte para situaciones especiales, como cuando se requieren anchos pequeños de patines, cuando las fuerzas cortantes son muy grandes o cuando son convenientes mayores espesores de patín en la cercanía
del alma por motivos de flexión lateral, como ocurre quizás con los rieles de guía para grúas
o los monorrieles.)
Otro tipo común de viga es la vigueta de acero de alma abierta, o vigueta de barras, que
se analiza con detalle en el Capítulo 19. Este tipo de viga que se usa comúnmente para soportar losas de piso y techo es en realidad una armadura ligera de cuerdas paralelas. Resulta
muy económica para grandes claros y cargas ligeras.
8.3
ESFUERZOS DE FLEXIÓN
Consideremos una viga de sección rectangular y los diagramas de esfuerzos de la Figura 8.1
para estudiar los esfuerzos de flexión. (Para este análisis inicial supondremos que el patín
a compresión de la viga está completamente soportado contra el pandeo lateral. El pandeo
lateral se estudiará en el Capítulo 9.) Si la viga está sujeta a momento de flexión, el esfuerzo
en cualquier punto se puede calcular con la fórmula de la flexión: fb = Mc/I. Debe recordarse
que esta expresión es aplicable solamente cuando el máximo esfuerzo calculado en la viga es
menor que el límite elástico. La fórmula se basa en las hipótesis elásticas usuales: el esfuerzo
es proporcional a la deformación unitaria, una sección plana antes de la flexión permanece
plana después de la aplicación de las cargas, etc. El valor I/c es una constante para una sección
específica y se denomina módulo de sección (S). La fórmula de la flexión puede escribirse
entonces de la manera siguiente:
fb =
M
Mc
=
I
S
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.4
Fy
fb
x
Articulaciones plásticas 239
Fy
Fy
Fy
x
fb
(a)
(b)
Fy
(c)
Fy
(d)
Fy
(e)
Fy
(f )
Figura 8.1
Variaciones del esfuerzo de flexión debidas a incrementos del momento alrededor del eje x.
Inicialmente, cuando el momento se aplica a la viga, el esfuerzo varía linealmente
desde el eje neutro hasta las fibras extremas. Esta situación se muestra en la parte (b) de la
Figura 8.1. Si se incrementa el momento, se mantendrá la variación lineal de los esfuerzos
hasta que se alcanza el esfuerzo de fluencia en las fibras extremas, como se muestra en la
parte (c) de la figura. El momento de fluencia de una sección transversal se define como el
momento de inicio del esfuerzo de fluencia en las fibras extremas de la sección.
Si el momento en una viga de acero dúctil se incrementa más allá del momento de
fluencia, las fibras extremas que se encontraban previamente sometidas al esfuerzo de fluencia se mantendrán bajo este mismo esfuerzo, pero en estado de fluencia y el momento resistente adicional necesario lo proporcionarán las fibras más cercanas al eje neutro. Este
proceso continuará con más y más partes de la sección transversal de la viga, alcanzando el
esfuerzo de fluencia como se muestra en los diagramas de esfuerzos (d) y (e) de la figura,
hasta que finalmente se alcanza la distribución plástica total mostrada en (f). Observe que la
variación de deformación del eje neutro hacia las fibras externas permanece lineal en todos
estos casos. Cuando la distribución de esfuerzos ha alcanzado esta etapa, se dice que se ha
formado una articulación plástica, porque no puede resistirse en esta sección ningún momento adicional. Cualquier momento adicional aplicado en la sección causará una rotación
en la viga con poco incremento del esfuerzo.
El momento plástico es el momento que producirá una plastificación completa en una
sección transversal del miembro creándose ahí mismo una articulación plástica. La relación
del momento plástico Mp al momento de fluencia My se denomina factor de forma. Los factores de forma son iguales a 1.50 en las secciones rectangulares y varían entre 1.10 y 1.20 en
las secciones laminadas estándar.
8.4
ARTICULACIONES PLÁSTICAS
Esta sección se dedica a describir la formación de una articulación plástica en la viga simple
que se muestra en la Figura 8.2. La carga mostrada que se aplica a la viga crece en magnitud
hasta que se alcanza el momento de fluencia con las fibras extremas sometidas al esfuerzo de
fluencia. La magnitud de la carga continúa incrementándose y las fibras extremas empiezan
a fluir. La plastificación se extiende hacia otras fibras fuera de la sección de momento máximo
con se indica en la figura. La longitud en donde se presenta esta plastificación hacia ambos
lados de la sección considerada, depende de las condiciones de carga y de la sección transversal del miembro. Para una carga concentrada aplicada en el centro del claro de una viga
simplemente apoyada con sección rectangular, la plastificación en las fibras extremas cuando
se forma la articulación plástica se extenderá sobre un tercio del claro. En un perfil W en
circunstancias similares, la fluencia se extenderá aproximadamente sobre un octavo del claro.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
240
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
Pu
Perfil W
Articulación plástica
Figura 8.2
Una articulación plástica.
Área de fluencia
Durante este mismo periodo las fibras interiores en la sección de momento máximo fluirán
gradualmente hasta que todas alcancen el esfuerzo de fluencia y se forme una articulación
plástica, como se ve en la Figura 8.2.
Aunque el efecto de una articulación plástica se extiende sobre un cierto tramo a lo
largo de la viga, se supone que la articulación está concentrada en una sola sección para
propósitos de análisis. Para el cálculo de deflexiones y para el diseño del soporte lateral, la
longitud sobre la cual se extiende la fluencia es de gran importancia.
Para que se forme una articulación plástica, las secciones deben ser compactas. Este
término se introdujo anteriormente en la Sección 5.7.1. Ahí se define a una sección compacta
como aquella que tiene un perfil suficientemente robusto, de modo que tenga la capacidad
de desarrollar una distribución de esfuerzos totalmente plastificada antes de que se pandee
localmente. Este tema se continúa con algún detalle en la Sección 9.9.
El estudiante debe percatarse de que para el desarrollo de las articulaciones plásticas,
los miembros no solamente deben ser compactos, sino que también deben tener soporte
lateral de manera tal que se impida el pandeo lateral. Este tipo de soporte lateral se estudia
en la Sección 9.4.
Finalmente, también se consideran los efectos del esfuerzo cortante, la torsión y las
cargas axiales. Éstos pueden ser suficientemente grandes como para causar la falla del miembro antes de la formación de una articulación plástica. En el estudio del comportamiento
plástico, no se considera el endurecimiento por deformación.
Cuando los marcos de acero se cargan hasta la falla, los puntos en donde se concentra la
rotación (articulaciones plásticas) resultan visibles al observador antes de que el colapso ocurra.
8.5
DISEÑO ELÁSTICO
Hasta hace pocos años, casi todas las vigas de acero se diseñaban con base en la teoría elástica. La carga máxima que una estructura podía soportar se suponía igual a la carga que
primero generaba un esfuerzo igual al de fluencia del material. Los miembros se diseñaban
de manera que los esfuerzos de flexión calculados para cargas de servicio no excediesen el
esfuerzo de fluencia dividido entre un factor de seguridad (por ejemplo, 1.5 a 2.0). Las estructuras de ingeniería se diseñaron durante muchas décadas mediante este método con resultados satisfactorios. Sin embargo, los proyectistas saben desde hace muchos años que los
miembros dúctiles no fallan sino hasta que ocurre una gran plastificación después de que se
alcanza el esfuerzo de fluencia. Esto significa que tales miembros tienen mayores márgenes
de seguridad contra la falla que lo que parece indicar la teoría elástica.
8.6
EL MÓDULO PLÁSTICO
El momento de fluencia My es igual al esfuerzo de fluencia multiplicado por el módulo elástico. El módulo elástico es igual a I/c o bd 2/6 para una sección rectangular, y el momento de
fluencia es entonces igual a Fybd 2/6. Este mismo valor se puede obtener considerando el par
interno resistente mostrado en la Figura 8.3.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.6
Módulo plástico 241
Fy
Fy bd
C ⫽ 1 Fy d b ⫽
2
2
4
d
2
x
2
3
d
d
d
2
Figura 8.3.
x
Fy bd
T ⫽ 1 Fy d b ⫽
2
2
4
Fy
b
El momento resistente es igual a T o C multiplicado por el brazo de palanca entre
ellos, como sigue:
My = ¢
Fy bd
4
≤ a db =
2
3
Fy bd2
6
Se observa que el módulo elástico de la sección es igual nuevamente a bd2/6 para una
viga de sección rectangular.
El momento resistente para la plasticidad total se puede determinar de manera similar. El resultado es el así llamado momento plástico, Mp. También es el momento nominal de
la sección, Mn. Este momento plástico o nominal es igual a T o C veces el brazo de palanca
entre ellos. Para la viga rectangular de la Figura 8.4, se tiene:
Mp = Mn = T
d
d
bd d
bd2
= C = ¢ Fy ≤ a b = Fy
.
2
2
2
2
4
Se dice que el momento plástico es igual al esfuerzo de fluencia multiplicado por el
módulo plástico de la sección. De la expresión anterior para una sección rectangular, se ve
que el módulo plástico Z es igual a bd 2/4. El factor de forma, que es igual a Mp/My = FyZ/
Fy S, o a Z/S, es (bd 2/4)/(bd 2/6) = 1.50 para una sección rectangular. Un estudio del módulo
plástico de la sección determinado aquí muestra que es igual al momento estático de las áreas
a tensión y a compresión respecto al eje neutro plástico. A menos que la sección sea simétrica,
el eje neutro para la condición plástica no coincidirá con el de la condición elástica. La compresión interna total debe ser igual a la tensión interna total. Como se considera que todas
las fibras tienen el mismo esfuerzo (Fy) en la condición plástica, las áreas arriba y abajo del
eje neutro plástico deben ser iguales. Esta situación no se presenta en secciones asimétricas en la condición elástica. El Ejemplo 8.1 ilustra los cálculos necesarios para determinar
Fy
C ⫽ Fy d b
2
d
2
x
d
2
d
d
2
Figura 8.4.
Alfaomega
b
x
T ⫽ Fy d b
2
Fy
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
242
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
el factor de forma de una viga T y la carga uniforme nominal wn que la viga teóricamente
puede soportar.
Ejemplo 8-1
Determine My, Mn y Z para la viga T de acero mostrada en la Figura 8.5. Calcule también el
factor de forma y la carga nominal (wn) que puede aplicarse a la viga en un claro simple de
12 pies. Fy = 50 klb/plg2.
8 plg
1 12 plg
y
x
n,
klb/pie
x
6 plg
Figura 8.5.
12 pies
2 plg
Solución. Cálculos elásticos:
1
A = 18 plg2a 1 plgb + 16 plg212 plg2 = 24 plg2
2
112 plg210.75 plg2+112 plg214.5 plg2
y =
= 2.625 plg desde el patín superior
24 plg 2
1
1
18 plg211.5 plg23 + (8 plg)(1.5 plg)(1.875 plg)2 +
12 plg2(6 plg)3
12
12
+ (2 plg)(6 plg)(1.875 plg) 2
= 122.6 plg 4
I =
I
122.6 plg4
= 25.1 plg3
=
c
4.875 plg
150 klb/plg2 2125.1 plg 32
My = Fy S =
= 104.6 pie-klb
12 plg/pie
S =
Cálculos plásticos (eje neutro plástico en la base del patín):
Z = 112 plg2210.75 plg2 + 112 plg2213 plg2 = 45 plg3
Mn = Mp = Fy Z =
Factor de forma =
Mp
My
o
150 klb/plg22145 plg32
12 plg/pie
= 187.5 pie-klb
Z
45 plg3
= 1.79
=
S
25.1 plg3
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.7 Teoría del análisis plástico
wn L2
8
1821187.5 pie-klb2
Mn =
‹
wn =
112 pies22
243
= 10.4 klb/pie
Los valores de los módulos de sección plástica para secciones estándar de vigas de
acero están tabulados en la Tabla 3-2 del Manual del AISC, bajo el encabezado “W Shapes
Selection by Zx”, y se enlistan para cada perfil en la sección “Dimensions and Properties” del
Manual (Parte 1). Estos valores Z se usarán frecuentemente a lo largo del texto.
8.7
TEORÍA DEL ANÁLISIS PLÁSTICO
La teoría plástica básica tiene que ver con la distribución de esfuerzos en una estructura,
después de que en ciertos puntos de ésta se ha alcanzado el esfuerzo de fluencia. Según la
teoría plástica, aquellas partes de una estructura que han alcanzado el esfuerzo de fluencia
no pueden resistir esfuerzos adicionales. Más bien, esas partes fluirán la cantidad necesaria
para permitir que la carga o esfuerzos adicionales sean transferidos a otras partes de la estructura donde los esfuerzos se encuentran por debajo del esfuerzo de fluencia y son capaces
de absorber esfuerzos adicionales. Se puede decir que la plasticidad sirve para igualar los
esfuerzos en casos de sobrecarga.
Hacia 1914, el Dr. Gabor Kazinczy, de Hungría, percibió que la ductilidad del acero
permitía una redistribución de esfuerzos cuando se sobrecargaban las estructuras estáticamente indeterminadas.1 En Estados Unidos, el Prof. J. A. Van den Broek, presentó su teoría
de la plasticidad, a la que llamó “diseño al límite”. Esta teoría fue publicada en un artículo
titulado “Theory of Limit Design” (Teoría del diseño al límite), en febrero de 1939, en las
Memorias de la ASCE.
Para esta exposición, se considera que el diagrama esfuerzo-deformación, tiene la forma ideal mostrada en la Figura 8.6. Se supone que para este acero coinciden en el mismo
punto tanto el punto de fluencia como el límite de proporcionalidad, y que el diagrama esfuerzo-deformación es una línea recta en la zona plástica. Más allá de la zona plástica está la zona
Figura 8.6.
1
Fy
iento
recim
n
Endu formació
e
por d
Elasticidad
Esfuerzo unitario
Plasticidad
Deformación unitaria
Lynn S. Beedle, Plastic Design of Steel Frames (Nueva York: Wiley, 1958), p. 3.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
244
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
de endurecimiento por deformación. En esta última zona, teóricamente podría permitirse
que los miembros de acero soporten esfuerzos adicionales, pero desde el punto de vista práctico, las deformaciones ocasionadas serían tan grandes que no puede considerarse. Además,
el pandeo inelástico limitará la habilidad de una sección para desarrollar un momento mayor
que Mp, aun si el endurecimiento por deformación es apreciable.
8.8
EL MECANISMO DE FALLA
Una viga estáticamente determinada falla si se desarrolla en ella una articulación plástica.
Para ilustrar este hecho, se considera la viga mostrada en la Figura 8.7(a) de sección transversal constante, solicitada por una carga concentrada a la mitad del claro. Si se incrementa
la carga hasta producir una articulación plástica en el punto de momento máximo (en este
caso abajo de la carga), se daría lugar a una estructura inestable, como se muestra en la parte
(b) de la figura. Cualquier incremento adicional de la carga causaría la falla. Pn representa la
carga máxima nominal o teórica que la viga puede soportar.
P
(a)
Pn
Articulación real
Articulación real
Articulación plástica
(b)
Figura 8.7.
Para que una estructura estáticamente indeterminada falle, es necesario que se forme
más de una articulación plástica. Se demostrará que el número de articulaciones plásticas
necesarias para que fallen las estructuras estáticamente indeterminadas, varía de estructura
a estructura, pero nunca puede ser menos de dos. La viga empotrada en sus dos extremos,
que se ilustra en la parte (a) de la Figura 8.8, no puede fallar si no se han formado las tres
articulaciones plásticas indicadas en la parte (b) de la figura.
P
(a)
Pn
Figura 8.8.
Articulaciones plásticas
(b)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.9 El método del trabajo virtual
245
Aun cuando en una estructura estáticamente indeterminada se haya formado una
articulación plástica, la carga aún puede incrementarse sin que ocurra la falla, siempre que la
geometría de la estructura lo permita. La articulación plástica actuará como una articulación
real, por lo que respecta al incremento de carga. A medida que la carga se incrementa, hay
una redistribución de momentos, pues la articulación plástica no puede soportar mayor momento. Al ir apareciendo en la estructura otras articulaciones plásticas, llegará el momento
en que habrá el número suficiente de ellas, para causar la falla de la estructura. En realidad,
puede proporcionarse cierta carga adicional después del momento indicado, y antes de que
la falla ocurra, ya que los esfuerzos serían los correspondientes a la zona de endurecimiento
del material; sin embargo, esta condición no debe tomarse en cuenta porque las deformaciones son muy grandes para ser aceptables.
La viga empotrada en un extremo y apoyada en el otro, en la parte (a) de la Figura
8.9, es un ejemplo de una estructura que fallará después de la aparición de dos articulaciones
plásticas. Para que se produzca la falla se necesitarían tres articulaciones; se tiene una real en
el extremo derecho. En esta viga, el mayor momento elástico causado por la carga concentrada de diseño está en el empotramiento. A medida que la magnitud de la carga se incrementa
se va formando una articulación plástica en dicho punto.
P
(a)
Pn
Articulación real
Articulaciones plásticas
(b)
Figura 8.9.
La carga puede incrementarse nuevamente hasta que el momento en algún otro punto
alcance el valor del momento plástico (en este caso es en el punto donde está la carga concentrada). Una carga adicional causará la falla de la viga. Se llama mecanismo de falla a la
disposición de articulaciones plásticas y quizá de articulaciones reales que permiten la falla de
la estructura. Las partes (b) en las Figuras 8.7, 8.8 y 8.9 muestran mecanismos de falla para
varias vigas.
Después de observar el gran número de vigas doblemente empotradas y empotradas
en un extremo y apoyadas en el otro, utilizadas como ilustración en este libro, el lector podría formarse la idea errónea de que encontrará frecuentemente esas vigas en la práctica de
la ingeniería. Estos tipos de vigas son difíciles de encontrar en las estructuras reales, pero es
muy conveniente utilizarlas en ejemplos ilustrativos. Son muy convenientes para la introducción del análisis plástico antes de considerar vigas continuas y marcos.
8.9
EL MÉTODO DEL TRABAJO VIRTUAL
Un método muy satisfactorio usado para el análisis plástico de estructuras es el método del
trabajo virtual. Se supone que la estructura considerada está cargada a su capacidad nominal,
Mn, y que luego se deflexiona con un desplazamiento pequeño adicional después de que se
alcanza la carga última. El trabajo realizado por las cargas externas durante este desplazamiento se iguala al trabajo interno absorbido por las articulaciones. En esta exposición se usa
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
246
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
wn , klb/pie
L ⫽ 18 pies
L
2
2
L
2
Figura 8.10.
L
2
la teoría del ángulo pequeño. Según esta teoría, el seno de un ángulo pequeño es igual a la
tangente del mismo ángulo y también a éste expresado en radianes. En las páginas siguientes,
el autor usa estos valores de modo intercambiable porque los desplazamientos pequeños
considerados aquí, producen rotaciones o ángulos extremadamente pequeños.
Como primera ilustración, se considera la viga doblemente empotrada con carga uniformemente repartida de la Figura 8.10. En la figura se reproducen dicha viga y su mecanismo
de falla. Por simetría, las rotaciones en las articulaciones plásticas de los extremos son iguales
y se representan por u en la figura; así, la rotación en la articulación plástica del centro será 2u.
El trabajo realizado por la carga externa total (wnL) es igual al producto de wnL
multiplicado por la deformación angular promedio del mecanismo. La deformación angular
promedio es igual a la mitad de la deformación de la articulación plástica del centro (1/2 * u
* L/2). El trabajo externo se iguala al trabajo interno absorbido por las articulaciones, o a la
suma de los productos de Mn en cada articulación plástica por el ángulo que ha girado. De la
expresión resultante pueden despejarse los valores Mn y wn como sigue:
Mn 1u + 2u + u2 = wnLa
Mn =
wn =
wn L2
16
16Mn
L2
1
L
* u * b
2
2
.
Para el claro de 18 pies utilizado en la Figura 8.10, resultan los valores:
Mn =
wn =
1wn211822
16
= 20.25 wn
Mn
.
20.25
El análisis plástico puede utilizarse de modo semejante para la viga apoyada en un
extremo y empotrada en el otro en la Figura 8.11. Ahí se muestra el mecanismo de falla y las
rotaciones en los extremos (que se suponen iguales) se supone que valen u.
El trabajo realizado por la carga externa Pn al moverse la distancia u * L/2 se iguala
al trabajo interno realizado por los momentos plásticos en las articulaciones. Nótese que no
hay movimiento en la articulación real en el extremo derecho de la viga.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.9 El método del trabajo virtual
Pn
L
⫽ 10 pies
2
247
L
⫽ 10 pies
2
L ⫽ 20 pies
Articulación
real
2
L
2
Figura 8.11.
Mn1u + 2u2 = Pn a u
L
b
2
Pn L
1o 3.33Pn para la viga mostrada de 20 pies2
6
6Mn
1o 0.3Mn para la viga mostrada de 20 pies2
Pn =
L
Mn =
Enseguida se considera la viga empotrada en ambos extremos de la Figura 8.12, conjuntamente con su mecanismo de falla y las rotaciones angulares supuestas. De esta figura
se pueden determinar los valores de Mn y Pn, mediante el método del trabajo virtual, como
sigue:
Mn 12u + 3u + u2 = Pn a 2u *
L
b
3
Pn L
1o 3.33Pn para esta viga2
9
9Mn
Pn =
1o 0.3Mn para esta viga2.
L
Mn =
El lector que inicia el estudio del análisis plástico necesita aprender a pensar en todas
la posibilidades de falla que tiene una estructura particular. Tal hábito resulta de máxima importancia cuando se empiezan a analizar estructuras más complicadas. En este contexto, se
L
⫽ 10 pies
3
Pn
2L
⫽ 20 pies
3
L ⫽ 30 pies
2 L/3
2
Figura 8.12.
Alfaomega
3
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
248
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
hace el análisis plástico de la viga propuesta en la Figura 8.13 por el método del trabajo
virtual. Se muestra la viga con sus dos cargas concentradas, junto con cuatro posibles mecanismos de falla y los cálculos necesarios. Es cierto que los mecanismos de las Figuras (b), (d)
y (e) no son críticos, pero este hecho no es obvio para el lector normal, a menos que haga
los cálculos del trabajo virtual para cada caso. En realidad, el mecanismo de la parte (e) se
basa en la hipótesis de que el momento plástico se alcanza simultáneamente bajo las cargas
concentradas (una situación que podría ocurrir).
El valor para el cual la carga de falla Pn es mínima en función de Mn es el valor correcto (o el valor donde Mn es máximo en función de Pn). Para esta viga, la segunda articulación
plástica se forma en la carga concentrada Pn, siendo Pn igual a 0.154Mn.
0.6Pn
Pn
10 pies
10 pies
10 pies
(a)
Articulación real
2
Mn(5 ) ⫽ (0.6Pn)(20 ) ⫹ (Pn)(10 )
Mn ⫽ 4.4Pn
Pn ⫽ 0.227Mn
10
20
3
(b)
Articulación real
10
20
2
3
Mn(4 ) ⫽ (0.6Pn)(10 ) ⫹ (Pn)(20 )
Mn ⫽ 6.5Pn
Pn ⫽ 0.154Mn
(c)
Articulación real
Mn(3 ) ⫽ (Pn)(10 )
Mn ⫽ 3.33Pn
Pn ⫽ 0.3Mn
10
2
(d)
Articulación real
10
10
Mn(3 ) ⫽ (0.6Pn)(10 ) ⫹ (Pn)(10 )
Mn ⫽ 5.33Pn
Pn ⫽ 0.1875Mn
(e)
Figura 8.13.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.10
8.10
Localización de la articulación plástica para cargas uniformes
249
LOCALIZACIÓN DE LA ARTICULACIÓN PLÁSTICA PARA CARGAS UNIFORMES
No existe dificultad para localizar las articulaciones plásticas en la viga con carga uniformemente repartida y doblemente empotrada; pero para otras vigas, también con carga uniformemente repartida, empotradas en un extremo y apoyadas en el otro, o aun en vigas
continuas, el problema es un tanto más difícil. En esta sección se considera la viga empotrada
en un extremo y apoyada en el otro con carga uniformemente distribuida, mostrada en la
Figura 8.14(a).
El diagrama de momentos de flexión para esta viga trabajando elásticamente se muestra con línea sólida en la parte (b) de la figura. A medida que la carga uniforme se incrementa, se formará una articulación plástica en el extremo empotrado. Ahora la viga será, en
efecto, una viga “simplemente apoyada” (por lo que concierne al incremento de carga) con
una articulación plástica en un extremo y una articulación real en el otro. Los incrementos
subsiguientes de la carga causarán la modificación del diagrama de momentos, como se ha
representado con línea punteada en la parte (b) de la figura. Este proceso continuará hasta
que en algún otro lugar (en la figura, a una distancia x del apoyo de la derecha), el momento
valga Mn y produzca otra articulación plástica.
La expresión del trabajo virtual para el mecanismo de falla de esta viga, mostrado en
la parte (c) de la Figura 8.14 se escribe como sigue:
Mn a u + u +
L - x
1
ub = 1wnL21u21L - x2a b.
x
2
Despejando Mn de esta ecuación y haciendo dMn/dx = 0, puede calcularse el valor de
x y se encuentra que es igual a 0.414L. Este valor también es aplicable a claros extremos de
vigas continuas con cargas uniformemente repartidas, con extremos simplemente apoyados,
y se ilustrará en la siguiente sección.
wn , klb/pie
L
(a)
Mn
x
Mn
(b)
L⫺x
x
(L⫺x)
⫹
Articulación
real
L⫺x
x
(c)
Figura 8.14.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
250
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
Mn
n,
L⫺x
klb/pie
x
L
(a)
0.586 L
1.414
2.414
0.414L
0.586L
Figura 8.15.
(b)
La viga y su mecanismo de falla se reproducen en la Figura 8.15, y se escribe la siguiente
expresión para el momento plástico y carga uniforme mediante el procedimiento del trabajo
virtual:
1
Mn1u + 2.414u2 = 1wnL210.586uL2a b
2
Mn = 0.0858wnL2
wn = 11.65
8.11
Mn
L2
VIGAS CONTINUAS
Las vigas continuas son muy comunes en las estructuras de ingeniería. Su continuidad hace
que su análisis sea algo complicado al usar la teoría elástica y la distribución resultante de
esfuerzos no es tan exacta como pudiera suponerse, aún al emplear alguno de los métodos
“exactos” de análisis.
El análisis plástico es aplicable tanto a estructuras continuas como a vigas de un solo
claro. Los valores resultantes reflejan en forma más realista la resistencia límite de una estructura, que la que se obtiene con el análisis elástico. Las vigas continuas estáticamente
indeterminadas pueden tratarse con el método del trabajo virtual tal como se hizo en el caso
de las vigas estáticamente indeterminadas de un solo claro. Se presentan los Ejemplos 8.2 y
8.3 para ilustrar dos de los casos más elementales de vigas continuas.
Se supone aquí que la falla ocurre si una parte o el total de la estructura falla. Entonces, en las vigas continuas que analizaremos se escriben las expresiones del trabajo virtual
para cada claro por separado. De las expresiones resultantes se pueden despejar las cargas
máximas que las vigas pueden soportar.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.11
Vigas continuas 251
Ejemplo 8-2
Se ha seleccionado una W18 * 55 (Zx = 112 plg3) para la viga mostrada en la Figura 8.16.
Usando acero de 50 klb/plg2 y suponiendo soporte lateral total, determine el valor de wn.
wn, klb/pie
24 pies
Figura 8.16.
30 pies
Solución
Mn = Fy Z =
150 klb/plg2 21112 plg 32
12 plg/pie
= 466.7 pie-klb
Dibujando los mecanismos (falla) para los dos claros:
Articulación real
1.414
14.06
15
2.414
9.94 pies
14.06 pies
15 pies
15 pies
Claro izquierdo:
1
1Mn213.414u2 = 124wn2a b114.06u2
2
wn = 0.0202 Mn = 10.020221466.72 = 9.43 klb/pie
Claro derecho:
1
1Mn214u2 = 130wn2a b115u2
2
wn = 0.0178 Mn = 10.017821466.72 = 8.31 klb/pie ;
Los claros adicionales tienen poco efecto sobre la cantidad de trabajo implícito en el
procedimiento del análisis plástico. No puede decirse lo mismo del análisis elástico. El Ejemplo 8-3 ilustra el análisis de una viga con tres claros, que soporta una carga concentrada en
cada claro. El estudiante, con base en su conocimiento del análisis elástico, percibirá que las
articulaciones plásticas se formarán primero en los apoyos interiores y luego en los centros
de los claros extremos, en ese momento cada claro extremo poseerá un mecanismo de falla.
Ejemplo 8-3
Usando una W21 * 44 (Zx = 95.4 plg3) que consiste de acero A992, determine el valor de Pn
para la viga de la Figura 8.17.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
252
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
Pn
15 pies
Articulación
real
1.5Pn
15 pies
15 pies
15 pies
30 pies
30 pies
15
15
2
Pn
2
15 pies
15 pies
30 pies
Articulación real
15
(Mecanismo
de falla)
2
Figura 8.17.
Solución
Mn = Fy Z =
150 klb/plg22195.4 plg32
12 plg/pie
= 397.5 pie-klb
Para el primer y tercer claros:
Mm 13u2 = 1Pn2115u2
Pn = 0.2 Mn = 10.221397.52 = 79.5 klb
Para el claro central:
1Mn214u2 = 11.5 Pn2115u2
Pn = 0.178 Mn = 10.17821397.52 = 70.8 klb ;
8.12
MARCOS DE EDIFICIOS
En esta sección el análisis plástico se aplica a un pequeño marco de edifico. No es la intención del autor estudiar los marcos detalladamente en este capítulo. Más bien, desea mostrar
al lector que el método del trabajo virtual es aplicable tanto a marcos como a vigas y que hay
otros tipos de mecanismos además de los tipos de viga.
Para el marco considerado, se supone que se usa la misma sección W tanto para la viga
como para las columnas. Si estos miembros difieren en tamaño, será necesario tomar eso en
cuenta en el análisis.
El marco articulado en sus apoyos mostrado en la Figura 8.18 es estáticamente indeterminado de primer grado. El desarrollo de una articulación plástica lo convertirá en estáticamente determinado, y la formación de una segunda articulación puede crear un mecanismo.
Hay, sin embargo, varios tipos de mecanismos que podrían ocurrir en este marco. Un posible
mecanismo de viga se muestra en la parte (b), un mecanismo de ladeo se muestra en la parte
(c) y un mecanismo combinado de viga y ladeo se muestra en la parte (d). La condición crítica es la que dé el menor valor de Pn.
El Ejemplo 8-4 presenta el análisis plástico del marco en la Figura 8.18. Las distancias a
través de las cuales las cargas tienden a moverse en los diversos mecanismos deben estudiarse
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.12 Marcos de edificios 253
Pn
0.6 Pn
20
2
20 pies
20 pies
(Pn)(20 ) ⫽ Mn(4 )
Pn ⫽ 1 Mn
5
20 pies
40 pies
(a) Marco y cargas
(b) Mecanismo de viga
20
20
20
B
2
A
(0.6 Pn)(20 ) ⫽ Mn(2 )
Pn ⫽ 1 Mn
6
(0.6 Pn)(20 ) ⫹ (Pn)(20 ) ⫽ Mn(4 )
Pn ⫽ 1 Mn
8
(c) Mecanismo de ladeo
(d) Mecanismo combinado
de viga y ladeo
Figura 8.18
Mecanismos posibles para un marco.
cuidadosamente. La solución de este problema evidencia un punto de la mayor importancia:
La superposición no es aplicable en el análisis plástico. Esto puede verse fácilmente estudiando las expresiones del trabajo virtual para las partes (b), (c) y (d) de la figura. Los valores de
Pn obtenidos por separado para los mecanismos de viga y ladeo no se suman para obtener el
mecanismo combinado de viga y ladeo.
Para cada mecanismo tenemos que considerar la situación en la que se tenga el menor
número posible de articulaciones plásticas que causan el colapso. Si se fija usted en una de las
expresiones del trabajo virtual, notará que Pn resulta más pequeño conforme el número de
articulaciones plásticas disminuye. Véase al respecto la parte (d) de la Figura 8.18. El marco se
puede ladear hacia la derecha sin la formación de una articulación plástica en la parte superior de la columna izquierda. Las dos articulaciones plásticas marcadas A y B son suficientes
para que el colapso ocurra.
Ejemplo 8-4
Una W12 * 72 (Zx = 108 plg) se usa para la viga y las columnas del marco mostrado en la
Figura 8.18. Si Fy = 50 klb/plg2, determine el valor de Pn.
Solución
Las expresiones del trabajo virtual están escritas para las partes (b), (c) y (d) de la Figura 8.18
y se muestran con las partes respectivas de la figura. Se encuentra que la viga combinada y el
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
254
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
caso de ladeo es el caso crítico, y de ahí se determina el valor de Pn como sigue:
Pn =
8.13
1
1
1 50 * 108
M = a b 1Fy Z 2 = a b a
b = 56.25 klb
8 n
8
8
12
PROBLEMAS PARA RESOLVER
8-1 al 8-10. Encuentre los valores de S, Z y del factor de forma respecto al eje x de las secciones mostradas a continuación.
8-1. (Resp. 446.3, 560, 1.25.)
8 plg
2 plg
1
plg
2
28 plg
24 plg
2 plg
12 plg
Figura P8-1.
8-2.
2 plg
t⫽
1
2
plg
18 plg
14 plg
2 plg
6 plg
Figura P8-2.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.13 Problemas para resolver
255
8-3. (Resp. 4.21, 7.15, 1.70.)
1
3 2 plg de diámetro
Sólido
Figura P8-3.
8-4.
8 plg diámetro
(diámetro exterior)
1 plg
Hueco
Figura P8-4.
8-5. (Resp. 4.33, 7.78, 1.80.)
1
2
plg
6 plg
1
2
4 plg
Figura P8-5.
plg
8-6.
1
2
1
2
plg
plg
8 plg
4 plg
Figura P8-6.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
256
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
8-7. (Resp. 40.0, 45.8, 1.15)
1
2
plg
12 plg
11 plg
3
8
plg
1
2
6 plg
Figura P8-7.
plg
8-8.
8 plg
3
plg
4
16 plg
1
2
plg
Figura P8-8.
8-9. (Resp. 33.18, 43.0, 1.30.)
5
8
3
4
12 plg
plg
3 plg
Figura P8-9.
plg
5
8
plg
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.13 Problemas para resolver
257
8-10.
1
plg
2
6 plg
2 12 plg
2 12 plg
1
plg
2
6 plg
1
2
6 12 plg
plg
12 plg
Figura P8-10.
8-11 al 8-20. Determine los valores de S y Z así como el factor de forma respecto al eje x, a
menos que se indique otra cosa. Use las dimensiones de almas y patines dadas en
el Manual del AISC al hacer estos cálculos.
8-11. Una W21 * 122 (Resp. 271.8, 305.6, 1.12.)
8-12. Una W14 * 34 con un cubreplaca en cada patín. La placa es de 3/8 * 8 plg.
8-13. Dos ángulos de 5 * 3 * 3/8 plg con sus lados largos en dirección vertical (LLV)
y espalda con espalda. (Resp. 4.47, 7.95, 1.78.)
8-14. Dos canales C8 * 11.5 espalda con espalda.
8-15. Cuatro ángulos 3 * 3 * 3/8 plg dispuestos como se muestra en la Figura P8-15.
(Resp. 4.56, 7.49, 1.64.)
Figura P8-15.
8-16.
8-17.
8-18.
8-19.
8-20.
Alfaomega
Una W16 * 31.
La sección del Problema 8-7, considerando el eje y. (Resp. 6.02, 9.39, 1.56.)
Repita el Problema 8-9, considerando el eje y.
Repita el Problema 8-12, considerando el eje y. (Resp. 13.8, 22.6, 1.64.)
Repita el Problema 8-14, considerando el eje y.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
258
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
8-21 al 8-39. Usando las secciones dadas, todas de acero A992, y la teoría plástica, determine
los valores de Pn y wn según se indica.
8-21. (Resp. 94.3 klb.)
Pn
W18 ⫻ 76
18 pies
12 pies
Figura P8-21.
8-22.
Pn
W24 ⫻ 62
18 pies
12 pies
Figura P8-22.
8-23 (Resp. 10.65 klb/pie.)
n,
klb/pie
W16 ⫻ 50
24 pies
Figura P8-23.
8-24.
2Pn
Pn
W27 ⫻ 102
10 pies
10 pies
10 pies
Figura P8-24.
8-25. (Resp. 189.5 klb.)
1
3
Pn
Pn
W30 ⫻ 90
8 pies
8 pies
8 pies
Figura P8-25.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.13 Problemas para resolver
259
8-26.
2Pn
Pn
W21 ⫻ 44
5 pies
5 pies
10 pies
Figura P8-26.
8-27 (Resp. 47.9 klb.)
Pn
3Pn
W24 ⫻ 55
10 pies
10 pies
10 pies
Figura P8-27.
8-28.
Pn
W18 ⫻ 35
10 pies
15 pies
Figura P8-28.
8-29. (Resp. 49.3 klb.)
2Pn
3Pn
W24 ⫻ 76
8 pies
12 pies
8 pies
Figura P8-29.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
260
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
8-30.
Pn
2Pn
3Pn
W24 ⫻ 84
8 pies
16 pies
12 pies
12 pies
Figura P8-30.
8-31. (Resp. 10.95 klb/pie.)
W21 ⫻ 57
n
24 pies
Figura P8-31.
8-32.
n
W18 ⫻ 40
8 pies
16 pies
8 pies
Figura P8-32.
8-33. (Resp. 4.20 klb/pie.)
2
2
n
n
n
W16 ⫻ 26
16 pies
16 pies
16 pies
Figura P8-33.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
8.13 Problemas para resolver
261
8-34.
n
24 pies
W27 ⫻ 84
36 pies
24 pies
Figura P8-34.
8-35 (Resp. 9.56 klb/pie.)
n
W24 ⫻ 68
30 pies
30 pies
30 pies
Figura P8-35.
8-36.
n
24 pies
W21 ⫻ 73
24 pies
24 pies
Figura P8-36.
8-37. (Resp. 88.2 klb.)
2Pn
Pn
2Pn
3Pn
W24 ⫻ 94
12 pies 12 pies 12 pies 12 pies 12 pies 12 pies
24 pies
36 pies
24 pies
36 pies
Figura P8-37.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
262
Capítulo 8
Introducción al estudio de vigas
8-38.
Pn
4
2Pn
W16 ⫻ 57
10 pies
12 pies
10 pies
Figura P8-38.
8-39. Repita el Problema 8-38 considerando que las bases de las columnas están empotradas. (Resp. 87.5 klb.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
C A P Í T U L O
9
Diseño de vigas por
momentos
9.1
INTRODUCCIÓN
Si se aplican cargas de gravedad a una viga simplemente apoyada de gran longitud, la viga
se flexionará hacia abajo, y su parte superior estará en compresión y se comportará como un
miembro a compresión. La sección transversal de esta “columna” consistirá en la porción de
la sección transversal de la viga arriba del eje neutro. Para la viga usual, la “columna” tendrá
un momento de inercia mucho menor respecto a su eje y o eje vertical que respecto a su eje
x. Si no se hace nada para arriostrarla perpendicularmente al eje y, la viga se pandeará lateralmente bajo una carga mucho menor que la que se requeriría para producir una falla vertical. (Usted puede verificar esto tratando de flexionar verticalmente una revista mantenida
en posición de canto. La revista tenderá siempre, igual que una viga de acero, a pandearse
lateralmente, a menos que se soporte en esa dirección.)
El pandeo lateral no ocurrirá si el patín de compresión de un miembro se soporta
lateralmente o si se impide el torcimiento de la viga a intervalos frecuentes. En este capítulo
se consideran los momentos de pandeo de una serie de vigas de acero dúctil compactas con
condiciones diferentes de arriostramiento lateral. (Como se definió previamente, una sección
compacta es aquella que tiene un perfil suficientemente robusto, de manera que es capaz de
desarrollar una distribución de esfuerzos totalmente plástica antes de pandearse.)
En este capítulo estudiaremos las vigas de la siguiente manera:
1. Primero se supondrá que las vigas tienen soporte lateral continuo en sus patines de
compresión.
2. Luego se supondrá que las vigas están soportadas lateralmente a intervalos cortos.
3. Por último se supondrá que las vigas están soportadas a intervalos cada vez más grandes.
En la Figura 9.1 se muestra una curva típica con los momentos resistentes nominales o
momentos de pandeo de una viga en función de longitudes variables no soportadas lateralmente.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
263
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Mn (momento nominal
resistente de la viga)
264
Comportamiento
plástico –
momento
plástico total
(zona 1)
Pandeo
lateral –
torsional
inelástico
(zona 2)
Pandeo
lateral –
torsional
elástico
(zona 3)
0.7 FySx ⫽ MR
(véase la Sección 9.5)
Figura 9.1
Momento nominal en función
de la longitud, no soportada
lateralmente, del patín
de compresión.
Lpd Lp
Lr
Lb (longitud sin soporte
lateral del patín de compresión)
En la Figura 9.1 se aprecia que las vigas tienen tres distintos intervalos o zonas de pandeo, dependientes de sus condiciones de soporte lateral. Si se tiene un soporte lateral continuo
o estrechamente espaciado, las vigas se pandearán plásticamente y quedarán en lo que se ha
clasificado como zona 1 de pandeo. Conforme se incrementa la separación entre los soportes
laterales, las vigas empezarán a fallar inelásticamente bajo momentos menores y quedarán
en la zona 2. Finalmente, con longitudes aún mayores sin soporte lateral, las vigas fallarán
elásticamente y quedarán en la zona 3. En esta sección se presenta una breve exposición de
estos tres tipos de pandeo y el resto del capítulo se dedica a un estudio detallado de cada
tipo, junto con una serie de ejemplos numéricos.
9.1.1
Comportamiento plástico (zona 1)
Si experimentáramos con una viga compacta con soporte lateral continuo en su patín de
compresión, descubriríamos que es posible cargarla hasta que alcance su momento plástico
Mp en algún punto o puntos; una carga mayor produciría una redistribución de momentos,
tal como se describió en el Capítulo 8. En otras palabras, los momentos en esas vigas pueden
alcanzar Mp y luego desarrollar una capacidad de rotación suficiente para que se redistribuyan los momentos.
Si ensayamos ahora una de esas vigas compactas y suministramos soporte lateral estrechamente espaciado en su patín de compresión, encontraremos que aun podemos cargarla hasta que se alcance el momento plástico y se redistribuyan los momentos, siempre que la
separación entre los soportes laterales no exceda un cierto valor llamado Lp. (El valor de Lp
depende de las dimensiones de la sección transversal de la viga y de su esfuerzo de fluencia.)
La mayoría de las vigas fallan en la zona 1.
9.1.2
Pandeo inelástico (zona 2)
Si incrementamos la distancia entre los puntos de soporte lateral o torsional aún más, la
sección puede cargarse hasta que algunas, pero no todas, de las fibras comprimidas estén
bajo el esfuerzo Fy. La sección tendrá una capacidad de rotación insuficiente para permitir la
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.1
Introducción 265
Puente sobre el Río Allegheny en Kittanning, PA. (Cortesía de American Bridge Company.)
redistribución total de momentos y no se podrá efectuar un análisis plástico. En otras palabras, en esta zona podemos flexionar el miembro hasta que se alcance la deformación de
fluencia en algunos, pero no en todos, sus elementos a compresión, antes de que ocurra el
pandeo. Éste se denomina pandeo inelástico.
Conforme incrementemos la longitud no soportada lateralmente, encontraremos que
el momento que la sección resiste disminuirá, hasta que finalmente la viga falle antes de que
se alcance en cualquier punto el esfuerzo de fluencia en la sección transversal. La longitud
máxima sin soporte lateral con la que aún se puede alcanzar Fy en un punto es el extremo del
intervalo inelástico. Se denota con Lr en la Figura 9.1; su valor depende de las propiedades
de la sección transversal de la viga, del esfuerzo de fluencia del material y de los esfuerzos
residuales presentes en la viga. En este punto, tan pronto como se presente un momento que
teóricamente produzca un esfuerzo de fluencia en cualquier parte de la viga (en realidad, es
un valor menor que Fy, debido a la presencia de esfuerzos residuales), la sección se pandeará.
9.1.3
Pandeo elástico (zona 3)
Si la longitud no soportada lateralmente es mayor que Lr, la sección se pandeará elásticamente antes de que se alcance el esfuerzo de fluencia en cualquier punto. Al aumentar esta
longitud, el momento de pandeo se vuelve cada vez más pequeño. Al incrementar el momento en una viga tal, ésta se deflexionará transversalmente más y más hasta que se alcance un
valor crítico para el momento (Mcr). En este punto la sección transversal de la viga girará y el
patín de compresión se moverá lateralmente. El momento Mcr lo proporcionan la resistencia
torsional y la resistencia al alabeo de la viga; esto se estudiará en la Sección 9.7.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
266
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Edificio en la Calle 150 Federal, en Boston, MA. (Cortesía de Owen Steel Company, Inc.)
9.2
COMPORTAMIENTO PLÁSTICO — MOMENTO PLÁSTICO TOTAL, ZONA 1
En ésta y las siguientes dos secciones, se presentan fórmulas para vigas para el comportamiento plástico (zona 1), mientras que en las Secciones 9.5 a 9.7, se presentan fórmulas para
el pandeo inelástico (zona 2) y para el pandeo elástico (zona 3). Después de ver algunas de
estas expresiones, el lector podría pensar que será necesario invertir una gran cantidad de
tiempo en sólo sustituir los valores en estas fórmulas. Sin embargo, esto en general no será
así, ya que los valores que se busquen se encuentran en tablas y gráficas en la Parte 3 del
Manual del AISC.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.3 Diseño de vigas, zona 1
267
Si la longitud sin soporte lateral Lb del patín de compresión de un perfil compacto I o
C, incluyendo los miembros híbridos, no excede a Lp (si se usa análisis elástico) o a Lpd (si se
usa análisis plástico), entonces la resistencia a la flexión del miembro con respecto a su eje
mayor se puede determinar como sigue:
Mn = Mp = FyZ
(Ecuación F2-1 del LRFD )
fbMn = fbFyZ (fb = 0.90)
Fy Z
Mn
=
(Æ b = 1.67)
Æb
Æb
Si se usa un enfoque de análisis elástico convencional para establecer las fuerzas en los
miembros, Lb no deberá exceder el valor de Lp que sigue si Mn va a ser igual a FyZ.
E
Lp = 1.76 ry
A Fy
(Ecuación F2-5 del LRFD)
Si se usa un enfoque de análisis plástico para establecer las fuerzas en los miembros
con perfil I de simetría simple o doble con el patín de compresión mayor que el de tensión
(incluidos los miembros híbridos) y cargados en el plano del alma, Lb (que se define como la
longitud sin soporte lateral del patín de compresión en localidades con articulaciones plásticas, asociadas con mecanismos de falla) no debe exceder el valor de Lpd dado a continuación
para que Mn sea igual a FyZ.
Lpd = B 0.12 - 0.076 ¢
M1¿
M2¿
≤R¢
E
≤r
Fy y
(Ecuación A-1-5 del Apéndice del AISC)
En esta expresión M1 es el menor de los momentos en los extremos de la longitud no
soportada de la viga y M2 es el mayor momento en el extremo de la longitud no soportada y
la relación M1/M2 es positiva cuando los momentos flexionan al miembro en doble curvatura
, y negativa si lo flexionan
en curvatura simple. Sólo pueden considerarse aceros con valores de Fy (Fy es el esfuerzo mínimo de fluencia especificado del patín de
compresión) menores o iguales a 65 klb/plg2. Los aceros de alta resistencia podrían no ser lo
suficientemente dúctiles.
No existe límite para la longitud no soportada de secciones circulares o cuadradas o
de vigas I flexionadas alrededor de sus ejes menores. (Si una viga I se flexiona alrededor de
su eje menor o eje y, ésta no se pandeará antes de que se desarrolle el momento plástico Mp
respecto al eje y, siempre que el elemento del patín sea compacto.) La Ecuación A1-8 del
Apéndice de la Especificación del AISC también proporciona un valor de Lpd para barras
sólidas rectangulares y vigas en cajón simétricas.
9.3
DISEÑO DE VIGAS, ZONA 1
Entre los conceptos que necesitan considerarse en el diseño de vigas se cuentan los siguientes: momentos, cortantes, deflexiones, aplastamiento, soporte lateral para los patines a compresión, fatiga y otros. Se selecciona las vigas que tienen suficiente capacidad de momento de
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
268
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
diseño (fbMn) y luego se revisan para ver si cualquier otro elemento mecánico o de servicio
es crítico. Se calculan los momentos factorizados y se escoge inicialmente en la Tabla 3-2,
Parte 3, Manual del AISC, denominada “W Shapes Selection by Zx” una sección con esa
capacidad de momento. En esta tabla se pueden escoger rápidamente perfiles de acero con
módulos plásticos suficientes para resistir ciertos momentos. Se deben recordar dos aspectos
importantes al seleccionar los perfiles; éstos son:
1. El costo de los perfiles de acero, depende de su peso por unidad de longitud y, por tanto, es conveniente seleccionar el perfil más liviano posible teniendo el módulo plástico
requerido (considerando que la sección seleccionada pueda acomodarse razonablemente dentro de la estructura). La tabla contiene los perfiles ordenados en grupos
que se encuentran dentro de cierta escala de módulos plásticos. La sección indicada
con tipo grueso, en la parte superior de cada grupo, es la más ligera de éste, y las otras
están acomodadas en orden decreciente de sus módulos plásticos. Normalmente para
un módulo plástico dado, los perfiles más aperaltados corresponderán a los de menor
peso y de esta manera se seleccionarán en general, a menos que sus peraltes ocasionen
problemas en la obtención de las alturas de entrepiso, en cuyo caso se seleccionará una
sección más pesada, pero de menor peralte.
2. Los valores de los módulos plásticos se presentan en la tabla con respecto a los ejes
horizontales para vigas en su posición vertical usual. Si la viga va a usarse en posición
de costado, el módulo plástico correspondiente respecto al eje y se encontrará en la
Tabla 3-4 del Manual o en las tablas que dan dimensiones y propiedades de perfiles en
la Parte 1 del Manual del AISC. Un perfil W colocado de costado sólo tiene un 10 a
30% de la capacidad resistente que tiene en posición vertical bajo la acción de cargas
verticales, o por gravedad. De la misma manera, la resistencia de un larguero de madera con dimensiones de 2 * 10 plg colocado acostado, tendrá sólo 20% de la resistencia
que tiene en posición vertical.
Los ejemplos que siguen ilustran el análisis y diseño de vigas de acero compactas cuyos patines a compresión tienen soporte lateral total, que permite hacer un análisis plástico.
Para la selección de estas secciones, el proyectista puede consultar las tablas, ya sea con el
módulo plástico requerido o con el momento de diseño factorizado (si Fy = 50 klb/plg2).
Ejemplo 9-1
¿Es la sección compacta y lateralmente soportada mostrada en la Figura 9.2 suficientemente
fuerte para soportar las cargas dadas si Fy = 50 klb/plg2? Revise la viga con los métodos
LRFD y ASD.
D ⫽ 1 klb/pie (no incluye el peso de la viga)
L ⫽ 3 klb/pie
W21 ⫻ 44
Figura 9.2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
21 pies
Alfaomega
9.3 Diseño de vigas, zona 1
269
Solución. Usando una W21 * 44 (Zx = 95.4 plg3)
LRFD fb = 0.9
ASD Æb = 1.67
Dado el peso de la viga = 0.044 klb/pie
Dado el peso de la viga wt = 0.044 klb/pie
wu = (1.2)(1 + 0.044) + (1.6)(3) = 6.05 klb/pie
wa = (1 + 0.044) + 3 = 4.044 klb/pie
2
Mu =
(6.05)(21)
8
= 333.5 klb-pie
Mn de la sección =
=
Fy Z
12
Ma =
12 plg/pie
8
= 222.9 klb-pie
Mn = 397.5 klb-pie de la solución con LRFD
= Mpx
(50 klb/plg2)(95.4)plg3
(4.044)(21)2
= 397.5 klb-pie
Mn
397.5
=
= 238 klb-pie 7 222.9 klb-pie OK
Æ2
1.67
Mu = fb Mpx = (0.9)(397.5)
= 358 klb-pie 7 333.5 klb-pie OK
Nota: En vez de utilizar Zx y FyZx, se encontrará más fácil usar las columnas de momentos
fbMpx y Mpx>Æb en la Tabla 3-.2 del AISC. Ahí, el término Mpx representa el momento plástico de una sección con respecto a su eje x. Siguiendo este procedimiento para una W21 * 44,
encontramos los valores fbMpx = 358 klb-pie y Mpx>Æb = 238 klb-pie. Estos valores concuerdan con los cálculos anteriores.
9.3.1
Estimación del peso de las vigas
En cada uno de los siguientes ejemplos, se incluye el peso de la viga en el cálculo del momento de flexión que ha de resistir, ya que la viga debe soportarse a sí misma, así como a las
cargas externas. Las estimaciones del peso de las vigas corresponden casi al valor real, ya
que el autor hizo un anteproyecto preliminar para hacer su estimación. Es de esperarse que
el lector, careciendo de experiencia, no tenga capacidad de estimar adecuadamente el peso
de la viga requerida con sólo ver el problema. Sin embargo, se dispone de un método muy
sencillo con el cual el estudiante puede estimar rápidamente y con exactitud los pesos de las
vigas. Puede calcularse el momento flexionante máximo, sin contar el efecto del peso de la
viga, y seleccionar una sección de la Tabla 3-2 del AISC. Luego puede usarse el peso de ese
perfil o un poco más (ya que el peso de la viga aumentará ligeramente el momento) como
la estimación del peso de la viga. Los pesos resultantes de las vigas casi siempre serán muy
cercanos al peso de la pieza seleccionada en el diseño final. Para los problemas de ejemplo
futuros en este texto, el autor no muestra sus cálculos para la estimación de los pesos de las
vigas. Sin embargo, el peso estimado que se usa para esos problemas, se obtuvo exactamente
de la misma manera que como se obtiene en el Ejemplo 9-2, que se muestra enseguida.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
270
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Ejemplo 9-2
Seleccione una sección de viga usando ambos métodos LRFD y ASD para el claro y la carga
que se muestran en la Figura 9.3, suponiendo que la losa de piso arriba suministra soporte
lateral completo al patín de compresión (es decir, Lb = 0) y Fy = 50 klb/plg2.
PL 30 klb
wD 1.5 klb/pie
15 pies
15 pies
30 pies
Figura 9.3
Solución
Estimar el peso de las vigas.
LRFD
ASD
wu sin incluir el peso de la viga
wa sin incluir el peso de la viga
= (1.2)(1.5) = 1.8 klb/pie
= 1.5 klb/pie
Pa = 30 klb
Pu = (1.6)(30) = 48 klb
Mu =
(1.8)(30)2
8
(48)(30)
+
Ma =
4
(1.5)(30)2
8
+
(30)(30)
4
= 393.8 klb/pie
= 562.5 klb-pie
De la Tabla 3-2 del AISC y de la columna
de momentos del LRFD (fbMpx), se
requiere una W24 * 62.
De la Tabla 3-2 del AISC y de la
columna de momentos del ASD (Mpx/Æb),
se requiere una W21 * 68.
fbMpx = 574 klb-pie
Mpx
Æb
Suponga el peso de la viga = 62 lb/pie.
= 399 klb-pie
Suponga el peso de la viga = 68 lb/pie.
Seleccione la sección de viga.
LRFD
ASD
wu = (1.2)(1.5 + 0.062) = 1.874 klb/pie
wa = 1.5 + 0.068 = 1.568 klb/pie
Pu = (1.6)(30) = 48 klb
Pa = 30 klb
2
Mu =
(1.874)(30)
8
= 570.8 klb-pie
+
(48)(30)
4
Ma =
(1.568)(30)2
8
= 401.4 klb-pie
+
(30)(30)
4
(Continúa)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.3 Diseño de vigas, zona 1
LRFD
271
ASD
De la Tabla 3-2 del AISC
De la Tabla 3-2 del AISC
Use W24 * 62.
Use W24 * 68.
(fbMpx = 574 klb-pie 7 570.8 klb-pie)
(Mpx/Æb = 442 klb-pie 7 401.4 klb-pie)
OK
OK
Ejemplo 9-3
La losa de concreto reforzado de 5 plg de espesor mostrada en la Figura 9.4 va a colocarse
sobre secciones W de acero con separación de 8 pies 0 plg entre centros. Las vigas tienen un
claro de 20 pies y se suponen simplemente apoyadas. Si la losa de concreto se diseñó para resistir una carga viva de 100 lb/pie2, determine el perfil de acero más ligero requerido para soportar la losa mediante los procedimientos LRFD y ASD. Se supone que el patín de compresión
de la viga recibirá soporte lateral completo de la losa de concreto. El concreto pesa 150 lb/pie3.
Considere Fy = 50 klb/plg2.
5 plg
Claro ⫽ 20 pies
8 pies
8 pies
8 pies
8 pies
Figura 9.4
Solución
LRFD
Suponga el peso de la viga wt
Peso de la losa = ¢
ASD
= 22 lb/pie
5
≤ (150)(8) = 500 lb/pie
12
= 522 lb/pie
wD
Suponga el peso de la viga wt = 22 lb/pie
Peso de la losa wt
= 500 lb/pie
wD
= 522 lb/pie
wL = (8)(100) = 800 lb/pie
wL
= 800 lb/pie
wu = (1.2)(522) + (1.6)(800)
wa = 522 + 800
= 1 322 lb/pie
= 1 906 lb/pie = 1.906 klb/pie
Mu =
= 1.322 klb/pie
(1.906)(20)2
= 95.3 klb-pie
8
De la Tabla 3-2 del AISC
Use W10 * 22.
Ma =
(fbMpx = 97.5 klb-pie 7 95.3 klb-pie)
Alfaomega
(1.322)(20)2
= 66.1 klb-pie
8
De la Tabla 3-2 del AISC
Use W12 * 22.
Mpx
= 73.1 klb-pie 7 66.1 klb-pie≤
¢
Æb
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
272
9.3.2
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Agujeros en vigas
En ocasiones es necesario que las vigas de acero tengan agujeros. Obviamente se les requiere para la instalación de tornillos o remaches y algunas veces para tubos, conductos, etc.
De ser posible, este último tipo de orificios debe evitarse. Cuando son absolutamente necesarios, se localizarán en el alma, si el cortante es pequeño, o en los patines si el momento
es pequeño y el cortante es grande. El cortar un agujero en el alma de una viga no reduce
notablemente su módulo de sección, o su momento resistente; pero, como se indicará más
adelante en la Sección 10.2, un agujero grande en el alma reduce bastante la resistencia al
cortante de la sección de acero. Cuando se hacen agujeros grandes en el alma de la viga, por
lo general se colocan placas extras en el alma para reforzarla alrededor del agujero, contra
el posible pandeo de ésta.
Cuando se colocan grandes agujeros en las almas de las vigas, los estados límites de
éstas (como el pandeo local del patín de compresión del alma o de la zona de compresión en
forma de te arriba o abajo de la abertura) o la interacción momento-cortante o los estados
límite de servicio, pueden controlar el tamaño del miembro. Se dispone de un procedimiento
general para estimar estos efectos y el diseño de cualquier refuerzo requerido para vigas de
acero y vigas compuestas.1,2
La presencia de orificios de cualquier tipo en una viga, ciertamente no la hace más
resistente, y sí existe la probabilidad de que la debiliten un poco. El efecto de los orificios
ha sido un tema que durante muchos años ha tenido argumentos en pro y en contra. Con
frecuencia se hacen las siguientes preguntas: “¿se afecta al eje neutro por la presencia de
agujeros?” y “¿es necesario restar los agujeros del patín de compresión, que van a taparse
con remaches y tonillos?”
La teoría de que el eje neutro se desplaza de su posición normal a la posición teórica
de su sección neta, por la existencia de agujeros, es muy discutible. Las pruebas parecen
indicar que los agujeros para remaches y pernos en el patín no cambian apreciablemente la
ubicación del eje neutro. Es lógico suponer que éste no seguirá la variación teórica exacta
con sus cambios bruscos de posición en las secciones que tienen agujeros para remaches,
como se muestra en la parte (b) de la Figura 9.5. Es más razonable la posición del eje neutro
que se muestra en la parte (c) de dicha figura, donde se supone que existe una variación más
gradual de la posición.
Es interesante observar que las pruebas de flexión en vigas de acero parecen mostrar
que la falla radica en la resistencia del patín de compresión, aun cuando existan agujeros
para remaches o pernos en el patín de tensión. La presencia de tales agujeros no parece
ser tan seria como pudiera pensarse, sobre todo al compararla con agujeros en un miembro
sujeto a tensión pura. Estas pruebas muestran poca diferencia en las resistencias de vigas sin
agujeros y de vigas con una gran cantidad de agujeros para remaches en cualquiera de los
patines.
Los agujeros para tornillos en las almas de las vigas son considerados en general de
poca importancia, ya que ellos no tienen casi efecto en los cálculos de Z.
1
D. Darwin, “Steel and Composite Beams with Web Openings”, AISC Design Guide Series No. 2 (Chicago: American Institute of Steel Construction, 1990).
2
ASCE Task Committee on Design Criteria for Composite Structures in Steel and Concrete, “Proposed
Specifications for Structural Steel Beams with Web Openings”, D. Darwin, Chairman, Journal of Structural Engineering, ASCE, vol. 118 (Nueva York: ASCE, diciembre, 1992).
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Alfaomega
9.3 Diseño de vigas, zona 1
273
Viga W con agujeros para
tornillos o remaches en el
patín a tensión
(a)
Variación teórica
del eje neutro
(b)
Variación más probable
del eje neutro
Figura 9.5
(c)
Algunas especificaciones, especialmente las de puentes, y algunos ingenieros estructuristas, no han adoptado la idea de despreciar la presencia de todos o parte de los agujeros
en los patines de tensión. Como consecuencia, ellos siguen la práctica más conservadora de
deducir el 100% de todos los agujeros. Para tal caso, la reducción en Zx será igual al momento estático de los agujeros (en ambos patines) respecto al eje neutro. Si se tienen agujeros
llenos por los tornillos sólo en el patín de compresión, podemos ignorar el problema. Esto se
debe a que se considera que los sujetadores pueden transmitir adecuadamente compresión
a través de los agujeros por medio de los tornillos.
La resistencia a la flexión de las vigas con agujeros en sus patines de tensión se pronostica comparando el valor de FyAfg con FuAfn. En estas expresiones, Afg es el área total del
patín de tensión mientras que Afn es el área neta del patín de tensión después de restar los
agujeros. En las expresiones dadas aquí para calcular Mn, existe un término Yt, que se denomina coeficiente de reducción de agujeros. Su valor se toma igual a 1.0 si Fy/Fu ) 0.8. Para los
casos en que el cociente Fy/Fu > 0.8, Yt se toma igual a 1.1.3,4
a. Si FuAfn * YtFyAfg, el estado límite de la falla de tensión no es aplicable y no hay
reducción de Mn debido a los agujeros.
b. Si FuAfn < YtFyAfg, la resistencia nominal a la flexión del miembro en los agujeros
deberá determinarse con la siguiente expresión, en donde Sx es el módulo de sección del miembro:
Mn =
FuAfn
Afg
Sx
(Ecuación F13-1 del AISC)
3
R. J. Dexter y S. A. Altstadt, “Strength and Ductility of Tension Flanges in Girders”, Memorias de la
Segunda Conferencia de Puentes de la Ciudad de Nueva York (Nueva York, 2003).
4
Q. Yuan, J. Swanson y G. A. Rassati, “An Investigation of Hole Making Practices in the Fabrication of
Structural Steel” (Universidad de Cincinnati, OH, 2004).
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274
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Ejemplo 9-4
Mn
para la viga W24 * 176 (Fy = 50 klb/plg2, Fu = 65 klb/plg2) mostrada
Æb
en la Figura 9.6 para las siguientes situaciones:
Determine fbMn y
a. Usando la Especificación del AISC y suponiendo dos líneas de tornillos de 1 plg
para agujeros estándar en cada patín (como se muestra en la Figura 9.6).
b. Usando la Especificación del AISC y suponiendo cuatro líneas de tornillos de 1 plg
para agujeros estándar en cada patín.
1.34 plg
25.2 plg
W24 ⫻ 176
12.9 plg
Figura 9.6.
Solución. Usando una W24 * 176 (bf = 12.9 plg, tf = 1.34 plg y Sx = 450 plg3)
a.
Afg = bf tf = (12.9 plg)(1.34 plg) = 17.29 plg2
Afn = 17.29 plg2 - (2)(1 18 plg)(1.34 plg) = 14.27 plg2
FuAfn = (65 klb/plg2)(14.27 plg2) = 927.6 klb
Fy
Fu
=
50
= 0.77 6 0.8
65
‹ Yt = 1.0
927.6 klb > YtFy Afg = (1.0)(50 klb/plg2)(17.29 plg2) = 864.5 klb
‹ No es aplicable la falla por tensión y FbMpx = 1 920 klb-pie y
Mpx
æb
1 270 klb-pie
de la Tabla 3-2 del AISC.
b.
Afn = 17.29 plg2 - (4) A 1 18 plg B (1.34 plg) = 11.26 plg2
Fy
Fu
=
50
= 0.77
65
‹ Yt = 1.0
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9.4 Soporte lateral de vigas
275
FuAfn = (65 klb/plg2)(11.26 plg2) = 731.9 klb
< YtFyAfg = (1.0)(50 klb/plg2)(17.29 plg2) = 864.5 klb
‹ Es aplicable la expresión de falla por tensión.
FuAfn
(65 klb/plg2 )(11.26 plg2)(450 plg3)
Mn =
Sx =
= 19 048 klb-plg = 1587.4 klb-pie
Afg
(17.29 plg2)
LRFD f b
0.9
fb Mn = (0.9)(1587.4)
= 1 429 klb-pie
ASD Æ b
Mn
Æb
=
1.67
1587.4
1.67
= 951 klb-pie
Si sólo hubiera un agujero en un lado del patín de una sección W, no habría eje de
simetría para la sección neta del perfil. La solución teórica correcta del problema sería muy
compleja. En lugar de seguir procedimientos tan largos para un problema tan sencillo, parece lógico considerar agujeros en ambos lados del patín. Los resultados obtenidos probablemente serán tan satisfactorios como los conseguidos mediante los métodos teóricos más
laboriosos mencionados.
9.4
SOPORTE LATERAL DE VIGAS
En la mayoría de las vigas de acero, éstas se utilizan de tal modo que sus patines de compresión están protegidos contra el pandeo lateral. (Desafortunadamente, este porcentaje no
es tan grande como los calculistas lo han considerado.) Los patines superiores de las vigas,
Un herrero de obra aguarda el izado de una viga de acero que se montará
con tornillos a la columna. (Cortesía de CMC South Carolina Steel.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
276
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
que sustentan losas de concreto de edificios y puentes, a menudo se cuelan con dichos pisos
de concreto. Para situaciones de este tipo, en donde los patines a compresión están restringidos contra el pandeo lateral, las vigas se sitúan en la zona 1.
Si el patín de compresión de una viga no tiene apoyo lateral en cierta longitud, tendrá
una condición de esfuerzo semejante a la existente en una columna. Como es bien sabido,
a medida que la longitud y por tanto la esbeltez de una columna aumentan, el peligro de su
pandeo crece para el mismo valor de la carga. Cuando el patín a compresión de una viga es
largo y esbelto, se presenta el peligro de pandeo, a menos que se le dé apoyo lateral.
Existen muchos factores que afectan el valor del esfuerzo que causa el pandeo del patín de compresión de una viga. Algunos de estos factores son las propiedades del material, la
separación y tipo de apoyos laterales suministrados, los esfuerzos residuales en las secciones,
los tipos de apoyos en los extremos o restricciones, las condiciones de carga, etcétera.
La tensión en el otro patín de la viga tiende a mantenerlo recto y restringe el pandeo
del patín a compresión; pero a medida que el momento de flexión aumenta, la tendencia de
aquél al pandeo se hace lo suficientemente grande como para vencer la restricción de la tensión. Cuando el patín a compresión empieza a pandearse, ocurren el torcimiento o la torsión,
y entre menor sea la resistencia torsional de la viga, será más rápida la falla. Los perfiles W,
S y canales usados tan frecuentemente como secciones de viga, no tienen mucha resistencia contra el pandeo lateral, ni a la torsión resultante. Algunas otras formas, especialmente
los perfiles armados en cajón, son mucho más resistentes. Estos tipos de miembros tienen
mayor resistencia a la torsión que las secciones W, S o que las vigas armadas de alma llena.
Las pruebas muestran que no se pandearán lateralmente sino hasta que las deformaciones
desarrolladas se sitúen dentro del rango plástico.
Es necesario utilizar el criterio para decidir qué es lo que constituye y qué es lo que
no constituye un apoyo lateral satisfactorio para una viga de acero. Tal vez la pregunta más
común que se hacen quienes diseñan estructuras de acero es: “¿qué es el soporte lateral?”
Una viga que está totalmente ahogada en concreto, o que tiene su patín a compresión embebido en una losa de concreto, ciertamente está bien apoyada lateralmente. Cundo una losa
de concreto descansa sobre el patín superior de una viga, el ingeniero debe estudiar cuidadosamente la situación, para determinar si la fricción realmente proporciona apoyo lateral
completo. Quizá si las cargas en la losa se encuentran razonablemente fijas en posición, éstas
contribuyan a incrementar la fricción y puede ser razonable considerar un apoyo lateral
completo. Si, por otro lado, existe mucho movimiento de las cargas y una vibración apreciable, la fricción se podrá reducir y no se considerará un apoyo lateral total. Estas situaciones
ocurren en los puentes debido al tránsito y en los edificios con maquinaria vibratoria, tal
como las imprentas.
La losa de piso podría no proporcionar apoyo lateral al patín de compresión de una
viga, en cuyo caso dicho apoyo debe proporcionarse con vigas secundarias conectadas o con
miembros especiales insertados con esa finalidad. Las vigas secundarias que se conectan
lateralmente a los costados de una trabe armada, a su patín de compresión, pueden normalmente contarse como elementos que proporcionan apoyo lateral completo a través de la
conexión. Si ésta se realiza primordialmente en el patín de tensión, proporcionará muy poco
apoyo lateral al patín de compresión. Antes de considerar que el apoyo lateral lo proporcionan estas vigas, el proyectista deberá observar si éstas no se mueven conjuntamente. Las
vigas representadas con líneas punteadas horizontales en la Figura 9.7 proporcionan un apoyo
lateral muy discutible a las trabes principales entre columnas. Para una situación de este tipo,
puede ser conveniente algún tipo de contraventeo en x en una de las crujías. Este sistema se
muestra en la Figura 9.7. Este sistema en particular proporcionará suficiente apoyo lateral a
las vigas para varias crujías.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.5
Introducción al pandeo inelástico, zona 2 277
Vigas principales
(o trabes)
Arriostramiento
en X
Vigas secundarias
Columnas
Figura 9.7
Arriostramiento en X para un sistema de piso.
La soldadura intermitente del techo metálico o de los tableros de piso a los patines de
compresión de las vigas probablemente proporcionará suficiente soporte lateral. Las cubiertas
para techos de lámina metálica corrugada, que normalmente se fijan a los largueros con abrazaderas metálicas, proporcionan sólo un apoyo lateral parcial. Un caso análogo se presenta
cuando un piso de madera se atornilla a las vigas de acero que le dan apoyo. Pero ahora, el
lector preguntará con toda naturalidad: “si sólo de dispone de un apoyo lateral parcial, ¿qué
distancia debe considerarse entre los puntos fijos de apoyo lateral?” La contestación a esta
pregunta será que debe usarse el criterio propio. Como un ejemplo supongamos que un piso
de madera va a atornillarse cada 4 pies a las vigas de acero que le apoyan, de tal manera que se
piensa que sólo tendrán apoyo lateral parcial en esos puntos. Después de estudiar la situación,
bien podrá el ingeniero decidir que se ha proporcionado un apoyo lateral completo equivalente a intervalos de 8 pies. Tal decisión parece estar dentro del contexto de las especificaciones.
Si existe duda en el ingeniero estructurista acerca del grado de soporte lateral proporcionado, sería mejor que supusiera que no hay ninguno.
El lector deberá estudiar cuidadosamente las disposiciones de la Sección C1 y del
Apéndice 6 de la Especificación AISC con respecto al arriostramiento de estabilidad de
vigas y columnas. En este apéndice, se proporcionan valores para calcular la resistencia y rigidez necesarias del arriostramiento, y se dan fórmulas de diseño para obtener estos valores.
Se incluyen diversos tipos de arriostramiento para columnas, así como de arriostramiento de
torsión de los miembros a flexión.
En el apéndice se consideran dos categorías de arriostramiento: el relativo y el nodal.
En el relativo se restringe un punto específico en relación con otro punto o puntos. En otras
palabras, el arriostramiento relativo se conecta no solamente al miembro que va a arriostrarse, sino también a otros miembros (por ejemplo, el arriostramiento diagonal cruzado). El
arriostramiento nodal se usa para impedir el movimiento lateral o torcimiento de un miembro independientemente de otras riostras.
En la Sección 10.9 de este libro, se estudia el arriostramiento lateral de los extremos
de vigas sustentados sobre placas de apoyo.
9.5
INTRODUCCIÓN AL PANDEO INELÁSTICO, ZONA 2
Si se proporciona arriostramiento lateral intermitente al patín de compresión de una sección de viga, o si se proporciona arriostramiento de torsión intermitente para prevenir el
torcimiento de la sección transversal en los puntos de arriostramiento, de tal forma que
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
278
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
el miembro pueda flexionarse hasta que se alcance la deformación de fluencia en algunos
(pero no en todos) sus elementos a compresión antes de que ocurra el pandeo lateral, tendremos un pandeo inelástico. En otras palabras, el soporte lateral es insuficiente para permitir que el miembro alcance una distribución plástica total de deformación antes de que
ocurra el pandeo.
Debido a la presencia de esfuerzos residuales (estudiados en la Sección 5.2), la fluencia comenzará en una sección bajo esfuerzos aplicados iguales a Fy - Fr, en donde Fy es el
esfuerzo de fluencia del alma y Fr es igual al esfuerzo de compresión residual. La Especificación del AISC estima que este valor (Fy - Fr) es igual a aproximadamente 0.7Fy, y veremos
ese valor en las ecuaciones del AISC. Debe observarse que la definición de momento plástico FyZ en la zona 1 no se afecta por los esfuerzos residuales, porque la suma de los esfuerzos
a compresión residuales es igual a la suma de los esfuerzos a tensión residuales en la sección
y el efecto neto es, teóricamente, cero.
Si ocurre un momento constante a lo largo de la longitud sin soporte lateral, Lb, de una
sección compacta I o C y si Lb es mayor que Lp, la viga fallará inelásticamente, a menos que
Lb sea mayor que una distancia Lr (que se expondrá más adelante) más allá de la cual la viga
fallará elásticamente antes de que se alcance el esfuerzo Fy (situándose así en la zona 3).
9.5.1
Coeficientes de flexión
En las fórmulas que se presentan en las siguientes secciones para pandeo elástico e inelástico, se usará el término Cb, denominado el factor de modificación de pandeo torsional lateral
para diagramas de momento no uniformes, cuando ambos extremos del segmento sin soporte están arriostrados. Éste es un coeficiente de momentos que se incluye en las fórmulas para
tomar en cuenta el efecto de diferentes gradientes de momento sobre el pandeo de torsión
lateral. En otras palabras, el pandeo lateral puede verse afectado considerablemente por las
restricciones en los extremos y las condiciones de carga del miembro.
Como ilustración, el lector puede apreciar que el momento en la viga sin soporte lateral de la parte (a) de la Figura 9.8 causa en el patín una peor condición de compresión que
el momento en la viga sin soporte lateral en la parte (b) de la figura. La razón de esto es que el
patín superior de la viga en la parte (a) trabaja a compresión en toda su longitud, en tanto
que en (b) la longitud de la “columna”, o sea la longitud del patín superior que trabaja a
compresión, es mucho menor (por consiguiente, se tiene una “columna” mucho más corta).
wu klb/pie
wu klb/pie
L
L
wu L2
8
Longitud del patín
superior que actúa
como “columna”
wu L2
24
wu L2
12
(a) Curvatura sencilla
Longitud del patín
superior que actúa
como “columna”
wu L2
12
(b) Curvatura doble
Figura 9.8
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.5
Introducción al pandeo inelástico, zona 2 279
Para la viga simplemente apoyada en la parte (a) de la figura, Cb se considera igual
a 1.14, en tanto que para la viga en la parte (b) se considera igual a 2.38 (véase el Ejemplo
9-5). Las ecuaciones básicas de capacidad de momento para las zonas 2 y 3 se dedujeron para
vigas sin soporte lateral sujetas a curvatura simple, con Cb = 1.0. Frecuentemente, las vigas no
están flexionadas en curvatura simple, con el resultado de que pueden resistir momentos mayores. Hemos visto esto en la Figura 9.8. Para tomar en cuenta esta situación, la Especificación
del AISC proporciona coeficientes Cb o de momento mayores que 1.0 que deben multiplicarse por los valores calculados de Mn. Se obtienen así mayores capacidades de momento. El
proyectista que dice conservadoramente: “yo siempre uso Cb = 1.0 plg,” está pasando por
alto la posibilidad de lograr ahorros considerables de peso de acero para algunas situaciones.
Al usar valores Cb, el proyectista debe entender claramente que la capacidad de momento obtenida al multiplicar Mn por Cb puede no ser mayor que el Mn plástico de la zona 1, que es Mp
y es igual a FyZ. Esta situación se ilustra en la Figura 9.9.
Valor teórico
CbMn no debe ser Mn Fy Z
Mp
Mn
Cb 1.0
CbMn
0.7 FySx
Lp
Zona 1
Lr
Zona 2
Zona 3
Lb
Figura 9.9
El valor de Cb para miembros de simetría simple en curvatura sencilla y todos los
miembros de simetría doble se determina con la siguiente expresión en la que Mmáx es el
momento más grande en un segmento no soportado de una viga, en tanto que MA, MB y MC
son, respectivamente, los momentos en los puntos ¼, ½ y ¾ del segmento:
Cb =
12.5 Mmáx
2.5Mmáx + 3MA + 4MB + 3MC
(Ecuación F1-1 del AISC)
En miembros de simetría simple sujetos a la flexión de curvatura doble, la resistencia
de torsión lateral debe revisarse para ambos patines superior e inferior. En el Comentario
F1, Disposiciones Generales del AISC, se presenta un análisis más detallado de Cb para
miembros de simetría simple.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
280
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Cb es igual a 1.0 para voladizos o ménsulas donde el extremo libre no está soportado
lateralmente. Algunos valores típicos de Cb, calculados con la ecuación anterior se muestran
en la Figura 9.10 para varios casos de vigas y momentos. Algunos de estos valores también se
dan en la Tabla 3-1 del Manual del AISC.
Pu
wu klb/pie
wu klb/pie
L/2
L/2
Cb 1.14
Cb 1.30
Pu
L/2
L/2
Cb 1.32
Pu
Pu
Pu
wu klb/pie
L/2
L/2
L/3
L/2
Cb 1.67
L/2
Pu
Pu
Pu
L/4
L/4
L/4
L/3
Segmento medio Cb 1.0
Segmentos extremos Cb 1.67
Cb varía
Pu
L/3
M1
M1
L/4
Cb 1.11 para los dos
segmentos centrales y
1.67 para los extremos
wu klb/pie
Cb 1.0
Pu
wu klb/pie
L/2
Cb 2.38
Cb 2.27
Cb 2.38
L/2
L/2
L/2
Cb 1.92
Pu
L/2
L/2
Cb 2.27
Figura 9.10
Ejemplos de valores de Cb para miembros de simetría doble. (Los símbolos X representan puntos
de soporte lateral del patín de compresión.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.6 Capacidad por momento, zona 2 281
Ejemplo 9-5
Determine Cb para la viga mostrada en las partes (a) y (b) de la Figura 9.8. Suponga que la
viga es un miembro con simetría doble.
a.
wu L2
8
3wu L2
32
3wu L2
32
wuL2
1
=
8
8
3wuL2
3
=
32
32
USE:
Cb =
Cb =
12.5Mmáx
2.5Mmáx + 3MA + 4MB + 3MC
1
12.5 a b
8
3
1
3
1
2.5 a b + 3 a b + 4 a b + 3 a b
8
32
8
32
wu L2
24
wu L2
96
L/4
MA
Mmáx
L/4
L/4
MB
wu L2
12
wu L2
96
L/4
MC
b.
Punto de
arriostramiento
lateral
L/4
MC
MB,
L/4
Mmáx
L/4
MA
L/4
12.5 a
Cb =
9.6
2.5 a
= 1.14
USE:
wu L2
12
Punto de
arriostramiento
lateral
1
b
12
1
1
1
1
b + 3a b + 4a b + 3a b
12
96
24
96
wuL2
1
=
12
12
wuL2
1
=
96
96
wuL2
1
=
24
24
= 2.38
CAPACIDAD POR MOMENTO, ZONA 2
Cuando ocurre un momento constante a lo largo de la longitud sin soporte lateral, o a medida que esta longitud en el patín de compresión de una viga o la distancia entre los puntos de
arriostramiento de torsión aumentan más allá de Lp, la capacidad por momento de la sección
se reduce cada vez más. Por último, para una longitud sin soporte Lr, la sección se pandeará
elásticamente tan pronto como se alcance el esfuerzo de fluencia. Sin embargo, debido al
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
282
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
proceso de laminación, se tiene en la sección un esfuerzo residual igual a Fr. En consecuencia,
el esfuerzo por flexión calculado elásticamente sólo puede alcanzar el valor Fy - Fr = 0.7Fy.
La resistencia nominal de momento para las longitudes sin soporte lateral entre Lp y Lr se
calcula con la siguiente ecuación:
Mn = Cb B Mp - (Mp - 0.7FySx) ¢
Lb - Lp
Lr - Lp
≤ R … Mp
(Ecuación F2-2 del AISC)
Lr es una función de varias propiedades de la sección, tales como su área transversal,
módulo de elasticidad, esfuerzo de fluencia y sus propiedades por torsión y alabeo. Las complejas fórmulas necesarias para su cálculo se presentan en la Especificación (F1) del AISC y
no se reproducen aquí. Afortunadamente se han determinado valores numéricos para secciones usadas normalmente como vigas y se presentan en la Tabla 3-2 del Manual del AISC
titulada “W Shapes Selected by Zx” (Perfiles W seleccionados según Zx).
Retrocediendo de una longitud sin soporte lateral Lr hacia una longitud sin soporte lateral Lp, podemos ver que el pandeo no ocurre cuando se alcanza por primera vez el esfuerzo
de fluencia. Nos encontramos en el rango inelástico (zona 2), en donde ocurre cierta penetración del esfuerzo de fluencia en la sección desde las fibras extremas. Para estos casos en que
la longitud sin soporte lateral está situada entre Lp y Lr, la resistencia nominal de momento
quedará aproximadamente sobre una línea recta entre Mnx = FyZx para Lp y 0.7FySx para Lr.
Para valores intermedios de la longitud sin soporte entre Lp y Lr, podemos interpolar entre
los valores extremos situados en línea recta. Sin embargo, tal vez sea más sencillo usar las
expresiones dadas al final de este párrafo para realizar la interpolación. Si Cb es mayor que
1.0, la resistencia nominal de momento será mayor, pero no más de Mp = FyZx.
Las siguientes expresiones de interpolación se presentan en la página 3-8 del Manual
del AISC. Los factores de flexión (FF) representan parte de la Ec. F2-2 del AISC, como puede
verse al comparar las siguientes ecuaciones con esa ecuación. En la Tabla 3-2 del Manual
para perfiles W se dan sus valores numéricos en klb.
para LRFD fb Mn = Cb[fb Mpx - BF(Lb - Lp)] … fb Mpx
para ASD
Mpx
Mpx
Mn
= Cb B
- BF(Lb - Lp) R …
Æb
Æb
Æb
Ejemplo 9-6
Determine la capacidad de momento de diseño LRFD y la capacidad permisible de momento ASD de una W24 * 62 con Fy = 50 klb/plg2, Lb = 8.0 pies y Cb = 1.0.
Solución
Usando una W24 ⴛ 62 (de la Tabla 3-2 del AISC: FbMpx ⴝ 574 klb-pie, Mpx>æb ⴝ 382 klbpie, FbMrx ⴝ 344 klb-pie, Mrx>æb ⴝ 229 klb-pie, Lp ⴝ 4.87 pies, Lr ⴝ 14.4 pies, BF para
LRFD ⴝ 24.1 klb, y BF para ASD ⴝ 16.1 klb).
Observando que Lb > Lp < Lr ‹ se sitúa en la zona 2, Figura 9.1 del libro.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.7 Pandeo elástico, zona 3
LRFD
ASD
fb Mnx = Cb[fbMpx - BF(Lb - Lp)]
Mnx
Æb
= Cb B
… fbMpx
…
fb Mnx = 1.0[574 - 24.1(8.0 - 4.87)]
Mnx
Æb
= 499 klb-pie 6 574 klb-pie
‹ fb Mnx = 499 klb-pie
9.7
283
Mpx
Æb
- BF(Lb - Lp) R
Mpx
Æb
= 1.0[382 - 16.1(8.0 - 4.87)]
= 332 klb-pie 6 382 klb-pie
‹
Mnx
Æ
= 332 klb-pie
PANDEO ELÁSTICO, ZONA 3
Cuando la longitud sin soporte de una viga es mayor que Lr, ésta estará situada en la zona
3. Este miembro puede fallar por pandeo de la parte de compresión de la sección transversal lateralmente respecto al eje más débil, con torcimiento de toda la sección transversal
con respecto al eje longitudinal de la viga entre los puntos de soporte lateral. Esto ocurrirá
aunque la viga esté cargada de manera que supuestamente debería flexionarse respecto al
eje fuerte. La viga se flexionará inicialmente respecto al eje fuerte hasta que se alcance un
cierto momento crítico Mcr. En ese instante se pandeará lateralmente respecto a su eje débil.
Conforme se flexiona lateralmente, la tensión en el otro patín tratará de mantener la viga
recta. Como resultado, el pandeo de la viga será una combinación de una flexión lateral y
una torcedura (o torsión) de la sección transversal de la viga. En la Figura 9.11 se muestra
un croquis de esta situación.
El momento crítico o momento flexotorsionante Mcr en una viga estará formado de
la resistencia de torsión (llamada comúnmente torsión de St. Venant) más la resistencia al
alabeo de la sección.
Si la longitud sin soporte del patín de compresión de una sección de viga o la distancia
entre los puntos que impiden el torcimiento de toda la sección transversal es mayor que Lr,
Rotación o torcedura
de la sección transversal
Figura 9.11
Pandeo de torsión lateral
de una viga simplemente
apoyada.
la sección se pandeará elásticamente antes de que se alcance el esfuerzo de fluencia en cualquier parte de la sección. En la Sección F2.2 de la Especificación del AISC, el esfuerzo de
pandeo para miembros de sección I con doble simetría se calcula con la siguiente expresión:
Mn = FcrSx < Mp
Alfaomega
(Ecuación F2-3 del AISC)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
284
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Fcr =
Cbp2E
¢
Lb
≤
rts
2A
1 + 0.078
Jc Lb 2
a b
Sxho rts
(Ecuación F2-4 del AISC)
En esta ecuación,
rts = radio de giro efectivo, plg (proporcionado en la Tabla 1-1 del AISC)
J = constante de torsión, plg4 (Tabla 1-1 del AISC)
c = 1.0 para perfiles I de doble simetría
ho = distancia entre los centroides del patín, plg (Tabla 1-1 del AISC)
No es posible que ocurra el pandeo lateral de torsión si el momento de inercia de la
sección respecto al eje de flexión es igual o menor que el momento de inercia fuera del plano.
Por esta razón el estado límite del pandeo lateral de torsión no es aplicable a perfiles flexionados respecto a sus ejes menores, ni a perfiles con Ix ) Iy, ni a perfiles circulares o cuadrados.
Además, la fluencia rige si la sección es no compacta.
Ejemplo 9-7
Usando la Ecuación F2-4 del AISC, determine los valores de fbMnx y Mnx /Æb para una W18 *
97 con Fy = 50 klb/plg2 y una longitud sin soporte Lb = 38 pies. Suponga que Cb = 1.0.
Solución
Usando una W18 * 97 (Lr = 30.4 pies, rts = 3.08 plg, J = 5.86 plg4, c = 1.0 para una sección I
con doble simetría, Sx = 188 plg3, ho = 17.7 plg y Zx = 211 plg3).
Observando Lb = 38 pies > Lr = 30.4 pies (de la Tabla 3-2 del AISC), la sección está en
la zona 3.
Fcr =
(1.0)(p)2(29 * 103)
¢
12 * 38 2
≤
3.08
C
1 + (0.078)
(5.86)(1.0) 12 * 38 2
(188)(17.7) ¢ 3.08 ≤
= 26.2 klb/plg 2
Mnx = FcrSx =
(26.2)(188)
(50)(211)
= 410 klb-pie 6 Mp =
= 879 klb-pie
12
12
LFRD Fb = 0.9
fb Mnx = (0.9)(410)
= 369 klb-pie
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
ASD Æ b = 1.67
Mnx
410
=
Æb
1.67
= 246 klb-pie
Alfaomega
9.8
9.8
Gráficas de diseño 285
GRÁFICAS DE DISEÑO
bMn
Mu Resistencia del
momento de
diseño LRFD
Afortunadamente, los valores de fbMn y Mn >Æb para las secciones usadas normalmente
como vigas han sido calculados por el AISC, están graficados para un amplio intervalo de
longitudes sin soporte, y se muestran en la Tabla 3-10 del Manual del AISC. Estos diagramas
nos permiten resolver cualquiera de los problemas considerados anteriormente en este capítulo en sólo unos cuantos segundos.
Los valores provistos cubren longitudes sin soporte en el intervalo plástico, así como
en el intervalo inelástico, y continúan hasta el intervalo de pandeo elástico (zonas 1-3). Están
graficados para Fy = 50 klb/plg2 y Cb = 1.0.
En la Figura 9.12 se muestra la curva LRFD para una sección W típica. Para cada perfil, Lp se indica con un círculo sólido (•) y Lr se muestra con un círculo hueco ( ~ ).
Las gráficas se desarrollaron sin tomar en cuenta cortantes, deflexiones, etc., conceptos
que ocasionalmente pueden regir el diseño, como se describirá en el Capítulo 10. Éstas abarcan casi todas las longitudes sin soporte que se encuentran en la práctica. Si Cb es mayor que
1.0, los valores dados se incrementarán un poco, como se ilustra en la Figura 9.9.
Para seleccionar un miembro, sólo es necesario consultar la gráfica con la longitud sin
soporte Lb y el momento factorizado de diseño Mu o el momento Ma del ASD. Como ilustración supongamos que Cb = 1.0, Fy = 50 klb/plg2 y que queremos seleccionar una viga con
Lb = 18 pies, Mu = 544 klb-pie (o Ma = 362.7 klb-pie). Para este problema, se muestra en la
Figura 9.13 la página apropiada de la Tabla 3-10 del AISC, con la autorización del AISC.
Primero, para la solución de LRFD, subimos desde la parte inferior de la gráfica para
una longitud sin soporte Lb = 18 pies hasta intersecar la línea horizontal de la columna fMn
para Mu = 544 klb-pie. Cualquier sección a la derecha y arriba de este punto de intersección
(Q) tendrá una longitud sin soporte lateral mayor, así como una mayor capacidad de momento de diseño.
Moviéndonos hacia arriba y hacia la derecha, encontramos primero los perfiles W16
* 89 y W14 * 90. En esta área de las gráficas, estas secciones se muestran con una línea
punteada. Las líneas punteadas indican que las secciones proporcionan las capacidades de
momento necesarias, pero están en un intervalo antieconómico. Si seguimos hacia arriba y
hacia la derecha, la primera línea sólida que encontramos representa la sección más ligera
satisfactoria. En este caso se trata de la W24 * 84. Para una solución ASD del mismo problema, consultamos la gráfica con Lb = 18 pies y Ma = 362.7 klb-pie y usamos la columna
izquierda rotulada Mn >Æ. El resultado nuevamente es una W24 * 84. Otras ilustraciones del
uso de estas gráficas se presentan en los Ejemplos 9-8 a 9-10.
540
Lp
525
Lr
510
495
Figura 9.12
Momento de diseño LRFD para
una viga graficado contra la
longitud sin soporte lateral, Lb.
Alfaomega
6
8
10
12
Lb longitud sin soporte lateral
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
286
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Fy 50 klb/plg 2
Cb 1
Mn/ Mn
Perfiles W
Momento disponible contra longitud sin soporte
klb/pie klb/pie
ASD LRFD
W27
W249
84
W1490
4
W
12
8
W24
W1677
10
6
4
555
86
8
W1
93
W21
370
W10112
Mu 544
12
310
465
73
W21
480
96
W1287
1
12
6
10
87
W
10
1
0
0
14
16
18
Longitud sin soporte lateral (incrementos de 0.5 pie)
83
W21
76
W24
68
12
67
6
8
7
8
W21
W
W1
62
W21
6
W1
1
8 7
4
62
7
W24
14
W
55
55
W21
W24
450
77
6
W1
68
W1
W24
00
4
W248
10
93
W21
W
67
W16
5
86
300
2
8
14
W
320
W2784
2
W
2
16
495
4
1
1
W2
330
W249
90
14
W
10
68
68
W21
W
2
8
14
W
1
87
510
W24
77
6
525
W1
340
89
6
W1
350
W1
Ma 362.7
83
96
12
540
W21
W
360
W1
Momento disponible, Mn/ (incrementos de 2 klb-pie) Mn (incrementos de 3 klb-pie)
100
6
99
W3090
W1
14
W
3
86
8
9
W21
W1
6
10
89
6
12
W1
W
73
76
W21
68
W24
570
83
W21
380
76
8
W1
585
68
390
W24
600
W21
400
20
22
Lb 18 pies
Figura 9.13
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.8
Gráficas de diseño 287
Ejemplo 9-8
Usando acero de 50 klb/plg2, seleccione la sección más ligera disponible para la viga de la Figura 9.14, que tiene soporte lateral en su patín de compresión sólo en sus extremos. Suponga
que Cb = 1.00 para este ejemplo. (En realidad es 1.14.) Use ambos métodos LRFD y ASD.
D ⫽ 1 klb/pie (no incluye el peso de la viga)
L ⫽ 2 klb/pie
Figura 9.14
20 pies
Solución
LRFD
ASD
Desprecie inicialmente el peso de la viga, luego revise después de hacer la selección del miembro
wu = 1.2 (1.0 klb/pie) + 1.6 (2.0 klb/pie)
wa = 1.0 klb/pie + 2.0 klb/pie = 3.0 klb/pie
= 4.4 klb/pie
Mu =
(4.4 klb/pie) (20 pies)2
= 220 klb-pie
8
Ma
(3.0 klb/pie) (20 pies)2
8
= 150 klb-pie
Consulte la Tabla 3-10 del AISC con Lb = 20
pies y Mu = 220 klb-pie
Consulte la Tabla 3-10 del AISC con Lb = 20 pies
y Ma = 150 klb-pie
Intente una W12 * 53
Intente una W12 * 53
Agregue el peso propio de 53 lb/pie
Agregue el peso propio de 53 lb/pie
wu = 1.2 (1.053 klb/pie) + 1.6 (2.0 klb/pie)
= 4.46 klb/pie
(4.46 klb/pie) (20 pies)2
Mu
= 223 klb-pie
8
Vuelva a consultar la Tabla 3-10 del AISC
wa = 1.053 klb/pie + 2.0 klb/pie = 3.05 klb/pie
(3.05 klb/pie) (20 pies)2
= 153 klb-pie
8
Vuelva a consultar la Tabla 3-10 del AISC
Ma
Use W12 * 53.
Use W12 * 53.
fMn = 230.5 klb-pie * Mu = 223 klb-pie OK
Mn
Æ
153.6 klb-pie Ú Ma
153 klb-pie OK
Nota: fMn y Mn/Æ se pueden calcular con las ecuaciones del AISC o puede leerse con mayor comodidad
en la Tabla 3-10. Para obtener el valor de fMn o Mn/Æ, prosiga desde la parte inferior del diagrama para
Lb = 20 pies hasta intersecar la línea para el miembro W12 * 53. Diríjase a la izquierda y prosiga en
sentido horizontal hasta leer el valor ya sea de fMn o Mn/Æ en el eje vertical.
En el problema de ejemplo que sigue, Cb es mayor que 1.0. Para esta situación, el lector debe observar la Figura 9.9. Se verá aquí que la resistencia de diseño por momento de
una sección puede valer fbCbMn si Cb > 1.0, pero bajo ninguna circunstancia puede exceder
el valor FbMp ⴝ FbFyZ, ni puede exceder a Mp >æb para la sección.
Para resolver este problema, calculamos un momento efectivo, como se muestra enseguida. (Los valores se toman del Ejemplo 9-9, que sigue.) Observe que Cb = 1.67.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
288
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Mu efectivo =
850
595
= 509 klb-pie y Ma efectivo =
= 356 klb-pie
1.67
1.67
Entonces consultamos las gráficas con Lb = 17 pies, y con Mu efectivo = 509 klb-pie
o Ma efectivo = 356 klb-pie, y seleccionamos una sección. Sin embargo, debemos asegurarnos de que, para el diseño LRFD, el Mu calculado no exceda a fbMn = fFy Z para la sección seleccionada. En forma similar, para el diseño ASD, el Ma calculado no debe exceder a
Mn >Æb = Fy Z>Æb para la sección seleccionada. Para el Ejemplo 9-9 siguiente, ambos valores
son excedidos. Como resultado, deben consultarse las gráficas nuevamente hasta encontrar
una sección que proporcione los valores necesarios de fbMn y Mn >Æb .
Ejemplo 9-9
Usando acero de 50 klb/plg2 y los dos métodos LRFD y ASD, seleccione la sección más ligera disponible para la situación mostrada en la Figura 9.15. Se tiene soporte lateral sólo en los
extremos y en el centro del claro del miembro, y por tanto Lb = 17 pies.
Usando la Figura 9.10, Cb vale 1.67 si la única carga uniforme es el peso propio del
miembro y se desprecia. Si se considera el peso propio, entonces Cb estará entre 1.67 y 1.30.
Como el peso propio es una parte pequeña del momento de diseño, Cb es cercano al valor de
1.67 y su uso sería una hipótesis razonable.
PD ⫽ 30 klb
PL ⫽ 40 klb
Arriostramiento
lateral
Arriostramiento
lateral
17 pies
Arriostramiento
lateral
17 pies
34 pies
Figura 9.15
Solución
LRFD
ASD
Desprecie inicialmente el peso de la viga, revise después de hacer la selección del miembro
Pu = 1.2 (30 klb) + 1.6 (40 klb) = 100 klb
100 klb (34 pies)
Mu =
= 850 klb-pie
4
Pa = 30 klb + 40 klb = 70 klb
70 klb (34 pies)
Ma =
= 595 klb-pie
4
Consulte la Tabla 3-10 del AISC con Lb = 17 pies
Consulte la Tabla 3-10 del AISC con Lb = 17 pies
y Mu efectivo
850
1.67
509 klb-pie
Intente una W24 * 76 (fbMp de la Tabla 3-2 del
AISC = 750 klb-pie 6 Mu = 850 klb-pie no es
aceptable)
Intente una W27 * 84 (fbMp = 915 klb-pie)
Agregue el peso propio de 84 lb/pie
y Ma efectivo
595
1.67
356 klb-pie
Intente una W24 * 84 a
Mp
559 klb-pie de la
Æb
Tabla 3-2 del AISC 6 Ma = 595 klb-pie
no es aceptableb
Mp
609 klb-pieb
Æb
Agregue el peso propio de 84 lb/pie
Intente una W27
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
84 a
Alfaomega
9.8
wu = 1.2(0.084 klb/pie) = 0.101 klb/pie
Mu
(0.101 klb/pie)(34 pies)2
8
+
Gráficas de diseño 289
wa = 0.084 klb/pie
100 klb (34 pies)
4
Mu = 865 klb-pie < fbMp = 915 klb-pie OK
Use W27 ⫻ 84.
Ma
(0.084 klb/pie)(34 pies)2
Ma
8
607 klb-pie <
Mp
Æb
+
70 klb (34 pies)
4
609 klb-pie OK
Use W27 ⫻ 84.
Ejemplo 9-10
Usando acero de 50 klb/plg2 y ambos métodos LRFD y ASD, seleccione la sección más ligera
disponible para la situación mostrada en la Figura 9.16. Se proporciona soporte solamente en
los extremos y a la mitad del claro.
PD ⫽ 6 klb
PL ⫽ 8 klb
14 pies
D ⫽ 1.0 klb/pie
L ⫽ 1.75 klb/pie
Arriostramiento
lateral
14 pies
28 pies
Figura 9.16
Solución
LRFD
ASD
Pu = 1.2 (6 klb) + 1.6 (8 klb) = 20 klb
Wu = 1.2 (1.0 klb/pie) + 1.6 (1.75 klb/pie) = 4.0 klb/pie
20 klb
66 klb
66
52
14 pies
38
Vu , klb
4.0 klb/pie
14 pies
24
Pa = 6 klb + 8 klb = 14 klb
Wa = 1.0 klb/pie + 1.75 klb/pie = 2.75 klb/pie
14 klb
66 klb
14 pies
44.5 klb
45.5 klb
10
35.9
Va , klb
10
532
2.75 klb/pie
14 pies
26.3 16.6
44.5 klb
7 klb
7 klb
66
45.5 klb
Alfaomega
MC = 326.2
Mmáx = 367.5
MB = 251.1
Ma , klb-pie
MA = 142.4
MC = 472.5
Mmáx = 532
MB = 364
MA = 206.5
367.5
Mu , klb-pie
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
290
Cb =
Cb =
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
12.5 Mmáx
2.5 Mmáx + 3MA + 4MB + 3MC
12.5(532)
2.5(532) + 3(206.5) + 4(364) + 3(472.5)
= 1.38
Consulte la Tabla 3-10 del AISC con Lb = 14 pies
532
386 klb-pie
y Mu efectivo
1.38
Cb =
12.5 Mmáx
2.5 Mmáx + 3MA + 4MB + 3MC
12.5(367.5)
Cb =
2.5 (367.5) + 3(142.4) + 4(251.1) + 3(326.2)
= 1.38
Consulte la Tabla 3-10 del AISC con Lb = 14 pies y
367.5
267 klb-pie
Ma efectivo
1.38
Ensaye una W21 * 62 (Mn /Æb = 270 klb-pie) de la Tabla
3-10, Mp/Æb = 359 klb-pie 6 Mu = 367.5 klb-pie no es
aceptable
Ensaye una W24 * 62 (Mp /Æb = 382 klb-pie de la Tabla 3-2)
Mn/Æb = 236 klb-pie de la Tabla 3-10 con Cb = 1.0
Ensaye una W21 * 62 (fbMn = 405 klb-pie de la
Tabla 3-10, fbMp = 540 klb-pie de la Tabla 3-2)
Cb Mn
= 1.38(236) = 326 klb-pie
Æb
‹
< Ma = 367.5 klb-pie no es aceptable
CfbMn = 1.38 (405) = 559 klb-pie fMp
= 540 klb-pie ‹---- rige
Ensaye una W21 * 68 (Mp /Æb = 399 klb-pie de la Tabla 3-2)
Mu = 532 klb-pie … fbMp = 540 klb-pie OK
Mn/Æ = 304 klb-pie de la Tabla 3-10 con Cb = 1.0
Use W21 ⴛ 62.
∴
CbMn
Æb
1.38 (304)
420 klb-pie > Mp> Æ b
= 399 klb-pie ‹---- rige
Ma
367.5 klb-pie
…
Mp
Æb
399 klb-pie OK
Use W21 68.
9.9
SECCIONES NO COMPACTAS
Una sección compacta es una sección que tiene un perfil suficientemente robusto, de manera
que tiene la capacidad de desarrollar una distribución plena de esfuerzo plástico antes de que se
presente el pandeo local (alma o patín). El término plástico implica que está sujeta en todos los
puntos al esfuerzo de fluencia y se estudia minuciosamente en el Capítulo 8. Para que una sección sea compacta, la relación ancho a espesor, b/t, de los patines de perfiles W o I no debe exceder un valor lp = 0.382E/Fy. Similarmente, la h/tw de las almas de flexocompresión tampoco
debe exceder un valor lp = 3.76 E/Fy. Los valores de b, t, h y tw se muestran en la Figura 9.17.
Una sección no compacta es una en la que el esfuerzo de fluencia puede alcanzarse
en algunos, pero no en todos, sus elementos en compresión antes de que ocurra el pandeo.
Tal sección no es capaz de alcanzar una distribución de esfuerzo totalmente plástico. Las
secciones no compactas tienen razones ancho a espesor mayores que lp, pero no mayores
que lr. Los valores lr están dados en la Tabla 9.2, que a su vez es la Tabla B4.1b de la Especificación del AISC. Para el rango no compacto, las razones ancho a espesor de los patines o de las secciones W o de otras secciones laminadas de forma I, no deben exceder de
lr = 1.02E/Fy, y las de las almas no deben exceder a lr = 5.702E/Fy. Se proporcionan
otros valores en la Tabla B4.1b del AISC para lp y lr para otros perfiles.
Para vigas no compactas, la resistencia nominal por flexión Mn es la menor de las
resistencias, por pandeo lateral de torsión, por pandeo local del patín de compresión o por
pandeo local del alma.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.9 Secciones no compactas
bf 2b
291
bf b
tf t
tf t
h
h
tw
tw
b
t
t
h
b bf 3t
h hw 3t
hw
tw
t
bf
Figura 9.17
Valores de h, b, t y tw por usarse para calcular l = razones ancho-espesor.
Si tenemos una sección con patines no compactos, es decir, una con lp 6 l … lr, el valor
de Mn está dado por la siguiente ecuación, en la cual kc = 4> 2h /tw Ú 0.35 … 0.76:
Mn = B Mp - (Mp - 0.7Fy Sx) ¢
l - l pf
l r f - l pf
≤R
(Ecuación F3-1 del AISC)
Casi todos los perfiles estándar laminados en caliente W, M, S y C listados en el Manual del AISC son compactos, y ninguno de ellos se sitúa en la clasificación esbelta. Todos
estos perfiles tienen almas compactas, pero algunos tienen patines no compactos. Debemos
ser especialmente cuidadosos cuando se trabaja con secciones compuestas, ya que pueden
ser no compactas o esbeltas.
En esta sección el autor considera una sección que tiene un patín no compacto. Si un
perfil estándar tiene un patín no compacto, se indicará en el Manual con un pie de página “f”.
Los valores numéricos mostrados en las tablas se basan en los esfuerzos reducidos causados
por la condición no compacta.
Como se indica en la Especificación F3 del AISC, el patín de un miembro es no compacto si lp 6 l … lr y el miembro se pandeará inelásticamente. Estos valores se dan en la
Tabla B4.1b de la Especificación del AISC para diferentes perfiles.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
292
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Para secciones compuestas con patines esbeltos (es decir, donde l 7 lr),
0.9Ekc Sx
Mn =
TABLA 9.1
.
l2
(Ecuación F3-2 del AISC)
Relaciones ancho a espesor: elementos de compresión en miembros sujetos a flexión.
Elementos rigidizados
Elementos sin rigidizar
Caso
Relaciones limitantes ancho a espesor
Lr
compacto/
no compacto
Relación
Descripción del ancho a
elemento
espesor
Lr
no compacto/
esbelto
E
0.38
A Fy
Ejemplo
E
A Fy
b
10 Patines de
secciones
laminadas
de perfiles I,
canales y tes
b/t
11 Patines de
secciones
compuestas
de perfil I, de
simetría simple
y doble
b/t
12 Alas de ángulos
simples
b/t
13 Patines de todas
la secciones de
perfil I y canales
a flexión con
respecto al eje
débil
b/t
14 Vástagos de tes
d/t
E
0.84
A Fy
1.03
E
A Fy
t
15 Almas de
secciones de
perfil I con
simetría doble y
canales
h/tw
3.76
E
A Fy
5.70
E
A Fy
tw
16 Almas de
secciones de
perfil I de
simetría simple
hc/tw
5.70
E
A Fy
1.0
b
t
t
b
t
E
0.38
A Fy
KcE
A FL
[a][b]
b
0.95
b
t
t
h
E
0.54
A Fy
0.91
E
0.38
A Fy
1.0
E
A Fy
t
b
t
b
t
E
A Fy
t
b
b
[c]
he
E
hp A Fy
(0.54
Mp
My
… lt
d
tw
h
h
hc
2
CG
hc
2
hc
2
PNA
hc
2
CG
tw
- 0.09)
2
(Continúa)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.9 Secciones no compactas
TABLA 9.1
293
(Continuación)
Elementos rigidizados
Caso
Relaciones limitantes ancho a espesor
Relación
Descripción del ancho a
elemento
espesor
17 Patines de
secciones HSS
rectangulares
y cajones
de espesor
uniforme
b/t
18 Cubreplacas de
patín y placas
de diafragma
entre líneas de
sujetadores o
soldadura
b/t
19 Almas de
secciones HSS
rectangulares y
cajones
h/t
20 Sección HSS
redonda
D/t
Lr
compacto/
no compacto
Lr
no compacto/
esbelto
E
A Fy
E
A Fy
1.40
1.12
E
A Fy
1.40
E
A Fy
2.42
E
A Fy
5.70
E
A Fy
1.12
0.07
E
Fy
Ejemplo
0.31
t
b
b
b
t
t
t
h
E
Fy
D
t
[a] Kc
4
pero no deberá tomarse menor que 0.35 ni mayor que 0.76 para propósitos de cálculo.
2h>tw
[b] FL = 0.7Fy para la flexión con respecto al eje mayor de miembros de perfil I compuestos con alma
compacta y no compacta con Sxy/Sxc Ú 0.7, FL = FySxy/Sxc 7 0.5Fy para la flexión con respecto al eje mayor de
miembros de perfil I compuestos con alma compacta y no compacta con Sxy/Sxc 6 0.7.
[c] My es el momento para la fluencia de fibra extrema. Mp = momento plástico de flexión, klb-plg (N-mm)
E = módulo de elasticidad del acero = 29 000 klb/plg2 (200 000 MPa)
Fy = esfuerzo de fluencia mínimo especificado, klb/plg2 (MPa)
Fuente: Especificación del AISC, Tabla B4.1b, p. 16.1-17. 22 de junio, 2010. “Derechos reservados © American
Institute of Steel Construction. Reproducido con autorización. Todos los derechos reservados.”
Ejemplo 9-11
Determine el esfuerzo de diseño a flexión LRFD y el esfuerzo de flexión permisible ASD
para una sección W12 * 65 de 50 klb/plg2 que tiene soporte lateral completo.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
294
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
Solución
Usando una W12 * 65 (bf = 12.00 plg, tf = 0.605 plg, Sx = 87.9 plg3, Zx = 96.8 plg3)
¿Es el patín no compacto?
29 * 103
E
= 0.38
= 9.15
lp = 0.38
A Fy
B
50
bf
12.00
= 9.92
=
l =
2tf
(2)(0.605)
lr = 1.0
29 * 103
E
= 1.0
= 24.08
A Fy
B
50
l p = 9.15 6 l = 9.92 6 l r = 24.08
‹ el patín es no compacto.
Calcule el esfuerzo nominal a flexión.
Mp = Fy Z = (50)(96.8) = 4 840 klb-plg
l - lp
Mn = CMp - (Mp - 0.7Fy Sx) ¢
≤R
lr - lp
Mn = C4 840 - (4 840 - 0.7 * 50 * 87.9) ¢
(Ecuación F3-1 del AISC)
9.92 - 9.15
≤R
24.08 - 9.15
= 4 749 klb-pie = 395.7 klb-pie
Determine fbMn y Mn>Æ.
ASD æ b = 1.67
LRFD fb = 0.9
fb Mn = (0.9)(395.7) = 356 klb-pie
Mn
Æb
=
395.7
= 237 klb-pie
1.67
Nota: Estos valores corresponden a aquellos dados en la Tabla 3-2 del AISC.
Las ecuaciones mencionadas aquí se usaron, cuando fuera aplicable, para obtener los
valores usados para los diagramas graficados en la Tabla 3-10 del AISC. El proyectista no
tendrá ningún problema con las secciones no compactas si Fy no es mayor de 50 klb/plg2.
Sin embargo, tendrán que usarse las fórmulas presentadas en esta sección para perfiles con
valores mayores de Fy.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.10 Problemas para resolver
9.10
295
PROBLEMAS PARA RESOLVER
9-1 al 9-8. Usando tanto el método LRFD como el ASD, seleccione las secciones más económicas, con Fy = 50 klb/plg 2 a menos que se indique otra cosa, y suponiendo
soporte lateral continuo para los patines de compresión. Las cargas de servicio o
de trabajo están dadas en cada caso, pero el peso de las vigas no se incluye.
9-1.
D ⫽ 1.50 klb/pie
L ⫽ 3.25 klb/pie
28 pies
(Resp. W24 * 76 LRFD y ASD.)
Figura P9-1.
9-2.
P
P
w
P
8 pies
8 pies
8 pies
PD 12 klb
PL 20 klb
w peso propio de la viga
24 pies
Figura P9-2.
9-3.
PL 12 klb
10 pies
w
D 1.0 klb/pie
L 1.5 klb/pie
10 pies
20 pies
Figura P9-3.
(Resp. W18 * 40 LRFD y ASD.)
9-4. Repita el Prob. 9-3, usando PL = 20 klb.
9-5.
PL 6 klb PL 6 klb PL 3 klb
2
wD 2.0 klb/pie
6 pies
6 pies
6 pies
18 pies
Figura P9-5.
Alfaomega
(Resp. W24 * 68 LRFD, W24 * 76 ASD.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
296
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
9-6.
PL 15 klb
6 pies
PL 15 klb PL 15 klb
6 pies
6 pies
w
D 0.75 klb/pie
L 2.00 klb/pie
6 pies
18 pies
Figura P9-6.
9-7.
PDL 20 klb
w
20 pies
D 1.5 klb/pie
L 1.5 klb/pie
10 pies
30 pies
Figura P9-7.
(Resp. W24 * 68 LRFD, W24 * 76 ASD.)
9-8. En la siguiente figura se muestra el arreglo de vigas y trabes que se usa para
soportar un piso de concreto reforzado de 5 plg de espesor de un pequeño
edifico industrial. Diseñe las vigas y trabes suponiéndolas simplemente apoyadas. Suponga soporte lateral total del patín de compresión y una carga viva de
80 lb/pie2. El peso del concreto es de 150 lb/pie3.
Nota: El piso continúa
en todos los lados
Trabe
30 pies
Vigas
Columna
3 a 8 pies 24 pies
Figura P9-8.
9-9. Una viga consta de una W18 * 35 con una cubreplaca de 3/8 plg * 8 plg soldada a cada patín. Determine la carga uniforme de diseño LRFD, wu, y la carga
uniforme permisible ASD, wa, que el miembro puede soportar además de su
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.10 Problemas para resolver
297
peso propio en un claro simple de 28 pies. (Resp. 2.85 klb/pie LRFD, 3.02 klb/
pie ASD.)
9-10. El miembro mostrado está hecho de acero de 36 klb/plg2. Determine la carga
viva máxima de servicio que puede colocarse sobre la viga además de su propio
peso si la carga muerta de servicio es de 0.80 klb/pie. El miembro se usa para un
claro simple de 20 pies. Use ambos métodos LRFD y ASD.
8 plg
1
2
1
2
plg
plg
10 plg
9 plg
1
2
10 plg
plg
Figura P9-10.
9-11 al 9-14. Use ambos métodos LRFD y ASD para estas vigas para las cuales se proporciona soporte lateral completo del patín de compresión.
9-11. Seleccione una sección W para un claro simple de 24 pies que soporte una carga muerta uniforme de servicio de 1.5 klb/pie y una carga viva de servicio de
1.0 klb/pie si en la sección de máximo momento hay dos agujeros para tornillos
de 3/4 plg f en cada patín. Use la Especificación del AISC y acero A36. Use
ambos métodos LRFD y ASD. (Resp. W21 * 44 LRFD, W21 * 48 ASD.)
9-12. Repita el Prob. 9-11, suponiendo que hay cuatro agujeros para tornillos de
3/4 plg f en cada patín en la sección de momento máximo. Use acero A992.
9-13. La sección mostrada en la Figura P9-13 tiene dos agujeros para tornillos de
3/4 plg f en cada patín y cubreplaca. Encuentre la carga de diseño, wa, y la carga
factorizada, wu, que la sección puede soportar además de su propio peso, en un
claro simple de 22 pies si consiste de un acero con Fy = 50 klb/plg2. Reste todos
los agujeros para calcular las propiedades del perfil. (Resp. wu neto = 4.74 klb/
pie, wa neto = 3.14 klb/pie.)
PL
3
8
8
W 14 34
PL
3
8
8
Figura P9-13.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
298
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
9-14. Una viga simplemente apoyada de 36 pies de claro debe soportar dos cargas
de servicio móviles de 20 klb separadas entre sí a una distancia de 12 pies. Suponiendo una carga muerta de 1.0 klb/pie incluyendo el peso propio de la viga,
seleccione un perfil de acero de 50 klb/plg2que resista el máximo momento
posible. Use solamente el método LRFD.
9-15 al 9-28. En estos problemas se dan diferentes valores de Lb. Las cargas muertas no incluyen los pesos de las vigas. Use ambos métodos LRFD y ASD.
9-15. Determine £Mn y Mn/Æ para una W18 * 46 usada como una viga con una longitud sin soporte del patín de compresión de 4 pies y 12 pies. Use acero A992 y
Cb = 1.0.
(Resp. Lb = 4 pies, 340 klb-pie LRFD; 226 klb-pie ASD.)
(Resp. Lb = 12 pies, 231.4 klb-pie LRFD; 154.3 klb-pie ASD.)
9-16. Determine el perfil W más ligero que sea satisfactorio para sustentar una carga
muerta uniforme de 4.0 klb/pie más el peso propio de la viga y una carga viva
uniforme de 2.75 klb/pie en un claro simple de 12 pies. Suponga que se proporciona soporte solamente en los extremos. Obtenga Cb de la Figura 9.10 en el libro.
9-17. Seleccione la sección de perfil W más ligero que sea satisfactorio si Fy = 50 klb/
plg2. Se proporciona soporte lateral solamente en los extremos. Determine Cb.
(Resp. W14 * 61 LRFD, W12 * 65 ASD.)
PL 16 klb
12 pies
wD 1.8 klb/pie
12 pies
Figura P9-17.
9-18. Repita el Prob. 9-17 con el soporte lateral localizado en la carga concentrada
así como en los extremos del claro. Determine Cb.
9-19. Una W18 * 55 de acero A992 se usa en un claro simple de 15 pies y tiene soporte lateral del patín de compresión sólo en los extremos. Si la única carga muerta
presente es el peso propio de la viga, ¿cuál es la carga máxima viva de servicio
concentrada que puede aplicarse en los puntos 1/3 de la viga? Determine Cb.
(Resp. 41.7 klb LRFD, 44.3 klb ASD.)
9-20. Repita el Prob. 9-19 con el soporte lateral localizado en los extremos de la viga
y en las cargas concentradas. Determine Cb.
9-21. La viga en voladizo mostrada en la Figura P9-21 es una W18 * 55 de acero A992.
Se proporciona soporte lateral solamente en el empotramiento. La carga uniforme es una carga muerta de servicio e incluye el peso propio de la viga. Las
cargas concentradas son cargas vivas de servicio. Determine si la viga es adecuada usando los métodos LRFD y ASD. Suponga Cb = 1.0. (Resp. LRFD OK,
363 klb-pie 7 335 klb-pie; ASD OK, 241 klb-pie 7 212.5 klb-pie.)
250 lb/pie wD
5 pies
20 klb PL
10 klb PL
2
5 pies
Figura P9-21.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.10 Problemas para resolver
299
9-22. La viga dada en la Figura P9-22 es de acero A992. Si la carga viva es el doble
de la carga muerta, ¿cuál es la carga máxima total de servicio en klb/pie que
puede sustentarse si a) el patín de compresión tiene soporte lateral en toda su
longitud, y b) el soporte lateral se tiene sólo en los extremos y en el eje central?
w
W21 55
24 pies
Figura P9-22.
9-23. Una viga W21 * 68 de acero A992 sustenta una carga muerta de servicio
uniformemente distribuida de 1.75 klb/pie más su propio peso y dos cargas
concentradas vivas de servicio en los puntos tercios de un claro de 33 pies simplemente apoyado. Si se proporciona soporte lateral en los extremos y en las
cargas concentradas, determine la carga viva máxima de servicio, PL. Suponga
que las cargas concentradas tienen el mismo valor, determine Cb. (Resp. 12.26
klb LRFD, 8.50 klb ASD.)
9-24. Una viga de acero con Fy = 50 klb/plg2 se usa para soportar las cargas mostradas en la Figura P9-24. Despreciando el peso propio de la viga, determine el
perfil W más ligero para sustentar las cargas si se proporciona soporte lateral
completo.
P
P
8 pies
8 pies
P
8 pies
P
8 pies
P
8 pies
8 pies
32 pies
P: PD = 8.5 klb, PL = 6.0 klb
Figura P9-24.
9-25. Rediseñe la viga del Prob. 9-24 si se proporciona soporte lateral solamente en
los extremos y bajo las cargas concentradas. Determine Cb. (Resp. W16 * 26
LRFD, W14 * 30 ASD.)
9-26. Diseñe la viga con el perfil W más ligero de acero de 50 klb/plg2 para soportar
las cargas mostradas en la Figura P9-26. Desprecie el peso propio de la viga. La
viga tiene soporte lateral continuo entre A y B, pero no lo tiene entre B y C.
Determine Cb.
wD 2.0 klb/pie
wL 1.0 klb/pie
A
PL 25 klb
B
18 pies
C
18 pies
Figura P9-26.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
300
Capítulo 9
Diseño de vigas por momentos
9-27. Una viga W16 * 36 de acero A992 está empotrada en un apoyo y está simplemente apoyada en el otro extremo. Se aplica una carga concentrada de carga
muerta de 9.25 klb y de carga viva de 6.50 klb al centro del claro de 32 pies. Suponga que se proporciona soporte lateral del patín de compresión en el apoyo
articulado, en el punto de aplicación de la carga, y en el apoyo empotrado. Puede despreciarse el peso propio de la viga y suponer que Cb = 1.0. ¿Es adecuada
la W16? (Resp. LRFD OK, 129.0 klb-pie … 136.6 klb-pie; ASD no aceptable,
94.5 klb-pie Ú 90.9 klb-pie.)
9-28. Se usa una viga W24 * 104 para soportar las cargas mostradas en la Figura P9-28.
Se proporciona soporte lateral del patín de compresión solamente en los extremos. Determine Cb. Si Fy = 50 klb/plg2, determine si la W24 es adecuada para
sustentar estas cargas.
PD 10.5 klb
PL 14.0 klb
15 pies
wD 1.0 klb/pie incluye el peso propio
wL 1.75 klb/pie
15 pies
30 pies
Figura P9-28.
9-29. Una viga W18 * 60 de acero A992 se usa en un claro simple de 36 pies para soportar una carga uniformemente distribuida. Determine la posición del soporte
lateral, Lb, con objeto de suministrar justo la suficiente resistencia para sustentar un momento de diseño. Use Mu = 416.8 klb-pie para el método LRFD y
Ma = 277.5 klb-pie para el método ASD. Suponga Cb = 1.0. (Resp. 9 pies LRFD
y ASD.)
9-30. Las dos vigas de acero que se muestran en la Figura P9-30 son parte de un
sistema de bastidor de vigas en dos claros con una articulación (rótula) localizada a 4.5 pies a la izquierda del apoyo interior, haciendo que el sistema sea
estáticamente determinado. Determine los tamaños (más ligeros) de las vigas
de perfil W. Suponga acero A992 y soporte lateral continuo de los patines de
compresión. Puede despreciarse el peso propio de la viga. Use los métodos
LRFD y ASD.
Viga 1
6 pies
P
P
Articulación
P
P
1.5 pies
6 pies 4.5 pies 6 pies 6 pies
18 pies
6 pies
P
Viga 2
6 pies
24 pies
P: PD = 5.0 klb, PL = 7.5 klb
Figura P9-30.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
9.10 Problemas para resolver
301
9-31. Una viga compuesta de acero consta de un alma de 1⁄4 plg * 12 plg y patines
superior e inferior de 3⁄8 plg * 4 plg. El miembro tiene el patín de compresión
totalmente soportado, por lo tanto la capacidad de momento, £Mn, se calculó
en 103.4 klb-pie usando el método LRFD y acero con Fy = 50 klb/plg2. Durante
el diseño se pensó que el momento factorizado, Mu, era de 100 klb-pie, pero
después de fabricar el miembro se encontró que el momento real de diseño,
Mu, debió haber sido de 130 klb-pie. Un joven ingeniero brillante y capaz sugirió añadir un cubreplaca de 1⁄4 plg * 6 plg al patín inferior del miembro para
incrementar su capacidad. Calcule la nueva capacidad de momento, £Mn, y
diga si va a sustentar con seguridad al momento de diseño, Mu = 130 klb-pie.
(Resp. Sí, £Mn = 131.5 klb-pie 7 Mu = 130 klb-pie.)
9-32. Se ha especificado una W21 * 93 para usarse en su proyecto de diseño. Por
error se envió a la obra una W21 * 73. La viga debe montarse hoy. Suponiendo
que se dispone inmediatamente de placas de 1⁄2 plg de espesor, seleccione los
cubreplacas que van a soldarse a los patines superior e inferior para obtener la
capacidad de sección necesaria. Use acero con Fy = 50 klb/plg2 para todos los
materiales y suponga que se proporciona soporte lateral completo para el patín
de compresión. Use los métodos LRFD y ASD.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
C A P Í T U L O
1 0
Diseño de vigas:
temas diversos (cortante,
deflexión, etcétera)
10.1
DISEÑO DE VIGAS CONTINUAS
La Sección B3 de la Especificación del AISC establece que las vigas se pueden diseñar de
acuerdo con las disposiciones de los métodos LRFD y ASD. El análisis de los miembros
para determinar la resistencia requerida puede hacerse por los procedimientos de análisis
elástico, inelástico o plástico. El diseño con base en un análisis plástico se permite sólo para
secciones con esfuerzos de fluencia no mayores que 65 klb/plg2 y está sujeto a ciertos requisitos especiales en el Apéndice 1 del Comentario de la Especificación.
Tanto la teoría como los ensayos muestran claramente que los miembros continuos de
acero dúctil que satisfacen los requisitos de las secciones compactas, con suficiente soporte
lateral en sus patines de compresión, tienen capacidad adecuada para redistribuir momentos
causados por sobrecargas. Si se usa el análisis plástico, esta ventaja queda automáticamente
incluida en el análisis.
Si se usa un análisis elástico, las Especificaciones del AISC consideran la redistribución por medio de una regla empírica que da una aproximación al comportamiento plástico
real. La Sección A1.3 del Comentario del Apéndice 1 del AISC, establece que para secciones
compactas continuas, el diseño puede efectuarse con base en nueve décimos de los momentos máximos negativos causados por cargas de gravedad que son máximos en los puntos de
apoyo, siempre que los momentos positivos se incrementen en un décimo del promedio
de los momentos negativos en los apoyos adyacentes. (El factor 0.9 se aplica sólo a cargas de
gravedad y no a cargas laterales como las causadas por viento o sismo.) El factor también
se puede aplicar a columnas con esfuerzos axiales menores de 0.15fcFyAg para el método LRFD o 0.15FyAg/Æc para el método ASD. Esta reducción del momento no se aplica a
302
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.1 Diseño de vigas continuas 303
momentos producidos por cargas en voladizos ni a diseños hechos de acuerdo con las Secciones 1.4 a 1.8 del Apéndice 1 del Comentario de la Especificación del AISC.
Ejemplo 10-1
Se supone que la viga mostrada en la Figura 10.1 consiste de acero de 50 klb/plg2. a) Seleccione
el perfil W más ligero disponible usando el análisis plástico y suponiendo soporte lateral a
todo lo largo de sus patines de compresión. b) Diseñe la viga usando el análisis elástico con
las cargas de servicio y la regla de 0.9, y suponiendo que se proporciona soporte lateral a
todo lo largo en ambos patines.
PD 15 klb
PL 20 klb
wD (incluye el peso de la viga) 1.0 klb/pie
wL 3.0 klb/pie
15 pies
15 pies
30 pies
40 pies
30 pies
Figura 10.1.
Solución
a. Análisis plástico y diseño con el método LRFD
wu = (1.2)(1.0) + (1.6)(3) = 6.0 klb/pie
Pu = (1.2)(15) + (1.6)(20) = 50 klb
17.58
1.414
Articulación real
15
2
20
2
17.58 pies
2.414
0.414 L 12.42 pies
1
Mu4u = (30wu) ¢ ≤ (15u) + (Pu)(15u)
2
Claro 1 e Mu = 56.25wu + 3.75Pu
Mu = (56.25)(6.0) + (3.75)(50)
Mu = 525 klb-pie
1
Mu(4u) = (40wu) ¢ ≤ (20u)
2
Claro 2 d
Mu = 100wu = (100)(6.0)
Mu = 600 klb-pie ; rige
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
304
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
1
Mu(3.414u) = (30wu)a b(17.58u)
2
Claro 3 d
Mu = 77.24wu = (77.24)(6.0)
= 463.4 klb-pie
Use una W21 * 68 (Tabla 3-2 del AISC). fbMp = 600 klb-pie = Mu = 600 klb-pie
b. Analizando la viga de la Figura 10.1 para las cargas de servicio
wa = 1.0 + 3.0 = 4 klb/pie
Pa = 15 + 20 = 35 klb
Trazado del diagrama de momentos, klb-pie
⫹295
⫹263
⫹
⫺
⫹233
⫹
⫹
⫺
⫺
⫺505
⫺505
0
⫺394 klb-pie
Momento negativo máximo de diseño
= (0.9)(-505) = -454.5 klb-pie ; rige
Momento positivo máximo de diseño
= + 295 + ¢
1
505 + 505
≤¢
≤ = + 345.5 klb-pie
10
2
Use una W24 * 76 (Tabla 3-2 del AISC). Mp/Æ = 499 klb-pie 7 Ma = 454.5 klb-pie
Nota importante: Si el patín inferior de esta W24 * 76 no tiene soporte lateral, debemos revisar las longitudes en el claro donde están presentes momentos negativos, ya que los valores
de Lb pueden exceder a Lp para la sección y el diseño tal vez tenga que revisarse.
10.2
FUERZA Y ESFUERZO CORTANTE
Para el análisis siguiente consideraremos la viga de la Figura 10.2 (a). Al flexionarse la viga
aparecen esfuerzos cortantes debido al cambio de la longitud de sus fibras longitudinales.
En la zona de momento positivo, las fibras inferiores se alargan y las superiores se acortan,
en tanto que en algún lugar intermedio habrá un plano neutro en el que las fibras no cambian
de longitud. Debido a esas deformaciones variables, una fibra específica tiende a deslizarse
sobre las fibras situadas arriba o abajo de ella.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.2 Fuerza y esfuerzo cortante
305
1
1
(a)
(b)
Placa de
apoyo
W
Figura 10.2.
Viga despatinada
(c)
Si una viga de madera se construyese encimando tablones y no se conectasen éstos
entre sí, la viga adoptaría la forma mostrada en la parte (b) de la figura. El estudiante habrá
observado vigas cortas de madera muy cargadas con grandes fuerzas cortantes transversales
que presentan grietas a lo largo de planos horizontales.
La anterior presentación del problema puede parecer engañosa, al mostrar por separado los dos esfuerzos cortantes horizontal y vertical. En realidad, los esfuerzos horizontal y
vertical son iguales en cualquier punto, siempre que la sección crítica en la cual se evalúe el
esfuerzo cortante se tome paralela al eje de simetría. Además, no puede ocurrir uno sin el otro.
Por lo general, el cortante no es un problema en las vigas de acero porque las almas
de los perfiles laminados son capaces de resistir grandes fuerzas cortantes. Se indican a continuación una serie de situaciones comunes donde el cortante podría ser excesivo.
1. Si se colocan grandes cargas concentradas cerca de los apoyos de una viga, se originarán grandes fuerzas internas sin incrementos correspondientes en los momentos
de flexión. Un ejemplo bastante común de éstos ocurre en edificios altos en donde
las columnas de un piso están desfasadas (fuera de eje) respecto a las columnas del
piso inferior. Las cargas de las columnas superiores aplicadas a las vigas del piso serán
bastante grandes si hay muchos pisos arriba.
2. Probablemente el problema más común de cortante ocurre cuando dos miembros estructurales (como una viga y una columna) están rígidamente conectados entre sí, de
manera que sus almas se encuentran en un mismo plano. Esta situación ocurre con
frecuencia en la unión de vigas (o largueros) y columnas en estructuras de marcos
rígidos.
3. Cuando las vigas están despatinadas, como se muestra en la Figura 10.2 (c) el cortante
puede ser un problema. En este caso las fuerzas cortantes deben tomarse con el peralte reducido de la viga. Un caso parecido se presenta cuando las almas contienen
agujeros para ductos o para otros fines.
4. Teóricamente, las vigas cortas muy cargadas pueden tener cortantes excesivos, pero
esto no ocurre con mucha frecuencia, a menos que se trate de casos parecidos al
caso 1.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
306
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
5. El cortante puede ser un problema aun para cargas ordinarias cuando se usan almas
muy delgadas, como en las trabes armadas o en los miembros de acero doblados en
frío de pared delgada.
Del estudio de la mecánica de materiales, el estudiante debe conocer la fórmula del
esfuerzo cortante horizontal fv = VQ/Ib, donde V es la fuerza cortante externa, Q es el momento estático respecto al eje neutro de la parte de la sección situada fuera (ya sea arriba o
abajo) de la línea en la cual se desea el valor de fv, tomada con respecto al eje neutro, y b es
el ancho de la sección donde se desea el esfuerzo cortante unitario.
La Figura 10.3 (a) muestra la variación del esfuerzo cortante en la sección transversal
de un perfil I y en la parte (b) de la misma figura se muestra la variación en un miembro con
una sección transversal rectangular. Puede verse en la parte (a) de la figura que la fuerza
cortante en las secciones I la resiste principalmente el alma.
Si se incrementa la carga en un miembro estructural con sección I hasta que se alcanza
el esfuerzo de fluencia por flexión en el patín, éste no tendrá capacidad para resistir esfuerzos cortantes que deberá entonces soportar al alma. Si se incrementa aún más el momento,
el esfuerzo de fluencia por flexión penetrará hacia el alma y el área del alma capaz de resistir
esfuerzos cortantes se reducirá aún más. En vez de suponer que el esfuerzo cortante nominal
lo resiste una parte del alma, la Especificación del AISC supone un esfuerzo cortante reducido resistido por el área total del alma. Esta área del alma, Aw, es igual al peralte total de la
sección, d, multiplicado por el espesor del alma tw.
Las expresiones para la resistencia por cortante están dadas en la Especificación G2
del AISC. En estas expresiones, h es la distancia libre entre las puntas de los filetes del alma en
perfiles laminados, mientras que para secciones compuestas soldadas, es la distancia libre entre
patines. Para secciones compuestas atornilladas, h es la distancia entre líneas adyacentes
de pernos en el alma. Se dan expresiones diferentes para distintas relaciones h/tw según si la
falla por cortante es plástica, inelástica o elástica.
k
tw
d
Un poco mayor que V
dtw
h
k
(a)
3V
2bd
d
b
Figura 10.3.
(b)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.2 Fuerza y esfuerzo cortante
307
Junta a base de soldadura y tornillos en el edificio Transamerica Pyramid en
San Francisco, CA. (Cortesía de Kaiser Steel Corporation.)
La resistencia nominal al cortante de un alma sin rigidizar o rigidizada se especifica
como
Vn = 0.6 FyAwCv
(Ecuación G2-1 del AISC)
Usando esta ecuación para las almas de miembros I cuando h/tw … 2.242E/Fy, encontramos que Cv = 1.0, fv = 1.00, y Æv = 1.50. (Casi todas los perfiles W, S y HP existentes se
sitúan en esta categoría. Las excepciones están listadas en la Sección G2 de la Especificación
del AISC.)
Para las almas de todos los perfiles con simetría doble, perfiles con simetría simple, y
canales, excepto el perfil redondo HSS, se usan fv = 0.90 y Æv = 1.67 para determinar la resistencia de diseño al cortante, fvVn y la resistencia permisible al cortante Vn/Æ. Cv, el coeficiente de cortante del alma, se determina a partir de las siguientes situaciones y se sustituye
en la Ecuación G2-1 del AISC:
a. Para
kvE
h
… 1.10
A Fy
tw
Cv = 1.0
(Ecuación G2-3 del AISC)
kvE
kvE
h
6
… 1.37
b. Para 1.10
A Fy
A Fy
tw
kvE
A Fy
1.10
Cv =
h
(Ecuación G2-4 del AISC)
tw
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
308
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
c. Para
kvE
h
7 1.37
A Fy
tw
1.51Ekv
Cv =
(Ecuación G2-5 del AISC)
h 2
¢ ≤ Fy
tw
En las partes (i) y (ii) de la Especificación G2.1b del AISC se especifica el coeficiente de
pandeo por cortante de la placa del alma, kv. Para almas sin atiesadores transversales y con
h/tw 6 260: kv = 5. Éste es el caso para la mayoría de los miembros laminados de perfil I diseñados por los ingenieros.
Ejemplo 10-2
Se usa una W21 * 55 con Fy = 50 klb/plg2 para la viga y las cargas de la Figura 10.4. Revise si
es adecuada para el cortante,
wD ⫽ 2 klb/pie (incluye peso de la viga)
wL ⫽ 4 klb/pie
20 pies
Figura 10.4.
Solución
Usando una W21 * 55. (A = 16.2 plg2, d = 20.8 plg, tw = 0.375 plg, y kdes = 1.02 plg.)
h = 20.8 - 2kdes = 20.8 - (2)(1.02) = 18.76 plg
h
tw
‹ Cv
Aw
‹ Vn
29 000
18.76
= 53.95
= 50.03 6 2.24
0.375
A 50
= 1.0, fv = 1.0 y æ v = 1.50
= d tw = (20.8 plg)(0.375 plg) = 7.80 plg2
=
= 0.6 Fy Aw Cv = 0.6 (50 klb/plg 2 )(7.80 plg2)(1.0) = 234 klb
LRFD fv = 1.00
wu = (1.2)(2) + (1.6)(4) = 8.8 klb/pie
Vu =
8.8 klb/ pie (20 pies)
2
= 88 klb
ASD Æ v = 1.50
wa = 2 + 4 = 6 klb/pie
Va =
6.0 klb/ pie (20 pies)
2
fvVn = (1.00)(234) = 234 klb
Vn
234
=
= 156 klb
Æv
1.50
7 88 klb OK
7 60 klb OK
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
= 60 klb
Alfaomega
10.2 Fuerza y esfuerzo cortante
309
Notas
1. Los valores de fvVnx y Vnx/Æv con Fy = 50 klb/plg2 se dan para perfiles W en la Tabla
3-2 del Manual.
2. Se dan dos valores en el Manual del AISC para k. Uno se da en forma decimal y deberá usarse para cálculos de diseño, mientras que el otro se da en forma fraccionaria
y debe usarse para el detallado. Estos dos valores se basan, respectivamente, en los
radios mínimo y máximo de los filetes y generalmente serán muy diferentes entre sí.
3. En la Parte 3 del Manual del AISC se proporciona una tabla muy útil (3-6) para determinar la carga máxima uniforme que puede soportar cada perfil W para diferentes
claros. Los valores dados son para Fy = 50 klb/plg2 y están controlados por momentos
o cortantes máximos, tal como se especifica por los métodos LRFD o ASD.
Si la Vu para una viga particular excede la resistencia especificada por el AISC por
cortante del miembro, el procedimiento usual es seleccionar una sección ligeramente más
pesada. Sin embargo, si es necesario usar una sección mucho más pesada que la requerida por momento, pueden soldarse placas dobles de refuerzo (Figura 10.5) al alma de la
viga, o pueden conectarse atiesadores a las almas en zonas de alto cortante. Las placas dobles
deben cumplir los requisitos ancho-espesor para elementos compactos atiesados, de acuerdo
con la Sección B4 de la Especificación del AISC. Además, deben soldarse suficientemente
a las almas de los miembros para que puedan desarrollar su parte proporcional de la carga.
La resistencia especificada del AISC para cortante de una viga o una trabe se basa en
el área entera del alma. Sin embargo, a veces una conexión se hace a sólo una pequeña porción o altura del alma. En tal caso, el ingeniero puede suponer que el cortante está repartido
sobre sólo una parte de la altura del alma para fines de cálculo de la resistencia por cortante.
Puede entonces calcular Aw como igual a tw veces la menor altura y usarla así en la expresión
para la resistencia por cortante.
Cuando las vigas que tienen sus patines superiores a la misma elevación (situación
usual) se conectan entre sí, suele ser necesario despatinar una de ellas, como se muestra en la
Figura 10.6. Para tales casos, existe la posibilidad de una falla por bloque de cortante a lo
largo de las líneas punteadas mostradas. Este tema se analizó previamente en la Sección 3.7
y se verá de nuevo en el Capítulo 15.
Placas de refuerzo soldadas
al alma de la viga
Figura 10.5
Incremento de la resistencia por cortante
de una viga usando placas de refuerzo.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
310
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
Despatinado
Por claridad no se
muestran los ángulos
conectores
Figura 10.6
Posible falla por bloque de cortante
a lo largo de la línea punteada.
10.3
DEFLEXIONES
Las deflexiones de las vigas de acero generalmente se limitan a ciertos valores máximos.
Algunas de las buenas razones para limitar las deflexiones son las siguientes:
1. Las deflexiones excesivas pueden dañar los materiales unidos o soportados por la viga
considerada. Las grietas en los plafones ocasionadas por grandes deflexiones en los
largueros que los soportan son un ejemplo.
2. La apariencia de las estructuras se ve afectada por deflexiones excesivas.
3. Las deformaciones excesivas no inspiran confianza en las personas que utilizan una
estructura, aunque exista una completa seguridad desde el punto de vista de la resistencia.
4. Puede ser necesario que diferentes vigas que soportan la misma carga, tengan las mismas deflexiones.
La práctica Standard Americana para edificios ha sido limitar las deflexiones por carga
viva de servicio a aproximadamente 1/360 de la longitud del claro. Se supone que esta deflexión es la que toleran las vigas con el fin de que los aplanados o los plafones que soportan
no presenten grietas. La deflexión de 1/360 es sólo uno de los muchos valores de la deflexión
máxima en uso para las diferentes condiciones de carga, por distintos ingenieros, y diferentes especificaciones. Para los casos donde se soporta maquinaria delicada y de precisión, las
deflexiones máximas pueden quedar limitadas a 1/1 500 o 1/2 000 de la longitud del claro.
Las Especificaciones AASHTO 2010, fijan las deflexiones de las vigas y trabes de acero por
efecto de cargas vivas e impacto a 1/800 del claro. (Para los puentes en áreas urbanas y que
usan también los peatones, las Especificaciones AASHTO recomiendan un valor máximo de
1/1 000 de la longitud del claro.)
La Especificación del AISC no especifica exactamente deflexiones máximas permisibles. Existen tantos materiales diferentes, tipos de estructuras y cargas que no es aceptable
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.3
Deflexiones 311
un solo grupo de deflexiones máximas para todos los casos. Por ello el proyectista debe establecer los valores máximos basándose en su experiencia y buen juicio.
El lector deberá observar que las limitaciones de las deflexiones se sitúan en el área
de la capacidad de servicio. Por lo tanto, las deflexiones se determinan para las cargas de
servicio, y de este modo los cálculos son idénticos para ambos diseños LRFD y ASD.
Antes de sustituir a ciegas en la fórmula que da la deflexión de una viga para determinada condición de carga, el estudiante deberá entender completamente los métodos teóricos
para calcular deflexiones. Entre estos métodos se incluyen los procedimientos de áreas de
momentos, los de la viga conjugada y del trabajo virtual. Con estos métodos pueden obtenerse varias expresiones como la del final de este párrafo para la deflexión en el centro del claro
de una viga simple con carga uniformemente repartida.
¢cL =
5wL4
384EI
Para usar las expresiones para deflexiones como ésta, el lector debe ser muy cuidadoso
para aplicar unidades consistentes. El Ejemplo 10-3 ilustra la aplicación de la expresión anterior. El autor ha cambiado todas las unidades a libras y pulgadas. De esta manera, la carga
uniforme dada en el problema en klb/pie se ha cambiado entonces a lb/plg.
Ejemplo 10-3
Una W24 * 55 (Ix = 1 350 plg4) con un claro simple de 21 pies ha sido seleccionada para
soportar una carga total de servicio de 3 klb/pie (incluyendo el peso de la viga). ¿Es satisfactoria la sección para la deflexión en el centro del claro por carga viva de servicio si el valor
máximo permisible es de 1/360 del claro?
Solución. Use E = 29 * 106 lb/plg2
¢cL =
(5)(3 000/12)(12 * 21)4
5wL4
=
= 0.335 como deflexión total de la carga
384EI
(384)(29 * 106)(1 350)
6 ¢
1
≤ (12 * 21) = 0.70 plg
360
OK
Otra manera que muchos ingenieros emplean para considerar las unidades en el cálculo de las deflexiones es considerar a la carga uniforme, w, con las unidades de klb/pie y el
claro, L, con las unidades de pie, y luego convertir las unidades de pie a plg al multiplicar por
1 728 (es decir, 12 * 12 * 12). En este método, E tiene unidades de klb/plg2 (es decir, 29 000).
En la página 3-7 del Manual del AISC, se presenta la siguiente fórmula sencilla para
determinar las deflexiones máximas en vigas con secciones W, M, HP, S, C y MC para diversas
condiciones de carga:
¢ =
Alfaomega
ML2
C1Ix
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
312
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
w (klb/pie)
P
C1 ⫽ 161
C1 ⫽ 201
(a)
(b)
P
P
P
C1 ⫽ 158 (⌬ @ Centro)
P
C1 ⫽ 170
Constantes de carga
(c)
P
(d)
Figura 10.7
Valores de la constante C1 por usarse en la expresión de la deflexión. (Figura 3-2 en el
Manual del AISC.)
En esta expresión, M es el momento de la carga máxima de servicio en klb-pie, y puede
basarse en las 4 condiciones diferentes de carga de la Figura 10.7; C1 es una constante cuyo
valor se puede determinar con ayuda de la Figura 10.7; L es la longitud del claro (pie); e Ix es
el momento de inercia (plg4).
Si queremos usar esta expresión para la viga del Ejemplo 10-3, C1 según la parte (a)
de la Figura 10.7 es 161, el momento flexionante en el centro del claro es wL2/8 = (3)(21)2/8
= 165.375 klb-pie y la deflexión en el centro del claro para la carga viva de servicio es
¢cL =
(165.375)(21)2
= 0.336 plg
(161)(1 350)
La Tabla 1604.3 del IBC 2009 presenta deflexiones máximas permisibles para varios tipos de miembros y condiciones de carga. Varios de éstos se presentan en la Tabla 10.1. Estos
valores no son aplicables a situaciones de encharcamiento.
Algunas especificaciones consideran el problema de la deflexión, requiriendo ciertas
relaciones mínimas de peralte a claro. Por ejemplo, la AASHTO sugiere que la relación de
peralte a claro se limite a un valor mínimo de 1/25. Se permite una sección con menor peralte,
pero siempre que tenga suficiente rigidez para prevenir una deflexión mayor que la que se
tendría si se hubiese usado la relación 1/25.
A una viga de acero debe doblarse en frío, o combada, con un valor igual a la deflexión
producida por las cargas muertas, o la ocasionada por las cargas muertas más cierto porcentaje de la carga viva. Aproximadamente el 25% de la combadura así producida es elástica, y
desaparece cuando se termina la operación de combeo necesaria para ocasionarla. Se debe
recordar que una viga que se flexione hacia arriba se ve más segura y resistente que la que se
flexiona hacia abajo (aun a corta distancia).
El combeo es un requisito muy común en vigas largas de acero. De hecho, un porcentaje bastante grande de vigas usadas actualmente en construcción compuesta (véase el Capítulo 16) son combadas. Sin embargo, en muchas ocasiones es más económico seleccionar
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.3
Deflexiones 313
TABLA 10.1 Límites de deflexión tomados del IBC 2009
Condiciones de carga
Miembros
L
D + L
SoW
Para miembros de piso
L
360
L
240
—
Para miembros de techo que soportan plafón de yeso*
L
360
L
240
L
360
Para miembros de techo que soportan plafones que no son de yeso*
L
240
L
180
L
240
Para miembros de techo que no soportan plafones*
L
180
L
120
L
180
*Todos los miembros de techo deberán investigarse en cuanto al encharcamiento.
vigas más pesadas con mayores momentos de inercia para reducir las deflexiones y evitar así
los costos de mano de obra implícitos en combar las vigas. Una regla empírica comúnmente
usada es que toma aproximadamente una hora-hombre de trabajo extra combar cada viga.
El combeo es una molestia para muchos fabricantes y puede introducir algunos problemas adicionales. Por ejemplo, cuando las vigas se comban puede ser necesario alterar los
detalles de las conexiones para lograr un ajuste apropiado de los miembros. El extremo de
una viga combada girará y puede entonces ser necesario girar los detalles de la conexión un
mismo ángulo para garantizar un ajuste apropiado.
Si podemos escoger el perfil superior en peso, reduciendo así las deflexiones de manera que no sea necesario el combeo, tendremos una solución muy deseable. Similarmente, si
se está usando un acero de resistencia superior, puede ser conveniente cambiar las vigas que
necesitan combeo por un acero con esfuerzo de fluencia menor. Se tendrán entonces vigas
mayores pero menores deflexiones y tal vez algún ahorro si el combeo puede eliminarse.
La forma más económica de combar vigas es con una prensa mecánica. Sin embargo,
las vigas con longitudes menores de aproximadamente 24 pies no encajan bien en una prensa
estándar. Esta situación puede requerir el uso del calor para realizar el combado, pero el
costo se incrementa dos o tres o aun más veces. Par esta razón, casi siempre es aconsejable
aumentar el tamaño de estos miembros hasta que ya no sea necesario el combeo.
Si es necesario para un proyecto específico, un miembro puede doblarse o combarse
alrededor de su eje horizontal. A esto se le llama barrido.
Las deflexiones pueden determinar los tamaños de las vigas para claros grandes o pequeños, en los que las limitaciones a la deflexión son muy severas. Para ayudar al proyectista
a seleccionar secciones en las que puede regir la deflexión, el Manual del AISC incluye un
conjunto de tablas numeradas 3-3 y tituladas “W-shapes Selection by Ix” (Selección de perfiles W por el valor de Ix), en donde los valores Ix se indican en orden numérico descendente
para todas la secciones usadas normalmente como vigas. En esta tabla, las secciones están
ordenadas por grupos con la sección más ligera de cada grupo en negritas. El Ejemplo 10-4
presenta el diseño de una viga en la que la deflexión rige en el diseño.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
314
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
Ejemplo 10-4
Usando los métodos LRFD y ASD, seleccione la sección más ligera disponible con Fy = 50
klb/plg2 para soportar una carga muerta de servicio de 1.2 klb/pie y una carga viva de servicio
de 3 klb/pie en un claro simple de 30 pies. La sección tendrá soporte lateral a todo lo largo de
su patín de compresión y la deflexión máxima por carga total de servicio no debe exceder
de 1/500 la longitud del claro.
Solución. Después de algunos cálculos preliminares suponga un peso propio de 167 lb/pie
para la viga.
LRFD
ASD
wu = 1.2(1.2 + 0.167) + (1.6)(3) = 6.44 klb/pie
Mu =
(6.44 klb/pie)(30 pies)2
8
= 724.5 klb-pie
De la Tabla 3-2 del AISC, ensaye W24 * 76 (Ix = 2 100 plg4)
¢ máxima permisible = ¢
¢ real =
1
≤ (12 * 30) = 0.24 plg
1 500
ML2
C1Ix
wa = (1.2 + 0.167) + 3 = 4.37 klb/pie
Ma =
(4.37 klb/pie)(30 pies)2
8
= 491.6 klb-pie
De la Tabla 3-2 del AISC, ensaye
W24 * 76
Todos los demás cálculos iguales que
en el método LRFD
M = Ma = Mservicio =
(4.37 klb/pie)(30 pies)2
8
= 491.6 klb/pie
¢ =
(491.6)(30)2
(161)(2 100)
= 1.31 plg 7 0.24 plg no es admisible
Ix mínimo requerido para limitar
¢ a 0.24 plg
= ¢
1.31
≤ (2 100) = 11 463 plg4
0.24
De la Tabla 3-3 del AISC
Use W40 * 167. (Ix = 11 600 plg4)
Use W40 * 167.
10.3.1 Vibraciones
Aunque pueden seleccionarse miembros de acero que sean satisfactorios respecto a momento, cortante, deflexiones, etc., pueden aún ocurrir vibraciones de piso muy molestas. Éste
es el problema de servicio más común enfrentado por los ingenieros. Vibraciones objetables
ocurren con frecuencia donde se usan grandes claros y grandes pisos abiertos sin muros divisorios que pudieran proporcionar un amortiguamiento adecuado. El lector habrá notado
esta situación en los pisos de centros comerciales grandes.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.3
Deflexiones 315
El amortiguamiento de las vibraciones puede lograrse usando muros divisorios enmarcados al sistema de piso en por lo menos tres lugares, o mediante la instalación de muros
divisorios “falsos” de tabla roca entre los plafones y el paño inferior de las losas de piso. El
amortiguamiento puede también lograrse aumentando el espesor de las losas de los pisos,
mediante la estabilidad de los muros divisorios, y por el peso de los muebles de oficina y tal
vez del equipo usado en el edificio. Un procedimiento mejor es controlar la rigidez del sistema
estructural.1, 2 (Una práctica bastante común en el pasado ha sido tratar de limitar las vibraciones seleccionando vigas con peralte no menor de 1/20 veces las longitudes de los claros.)
Si los ocupantes de un edificio se sienten intranquilos o molestos con las vibraciones,
el diseño no es apropiado. Es bastante difícil corregir una situación de este tipo en una estructura existente. Por otra parte, la situación puede pronosticarse y corregirse fácilmente
en la etapa de diseño. Varios procedimientos aceptables se han desarrollado que permiten al
ingeniero estructurista estimar la aceptabilidad por los usuarios de un sistema dado.
F. J. Hartfield3 ha preparado un diagrama muy útil usado para estimar la perceptibilidad de vibraciones de vigas de acero y losas de concreto para oficinas y edificios residenciales.
10.3.2 Encharcamiento
Si el agua sobre un techo horizontal se acumula más rápido de lo que puede evacuarse, la
carga incrementada ocasiona que el techo se deflexione en forma de plato, el cual puede
almacenar más agua, que a su vez causa mayores deflexiones, etc. Este proceso de encharcamiento continúa hasta que se alcanza el equilibrio o hasta que sobreviene el colapso. El encharcamiento es un asunto serio como lo evidencia el gran número anual de fallas en techos
planos que ocurre en Estados Unidos.
El encharcamiento se presenta prácticamente en todo techo horizontal, aun cuando se
tengan drenes para desalojar el agua. Éstos pueden ser insuficientes durante tormentas muy
intensas, o pueden taparse. Además, frecuentemente se encuentran colocados a lo largo de
las líneas de vigas que son los puntos más altos del techo. El mejor método para prevenir el
encharcamiento es darle al techo una pendiente adecuada (¼ plg/pie o mayor) junto con la
instalación de drenes que funcionen correctamente. Se ha estimado que probablemente dos
terceras partes de los techos horizontales en Estados Unidos tienen pendientes menores que
este valor, que es el mínimo recomendado por la National Roofing Contractors Association
(NRCA) (Asociación Nacional de Contratistas de Techados). Cuesta aproximadamente 3 a
6 por ciento o más construir un techo con esta pendiente que construirlo sin ella.4
Cuando se considera un techo horizontal muy grande (media hectárea o mayor), el
efecto del viento en la profundidad del agua puede ser muy importante. Frecuentemente una
tormenta intensa está acompañada por vientos fuertes. Cuando está presente una cantidad
grande de agua en el techo, un viento fuerte puede empujar el agua hacia un extremo, creando un tirante peligroso de agua con respecto a la carga en libras por pie cuadrado que queda
1
T. M. Murray, “Controlling Floor Movement”. Modern Steel Construction (AISC, Chicago, IL, junio,
1991), pp. 17-19.
2
T. M. Murray, “Acceptability Criterion for Occupant-Induced Floor Vibrations”, Engineering Journal,
AISC, 18, 2 (2do. trimestre, 1992), pp. 62-70.
3
F. J. Hatfield, “Design Chart for Vibration of Office and Residential Floors”, Engineering Journal, AISC,
29, 4 (4to. trimestre, 1992), pp. 141-144.
4
Gary Van Ryzin, “Roof Design: Avoid Ponding by Sloping to Drain”, Civil Engineering (Nueva York:
ASCE, enero, 1980), pp. 77-81.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
316
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
aplicada al techo. En tales situaciones se usan a veces los imbornales. Éstos son grandes
agujeros o tubos en los muros que permiten que el agua más arriba de cierto nivel se drene
rápidamente hacia fuera del techo.
Las fallas por encharcamiento se pueden prevenir si el sistema de techo (que consta de
la cubierta del techo más trabes y vigas de soporte) tiene suficiente rigidez. La Especificación
del AISC (Apéndice 2) recomienda una rigidez mínima para evitar esta falla. Si no se tiene
esta rigidez mínima, es necesario efectuar ciertas revisiones para asegurar que la falla por
encharcamiento no suceda.
Los cálculos teóricos por encharcamiento son muy complicados. Los requisitos del
AISC se basan en un trabajo de F. J. Marino,5 en el que se consideró la interacción de un
sistema de dos vías de elementos secundarios, o submiembros, soportado por un sistema
primario de elementos principales o trabes. Un ejemplo numérico sobre encharcamiento se
presenta en el Apéndice E de este libro.
10.4
ALMAS Y PATINES CON CARGAS CONCENTRADAS
Cuando los miembros de acero tienen cargas concentradas aplicadas perpendicularmente
a un patín y simétricamente respecto al alma, sus patines y almas deben tener suficiente
resistencia de diseño del patín y del alma por flexión del patín, por fluencia del alma, aplastamiento y pandeo lateral del alma. Si un miembro tiene cargas concentradas aplicadas en
ambos patines, deberá tener una resistencia suficiente de diseño por fluencia, aplastamiento
y pandeo del alma. En esta sección se dan fórmulas para determinar tales resistencias.
Si las resistencias de patín y alma no satisfacen los requisitos de la Sección J.10 de la
Especificación del AISC, será necesario usar atiesadores transversales en las cargas concentradas. Si las resistencias de diseño del alma no satisfacen los requisitos de la Sección J.10 de
la Especificación del AISC, será necesario usar placas de refuerzo o atiesadores diagonales,
como se describe aquí. Estos casos se analizan en los párrafos siguientes.
10.4.1 Flexión local del patín
El patín debe ser suficientemente rígido de modo que no se deforme y ocasione una zona de
alta concentración de esfuerzos en la soldadura alineada con el alma. La carga nominal de
tensión que se puede aplicar a través de una placa soldada al patín de un perfil W se determina con la siguiente expresión, en la que Fyf es el esfuerzo mínimo especificado de fluencia
del patín (klb/plg2) y tf es el espesor de éste (plg).
2
Rn = 6.25t f Fyf
f = 0.90 (LRDF)
(Ecuación J10-1 del AISC)
Æ = 1.67 (ASD)
No es necesario revisar esta fórmula si la longitud de carga medida transversalmente
al patín de la viga es menor de 0.15 veces el ancho bf del patín o si se proporciona un par de
atiesadores de medio peralte o mayores. La Figura 10.9(a) muestra una viga con flexión local
del patín.
5
F. J. Marino, “Ponding of Two-Way Roof System”, Engineering Journal (Nueva York: AISC, Julio, 1966),
pp. 93-100.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.4
Almas y patines con cargas concentradas 317
10.4.2 Fluencia local del alma
El tema de la fluencia local del alma se aplica a todas las fuerzas concentradas, ya sean de
tensión o de compresión. Trataremos aquí de limitar el esfuerzo en el alma de un miembro
en el que se está transmitiendo una fuerza. La fluencia local del alma se ilustra en la parte
(b) de la Figura 10.9.
La resistencia nominal del alma de una viga en la base del cordón de soldadura que la
conecta al patín, cuando se aplica una carga concentrada o una reacción, se determina con
alguna de las dos expresiones siguientes, en la que k es la distancia entre el borde exterior del
patín y la base del cordón de soldadura, lb es la longitud de apoyo (plg) de la fuerza paralela
al plano del alma, Fyw es el esfuerzo (klb/plg2) mínimo de fluencia especificado del alma, y tw
es su espesor.
Si la fuerza es una carga concentrada o una reacción que causa tensión o compresión y
está aplicada a una distancia mayor que el peralte del miembro, d, medido desde su extremo,
entonces
Rn = (5k + lb)Fywtw
f = 1.00 (LRDF)
(Ecuación J10-2 del AISC)
Æ = 1.50 (ASD)
Si la fuerza es una carga concentrada o una reacción aplicada a una distancia d o menor desde el extremo del miembro, entonces
Rn = (2.5k + lb)Fywtw
f = 1.00 (LRDF)
(Ecuación J10-3 del AISC)
Æ = 1.50 (ASD)
Esta viga está sometida a cargas concentradas fuertes. Se usan atiesadores
totales en el alma para impedir su aplastamiento y evitar que el patín
superior se tuerza o se alabee bajo la carga. (Cortesía de CMC South
Carolina Steel.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
318
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
R
Extremo de
los filetes
kl
2.5 kl
Extremo de
los filetes
lb
2.5 kl
kl
R
lb
2.5 kl
Figura 10.8
Fluencia local del alma.
La referencia a la Figura 10.8 muestra claramente cómo se obtuvieron estas expresiones.
La resistencia nominal Rn es igual a la longitud sobre la que se supone distribuida la fuerza
cuando llega a la base del cordón de soldadura multiplicada por el espesor del alma y por el
esfuerzo de fluencia de ésta. Si se proporciona un atiesador que se extienda por lo menos la
mitad del peralte del miembro o una placa de refuerzo a cada lado del alma bajo la fuerza
concentrada, no es necesario entonces revisar la fluencia del alma.
10.4.3 Aplastamiento del alma
Si se aplican cargas concentradas de compresión a un miembro estructural cuya alma no está
atiesada (la carga aplicada en el plano del ama), la resistencia nominal por aplastamiento
del alma debe determinarse por medio de alguna de las dos ecuaciones siguientes (en las
que d es el peralte total del miembro). Si se proporcionan uno o dos atiesadores al alma
o una o dos placas de refuerzo y éstos se extienden por lo menos hasta la mitad del peralte, no es necesario revisar el aplastamiento. Las investigaciones han mostrado que cuando
ocurre el aplastamiento del alma, éste queda localizado en la parte del alma adyacente al
patín cargado. Se considera entonces que atiesando el alma en esta área sobre la mitad de
su peralte se impedirá el problema. El aplastamiento del alma se ilustra en la parte (c) de la
Figura 10.9.
Si la carga concentrada se aplica a una distancia mayor que o igual a d/2, medida desde
el extremo del miembro, entonces
EFywtf
lb tw 1.5
Rn = 0.80t2w B 1 + 3 ¢ ≤ ¢ ≤ R
d
tf
B tw
f = 0.75 (LRFD)
(Ecuación J10-4 del AISC)
Æ = 2.00 (ASD)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.4
Almas y patines con cargas concentradas 319
(se hunde y
se “abomba”)
a) Flexión local del patín
(b) Fluencia local del alma
Aplastamiento del alma
Riostra
(d) Pandeo lateral del alma
Figura 10.9.
Si la carga concentrada se aplica a una distancia menor que d/2 medida desde el extremo del miembro, entonces
para
lb
… 0.2,
d
EFywtf
lb tw 1.5
Rn = 0.40t2w B 1 + 3 ¢ ≤ ¢ ≤ R
d
tf
B tw
(Ecuación J10-5a del AISC)
f = 0.75 (LRFD) Æ = 2.00 (ASD)
Para
lb
7 0.2,
d
Rn = 0.40t2w B 1 + ¢ 4
EFywtf
lb
tw 1.5
- 0.2 ≤ ¢ ≤ R
d
tf
B tw
(Ecuación J10-5b del AISC)
f = 0.75 (LRFD) Æ = 2.00 (ASD)
10.4.4 Pandeo lateral del alma
Si se aplican cargas de compresión al patín de compresión estando éste soportado lateralmente, el alma quedará sujeta a compresión y el patín de tensión podría pandearse, como se
muestra en la Figura 10-9(d).
Se ha encontrado que el pandeo lateral del alma no ocurrirá si los patines están restringidos contra rotación con (h/tw)/(Lb/bf) 7 2.3, o si (h/tw)/(Lb/bf) 7 1.7 cuando la rotación del patín de compresión no está restringida con respecto a su eje longitudinal. En estas
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
320
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
expresiones h es el peralte del alma medido entre las bases de los filetes de soldadura, es
decir d - 2k, y Lb es la longitud más grande sin soporte lateral a lo largo de cualquiera de los
dos patines en el punto de la carga.
También es posible prevenir el pandeo lateral del alma por medio de soportes laterales adecuadamente diseñados o por medio de atiesadores en el punto de aplicación de la
carga. El Comentario del AISC sugiere que los soportes laterales locales para ambos patines
se diseñen para el 1 por ciento de la magnitud de la carga concentrada localizada en el punto.
Si se usan atiesadores, éstos deben extenderse desde el punto de aplicación de la carga hasta
por lo menos la mitad del peralte del miembro y deben diseñarse para soportar la carga total.
Debe evitarse la rotación de los patines para que los atiesadores sean efectivos.
Si los miembros estructurales no están restringidos contra movimiento relativo por
medio de atiesadores o soportes laterales y están sujetos a cargas concentradas de compresión, sus resistencias pueden determinarse como sigue:
Cuando el patín cargado está restringido contra rotaciones y (h/tw)/(Lb/bf) es … 2.3,
Rn =
Crt3wtf
2
h
B 1 + 0.4 ¢
h/tw 3
≤ R
Lb/bf
(Ecuación J10-6
del AISC)
f = 0.85 (LRFD) Æ = 1.76 (ASD)
Almacén C&W, Spartanburg, SC. (Cortesía de Britt, Peters and Associates.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.4
Almas y patines con cargas concentradas 321
Cuando el patín cargado no está restringido contra rotaciones y
Rn =
Crt3wtf
h2
B 0.4 ¢
h/tw 3
≤ R
Lb/bf
h/tw
… 1.7,
Lb/bf
(Ecuación J10-7 del AISC)
f = 0.85 (LRFD) Æ = 1.76 (ASD)
No es necesario revisar las Ecuaciones J10-6 y J10-7 si las almas están sometidas a carga
distribuida. Además, estas ecuaciones se desarrollaron para conexiones tipo aplastamiento y
no se aplican a conexiones de momento. En estas expresiones,
Cr = 960 000 klb/plg2 si Mu 6 My (LRFD) o 1.5Ma 6 My (ASD)
en la posición de la fuerza, klb/plg2.
Cr = 480 000 klb/plg2 si Mu Ú My (LRFD) o 1.5Ma Ú My (ASD)
en la posición de la fuerza, klb/plg2.
10.4.5 Pandeo por compresión del alma
Este estado límite se aplica a cargas concentradas de compresión actuando en ambos patines
de un miembro, como por ejemplo, las conexiones de momento aplicadas a ambos extremos de una columna. Para tal situación, es necesario limitar la relación de esbeltez del alma
para evitar la posibilidad del pandeo. Si las cargas concentradas son mayores que el valor de
fRn dado en la siguiente ecuación, es necesario proporcionar uno o un par de atiesadores o
una placa de refuerzo que se extiendan sobre toda la altura del alma y cumplan los requisitos de la Especificación J10.8 del AISC. (La ecuación que sigue es aplicable a conexiones de
momento, pero no a conexiones de apoyo.)
Rn =
24 t3w 2EFyw
h
(Ecuación J10-8 del AISC)
f = 0.90 (LRFD) Æ = 1.67 (ASD)
Si las fuerzas concentradas que van a resistirse se aplican a una distancia del extremo
del miembro que sea menor que d/2, entonces el valor de Rn se reduce en 50 por ciento.
El Ejemplo 10-5 que sigue, presenta la revisión de una viga de los conceptos aplicables
estudiados en esta sección.
Ejemplo 10-5
Se ha seleccionado una W21 * 44 para momento en la viga mostrada en la Figura 10.10. Se
proporciona soporte lateral para ambos patines en los extremos de la viga y en las cargas
concentradas. Si en los extremos la longitud de apoyo es 3.50 plg y las longitudes de apoyo
para las cargas concentradas son cada una de 3.00 plg, revise la viga por fluencia del alma,
aplastamiento del alma y por pandeo lateral del alma.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
322
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
PL ⫽ 35 klb
PL ⫽ 35 klb
wD ⫽ 1.044 klb/pie (se incluye el peso
de la viga)
5 pies
Figura 10.10.
5 pies
5 pies
Solución
Usando una W21 * 44 (d = 20.7 plg, bf = 6.50 plg, tw = 0.350 plg, tf = 0.450 plg,
k = 0.950 plg)
LRFD
ASD
Reacción en el extremo
Reacción en el extremo
Ru = (1.2)(1.044 klb/pie) ¢
15 pies
≤ + (1.6)(35 klb)
2
Ra = (1.044 klb/pie) ¢
15 pies
≤ + 35 klb
2
= 42.83 klb
= 65.4 klb
Carga concentrada
Carga concentrada
Pu = (1.6)(35 klb) = 56 klb
Pa = 35 klb
Fluencia local del alma
(lb = longitud de apoyo de las reacciones = 3.50 plg, para cargas concentradas lb = 3.00 plg)
En las reacciones en los extremos (Ecuación J10-3 del AISC)
Rn = (2.5 klb + lb) Fywtw = (2.5 * 0.950 plg + 3.50 plg) (50 klb/plg2) (0.350 plg) = 102.8 klb
LRFD f = 1.00
fRn = (1.00)(102.8) = 102.8 klb
7 65.4 klb OK
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
ASD Æ = 1.50
Rn
Æ
=
102.8
= 68.5 klb
1.50
7 42.83 klb OK
Alfaomega
10.4
Almas y patines con cargas concentradas 323
En las cargas concentradas (Ecuación J10-2 del AISC)
Rn = (5 klb + lb) Fywtw = (5 * 0.950 plg + 3.00 plg) (50 klb/plg2)(0.350 plg) = 135.6 klb
LRFD f = 1.00
fRn = (1.00)(135.6) = 135.6 klb
ASD Æ = 1.50
Rn
135.6
=
= 90.4 klb
Æ
1.50
7 56 klb OK
7 35 klb OK
Aplastamiento del alma
En las reacciones en los extremos (Ecuación J10-5a del AISC) ya que
lb
… 0.20
d
lb
3.5
=
= 0.169 6 0.20
d
20.7
EFywtf
lb tw 1.5
Rn = 0.40tw2 B 1 + 3 ¢ ≤ ¢ ≤ R
d
tf
B tw
= (0.40)(0.350 plg)2 B 1 + 3 ¢
3.5 plg
0.350 plg 1.5
≤¢
≤ R
20.7 plg 0.450 plg
(29 * 103 klb/plg 2 )(50 klb/plg2 )(0.450 plg)
B
0.350 plg
= 90.3 klb
LRFD f = 0.75
fRn = (0.75)(90.3) = 67.7 klb
ASD Æ = 2.00
Rn
90.3
=
= 45.1 klb
Æ
2.00
7 65.4 klb OK
7 42.83 klb OK
En las cargas concentradas (Ecuación J10-4 del AISC)
EFywtf
lb tw 1.5
Rn = 0.80 tw2 B 1 + 3 ¢ ≤ ¢ ≤ R
d
tf
B tw
= (0.80)(0.350)2 B 1 + 3 ¢
(29 * 103)(50)(0.450)
3.0
0.350 1.5
≤¢
≤ R
20.7 0.450
B
0.350
= 173.7 klb
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
324
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
Rn
173.7
=
= 86.8 klb
Æ
2.00
fRn = (0.75)(173.7)
\
= 130.3 klb 7 56 klb OK
7 35 klb OK
Pandeo lateral del alma
El patín de compresión está restringido contra la rotación.
h Lb
12 plg/pie * 5 pies
20.7 plg - 2 * 0.950 plg
n
=
n¢
≤ = 5.82 7 2.3
tw b f
0.350 plg
6.50 plg
‹ el pandeo lateral del alma no tiene que revisarse.
Los cálculos anteriores se pueden abreviar considerablemente si se usan las tablas del
Manual numeradas 9-4 y tituladas “Beam Bearing Constants” (Constantes de apoyo de las
vigas). En esas tablas, se muestran valores para fR1, fR2, fR3, R1/Æ, R2/Æ, R3/Æ, etcétera.
Los valores dados representan partes de las ecuaciones que se usan para revisar la fluencia y
el aplastamiento del alma y se definen en la página 9-19 del Manual.
En las páginas 9-19 y 9-20 del Manual se proporcionan instrucciones para el uso de
las tablas. Las expresiones para la fluencia local del alma en los extremos de una viga W21
* 44 están escritas a un lado cuando se usan los valores de la tabla. Entonces, se usan esas
expresiones y los valores de la tabla para revisar los cálculos anteriores.
LRFD
fRn = fR1 + flb R2
10.5
ASD
Rn
R1
R2
= ¢ ≤ + lb ¢ ≤
Æ
Æ
Æ
= 41.6 + (3.5)(17.5)
= 27.7 + (3.5)(11.7)
= 102.8 klb OK
= 68.6 klb OK
FLEXIÓN ASIMÉTRICA
Recordamos que según la mecánica de materiales, toda sección transversal de una viga tiene
un par de ejes mutuamente perpendiculares, conocidos como ejes principales, para los cuales
el producto de inercia es nulo. Si la flexión ocurre respecto a cualquier otro eje que no sea el
principal se tendrá una flexión asimétrica. Cuando las cargas externas no son coplanares con
alguno de los ejes principales, o cuando las cargas se aplican a la viga de modo simultáneo
desde dos o más direcciones, se tendrá también una flexión asimétrica.
Si una carga no es perpendicular a uno de los ejes principales, ésta puede descomponerse en componentes perpendiculares a esos ejes y los momentos respecto a cada eje, Mux
y Muy, o Max y May, pueden determinarse como se muestra en la Figura 10.11.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.5
Flexión asimétrica 325
Mux o Max
Mux o Max
y
y
Muy o May
x
x
x
Muy o May
x
Figura 10.11.
y
y
Cuando una sección tiene un eje de simetría, ese eje es uno de los principales y los cálculos necesarios para la determinación de los momentos resultan muy sencillos. Por esta razón la
flexión asimétrica no resulta complicada para los perfiles usuales de vigas, que probablemente
son W, S, M o C. Cada uno de estos perfiles tiene por lo menos un eje de simetría, por lo que los
cálculos se reducen mucho. Un factor adicional que simplifica es que las cargas por lo general
son por gravedad y probablemente perpendiculares al eje x.
Entre las vigas que deben resistir flexión asimétrica se encuentran las trabes de grúa
en edificios industriales y los largueros de armadura de techos ordinarios. Los ejes x de los
largueros son paralelos a la superficie inclinada del techo, en tanto que un gran porcentaje de
sus cargas (techado, nieve, etc.), son de gravedad. Estas cargas no son coplanares con ningún
eje principal de los largueros inclinados y se tiene por ello una flexión asimétrica. En general
se considera que las cargas de viento actúan en dirección perpendicular a la superficie del
techo y a los ejes x de los largueros, por lo que no se considera que ocasionen flexión asimétrica. Normalmente los ejes x de las trabes de grúa son horizontales, pero éstas están sujetas
a empujes laterales provenientes de las grúas móviles, así como a cargas por gravedad.
Para revisar si los miembros estructurales flexionados respecto a ambos ejes simultáneamente son adecuados, el AISC proporciona una ecuación en la Sección H1 de su Especificación. La siguiente ecuación es para flexión combinada con fuerza axial, si Pr/Pc 6 0.2:
Mry
Mrx
Pr
+ ¢
+
≤ … 1.0
2Pc
Mcx
Mcy
(Ecuación H1-1b del AISC)
Aquí, los valores se definen como sigue:
1. Pr es la resistencia axial requerida para el método LRFD o la resistencia axial permisible requerida con el método ASD.
2. Pc es la resistencia axial disponible para el método LRFD o la resistencia axial permisible disponible con el método ASD.
3. Mrx y Mry son las resistencias a la flexión de diseño requeridas con respecto a los ejes
x y y para el método LRFD y las resistencias a la flexión permisibles requeridas con el
método ASD.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
326
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
4. Mcx y Mcy son las resistencias a la flexión de diseño con respecto a los ejes x y y usando
el método LRFD y las resistencias a la flexión permisibles disponibles con respecto a
esos ejes usando el método ASD.
Como para el problema analizado aquí Pr es igual a cero, la ecuación se reduce a
Mry
Mrx
+
… 1.0
Mcx
Mcy
Ésta es una ecuación de interacción o de porcentajes. Si Mrx es el 75 por ciento de Mcx,
entonces Mry no puede ser mayor que 25 por ciento de Mcy.
Los ejemplos 10-6 y 10-7 ilustran el diseño de vigas sujetas a flexión asimétrica. Para
ilustrar la naturaleza de tanteos que caracteriza al método, el autor no hizo tantos cálculos
previos como en otros ejemplos. Los primeros problemas de diseño de este tipo que trate
de realizar el estudiante, bien puede tomarle varios intentos previos. Debe considerarse el
asunto del soporte lateral del patín de compresión. Si el soporte lateral es dudoso, el ingeniero debe reducir la resistencia del momento de diseño por medio de una de las expresiones
dadas antes para tal propósito.
Ejemplo 10-6
Una viga de acero en posición vertical debe resistir los siguientes momentos de servicio:
MDx = 60 klb-pie, MLx = 100 klb-pie, MDy = 15 klb-pie y MLy = 25 klb-pie. Estos momentos
incluyen los efectos del peso estimado de la viga. Se supone que las cargas pasan por el centroide de la sección. Seleccione un perfil W24 de acero de 50 klb/plg2 que pueda resistir estos
momentos, suponiendo que la viga tiene soporte lateral en todo su patín de compresión.
Solución
Mpx
= 382 klb-pie, Zy = 15.7 plg3)
Ensayamos una W24 * 62 (fbMpx = 574 klb-pie,
Æb
FyZy
Mpy
(0.9)(50 klb/plg 2 )(15.7 plg3 )
=
= 58.8 klb-pie,
12 plg/pie
Æb
Æb
(50 klb/plg 2 )(15.7 plg3)
= 39.1 klb-pie
=
(12 plg/pie)(1.67)
fbMpy = fbFyZy =
LRFD
ASD
Mux = (1.2)(60) + (1.6)(100) = 232 klb-pie
Max = 60 + 100 = 160 klb-pie
Muy = (1.2)(15) + (1.6)(25) = 58 klb-pie
May = 15 + 25 = 40 klb-pie
Mry
Mrx
+
… 1.0
Mcx
Mcy
Mry
Mrx
+
… 1.0
Mcx
Mcy
232
58
+
= 1.39 7 1.0 no es aceptable
574
58.8
160
40
+
= 1.44 7 1.0 no es aceptable
382
39.1
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.6 Diseño de largueros
Ensayemos una W24 * 68 (fbMpx = 664 klb-pie,
fbMpy =
Mpx
Æb
327
= 442 klb-pie, Zy = 24.5 plg3)
(0.9)(50 klb/plg 2 )(24.5 plg3)
= 91.9 klb-pie,
12 plg/pie
Mpy
Æb
=
(50 klb/plg 2 )(24.5 plg3)
= 61.1 klb-pie
(12 plg/pie)(1.67)
LRFD
58
232
+
= 0.98
664
91.9
6 1.0 OK
Use W24 * 68.
ASD
40
160
+
= 1.02
442
61.1
7 1.00 no es aceptable
Ensaye una sección más grande, W24 * 76.
Se notará en la solución del Ejemplo 10-6 que aunque el procedimiento usado dará
un perfil adecuado para soportar los momentos indicados, la selección del perfil más ligero
tabulado en el Manual del AISC podría ser muy larga debido a que las dos variables Zx y
Zy afectan al tamaño requerido. Si se tiene un Mux grande y un Muy pequeño, la sección más
económica resultará muy peraltada y algo estrecha, en tanto que si se tiene un Muy grande
en relación con el Mux, el perfil más económico será algo ancho y de poco peralte.
10.6
DISEÑO DE LARGUEROS
Para evitar la flexión en las cuerdas superiores de las armaduras de techo, es teóricamente
conveniente colocar los largueros sólo en los nudos. Sin embargo, en armaduras grandes es
más económico espaciarlos a intervalos cortos. Si no se hace así, el tamaño de los largueros
resultará demasiado grande y se volverán imprácticos. Cuando se usan largueros intermedios, las cuerdas superiores de las armaduras deben diseñarse por flexión y carga axial como
se describe en el Capítulo 11. Los largueros se espacian por lo general de 2 a 6 pies entre sí,
dependiendo de las condiciones de la carga, en tanto que la relación más conveniente de
peralte a claro es aproximadamente de 1/24. Los perfiles usados con más frecuencia son las
secciones S y las canales, pero en otras ocasiones pueden ser más adecuados otros perfiles.
Como se mencionó anteriormente, las canales y las secciones S son muy débiles respecto a sus ejes coincidentes con el alma y puede ser necesario usar tensores para reducir los
claros en flexión alrededor de los ejes. En efecto, los tensores hacen que los largueros tengan
una sección continua en la dirección de sus ejes y, y los momentos respecto a esos ejes se reducen bastante, como se muestra en la Figura 10.12. Estos diagramas de momentos se obtienen
suponiendo que los cambios en longitud de los tensores son despreciables. Se supone además
que los largueros están simplemente apoyados en las armaduras. Esta hipótesis es conservadora, ya que con frecuencia son continuos sobre dos o más armaduras y puede lograrse una
continuidad apreciable en sus empalmes. El estudiante puede reproducir fácilmente estos
diagramas a partir del conocimiento de la distribución de momentos o mediante otros métodos de análisis. En los diagramas, L es la distancia entre armaduras, wuy es el componente
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
328
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
wx
wy (tensores unidos a
los largueros cerca del
patín superior)
(a)
9 w L2
512 x
⫹
9 w L2
512 x
⫹
⫺
W L2
32
3L
82
3L
82
L
2
L
2
(b)
2wy L2
225
⫹
⫺
Figura 10.12
(a) Larguero con sección en canal.
(b) Momento respecto al eje del alma
de los largueros que actúa sobre la
mitad superior del larguero —tensores
en el centro del claro. (c) Momento
respecto al eje del ama de los largueros
que actúa sobre la mitad superior
del larguero— tensores en los tercios del
claro. (d) Momento respecto al eje x
del larguero.
1wy L2
360
⫹
wy L2
90
L
3
L
3
⫺
2wy L2
225
⫹
wy L2
90
L
3
(c)
wxL2
8
⫹
(d)
de la carga perpendicular al eje del alma del larguero y wux es el componente de la carga
paralelo al mismo eje.
Si no se usan tensores, el momento máximo respecto al eje del alma de un larguero
es de wyL2>8. Cuando se colocan tensores a la mitad del claro, este momento se reduce a un
máximo de wyL2>32 (una reducción del 75 por ciento), y cuando se colocan en los tercios
del claro el momento se reduce a un máximo de wyL2>90 (una reducción del 91 por ciento).
En el Ejemplo 10-7 se usan tensores en el centro del claro y los largueros se diseñan para un
momento wyL2>8 paralelo al eje del alma y un momento wyL2>32 perpendicular a ese mismo
eje.
Además de reducir los momentos respecto al alma de los largueros, los tensores tienen
otros propósitos muy útiles. Primero, pueden proporcionar soporte lateral a los largueros;
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.6 Diseño de largueros
329
segundo, son muy útiles para mantenerlos alineados durante el montaje, hasta que la cubierta del techo se instala y se conecta a los largueros.
Ejemplo 10-7
Usando ambos métodos LRFD y ASD, seleccione un larguero con sección W16 para el techo
mostrado en la Figura 10.13. Las armaduras están colocadas cada 18 pies 6 plg entre centros
y se usan tirantes en los centros de los claros entre las armaduras. Se supone que el techo
proporciona soporte lateral completo. Use acero de 50 klb/plg2 y la Especificación del AISC.
Las cargas se dan en términos de libras por pie cuadrado de superficie de techo:
Nieve = 30 lb/pie2
Techado = 6 lb/pie2
Peso estimado de largueros = 3 lb/pie2
Presión del viento = 15 lb/pie2 › a la superficie del techo
Largueros 4 pies 5 plg
(centro a centro)
2
1
6 @ 8 pies ⫽ 48 pies
Figura 10.13.
LRFD
ASD
wux = 1.2D + 1.6 S + 0.8W
= (1.2)(6 + 3)(4.42) ¢
2
25
wax = D + S + W
≤ + (1.6)(30)(4.42) ¢
2
25
≤
= (6 + 3)(4.42) a
+(0.8)(15)(4.42) = 285.5 lb/pie
Mux =
(0.2855)(18.5)2
8
wuy = [1.2D + 1.6 S] ¢
1
25
(0.1165)(18.5)2
Alfaomega
32
Max =
≤
= 116.5 lb/pie
2
25
b + (30)(4.42) a
2
25
b
+ 15 (4.42) = 220.5 lb/pie
= 12.21 klb-pie
= [(1.2)(6 + 3)(4.42) + (1.6)(30)(4.42)] ¢
Muy =
12 pies
(0.2205)(18.5)2
8
way = (6 + 3 + 30) ¢
1
25
= 9.43 klb-pie
1
25
≤ (4.42)
≤
= 77.1 lb/pie
= 1.25 klb-pie
May =
(0.0771)(18.5)2
32
= 0.82 klb-pie
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
330
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
Solución
Ensayamos una W6 * 9 (Zx = 6.23 plg 3, fbMpx =
Zy = 1.72 plg 3, fbMpy =
Mpx
Æb
(se usa
=
(0.9)(50)(6.23)
= 23.36 klb-pie,
12
(0.9)(50)(1.72) 1
¢ ≤ = 3.23 klb-pie,
12
2
Mpy
(50)(6.23)
(50)(1.72) 1
= 15.54 klb-pie,
=
¢ ≤ = 2.15 klb-pie)
(12)(1.67)
Æb
(12)(1.67) 2
Mpy
1
para fbMpy y
ya que el tensor está unido a la parte superior del larguero).
Æb
2
LRFD
ASD
Mrx
Mry
+
… 1.0
Mcx
Mcy
10.7
Mrx
Mry
+
… 1.0
Mcx
Mcy
1.25
12.21
+
= 0.910 6 1.00 OK
23.36
3.23
0.82
9.43
+
= 0.988 6 1.00 OK
15.54
2.15
Use W6 * 9.
Use W6 * 9.
EL CENTRO DE CORTANTE
El centro de cortante se define como el punto en el plano de una sección transversal de una
viga, por el cual debe pasar la resultante de las cargas transversales para que los esfuerzos
en la viga se puedan calcular sólo con las teorías de la flexión pura y del cortante transversal.
Si la resultante pasa por este punto, no es necesario analizar la viga por momentos de torsión.
En una viga con dos ejes de simetría, el centro de cortante se localiza en la intersección de los
dos ejes, coincidiendo así con el centroide de la sección. En una viga con un eje de simetría,
el centro de cortante se encuentra sobre dicho eje, pero no necesariamente coincidirá con el
centroide de la sección. Esta afirmación sorprendente significa que para evitar torsión en algunas vigas, las líneas de acción de las cargas aplicadas y de las reacciones de las vigas no deben
pasar por los centroides de las secciones.
El centro de cortante es de gran importancia en vigas cuyas secciones transversales
están compuestas de elementos delgados que proporcionan una resistencia considerable a
la flexión, pero poca a la torsión. Muchos perfiles estructurales comunes, tales como las secciones W, S y C, los ángulos y diversas vigas formadas con placas delgadas (como las de la
construcción aeronáutica) quedan dentro de esta clasificación y el problema tiene una amplia aplicación.
En la Figura 10.14 se muestra la posición del centro de cortante de varias secciones
abiertas mediante balas (•). Secciones como éstas son relativamente débiles en torsión, y
para ellas y perfiles similares, la posición de la resultante de las cargas externas es sumamente importante. Se indicó antes que la adición de una o más almas a estas secciones, convirtiéndolas así en secciones en cajón, aumenta mucho sus resistencias de torsión.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.7 El centro de cortante
331
Figura 10.14
El proyectista promedio quizá no se toma el tiempo necesario para efectuar los tediosos cálculos necesarios para localizar el centro de cortante y evaluar el efecto de la torsión.
Lo más probable es que ignore el problema o haga una estimación aproximada del efecto
de la torsión en los esfuerzos de flexión. Una estimación de poco valor pero conservadora
usada en muchas ocasiones, es la de reducir fbMny en 50 por ciento al usarla en la ecuación
de interacción.
Los centros de cortante se pueden localizar rápidamente en vigas con secciones transversales abiertas y almas relativamente delgadas. Para otras vigas, los centros de cortante
pueden encontrarse con bastante dificultad. Con frecuencia se usa el término flujo de cortante al considerar miembros estructurales de pared delgada, aunque en realidad no está
presente ningún flujo. Este término se refiere al esfuerzo cortante por pulgada de la sección
transversal y es igual al esfuerzo cortante multiplicado por el espesor del elemento. (El esfuerzo cortante unitario Fv se determina con la expresión VQ/bI y el flujo de cortante qv con
VQ/I si se supone que el esfuerzo cortante es constante a través del espesor del elemento.)
El flujo de cortante actúa paralelamente a los lados de cada elemento de un miembro.
En la siguiente exposición se considerará la sección en canal de la Figura 10.15(a). En
esta figura el flujo de cortante se muestra con pequeñas flechas, y en la parte (b) se muestran
V
H
Centro
de cortante
e
V
h
H
Figura 10.15
Alfaomega
(a)
(b)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
332
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
las resultantes H y V en cada elemento del perfil. Las dos fuerzas H están en equilibrio en la
dirección horizontal y la fuerza V interna equilibra la fuerza cortante que actúa en la sección.
Aunque las fuerzas horizontal y vertical están en equilibrio, no puede decirse lo mismo para
los momentos de estas fuerzas, a menos que la línea de acción de la resultante de las fuerzas
externas pase por un cierto punto llamado el centro de cortante. Puede verse que las fuerzas horizontales H en la parte (b) de la figura forman un par. El momento producido por este
par debe ser opuesto e igual al producido por las dos fuerzas V. La localización del centro
de cortante es un problema de equilibrio; por ello deben tomarse momentos respecto a un
punto que elimine el mayor número posible de fuerzas.
Con esta información, podemos escribir la siguiente ecuación, con la cual se localiza el
centro de cortante:
Ve = Hh (momentos tomados respecto al centroide del alma)
Los Ejemplos 10-8 y 10-9 muestran los cálculos necesarios para localizar el centro de
cortante de dos perfiles. Nótese que la localización del centro de cortante es independiente
de la magnitud de la fuerza cortante externa. (Las posiciones de los centros de cortante para
canales se dan en la Tabla 1-5 de la Parte I del Manual del AISC. Su posición está dada por eo
en esas tablas.)
Ejemplo 10-8
La sección de canal C10 * 30 mostrada en la Figura 10.16(a) está sujeta a una fuerza cortante
externa V en el plano vertical. Localice el centro de cortante.
Solución
Propiedades de la sección:
Para esta canal, los patines se idealizan como elementos rectangulares con un espesor
igual al espesor promedio del patín.
Ix = ¢
qv en B =
H Total =
1
1
≤ (3)(10)3 - ¢ ≤ (2.327)(9.128)3 = 102.52 plg4
12
12
(V)(2.694 * 0.436 * 4.782)
= 0.05479 V/plg
102.52
1
(2.694)(0.05479 V) = 0.07380 V
2
Ubicación del centro de cortante:
Ve = Hh
Ve = (0.07380 V)(9.564)
c del alma
e = 0.706 plg a partir de L
o
e = 0.369 plg a partir de la espalda del alma
eo = 0.368 plg de la Tabla 1-5 (C10 * 30)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.7 El centro de cortante
A
H
333
B
0.436 plg
0.673 plg
e
10 plg
V
D
H
C
3.03 plg
(a)
Figura 10.16
Variación de los esfuerzos cortantes
(b)
El estudiante debe ver claramente que la variación del esfuerzo cortante en las esquinas, donde se juntan el alma y el patín, no puede determinarse correctamente con la
expresión de mecánica de materiales (VQ/bI o bien VQ/I para el flujo de cortante) y no
puede determinarse lo suficientemente bien, ni siquiera con un estudio complicado de la
teoría de la elasticidad. Como aproximación en los dos ejemplos que aquí se presentan,
hemos supuesto que el flujo de cortante se extiende hasta el punto medio de las esquinas
con la misma ley de variación (variación lineal para los elementos horizontales, y parabólica
para los verticales). Los valores de Q se calculan para las dimensiones correspondientes. Se
podrían haber adoptado otras hipótesis, por ejemplo, que el flujo de cortante se extiende
verticalmente en todo el peralte del alma y sólo en las partes proyectantes de los patines
horizontales o viceversa. Resulta molesto ver que con cualquier hipótesis que se adopte, los
valores no concuerdan exactamente. Como muestra, en el Ejemplo 10-9, la suma del flujo de
cortante vertical no concuerda muy bien con la fuerza cortante externa.
Ejemplo 10-9
La sección abierta de la Figura 10.17 está sujeta a una fuerza cortante V en un plano vertical.
Localice el centro de cortante.
Solución
Propiedades de la sección:
Ix = ¢
Alfaomega
1
≤ (0.25)(16)3 + (2)(3.75 * 0.25)(4.87)2 = 129.8 plg 4
12
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
334
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
A
3 plg
C
B
10 plg
0.25 plg
D
E
3 plg
F
4 plg
Figura 10.17
Valores del flujo de cortante (etiquetado q):
qA = 0
qB =
(V)(3.12 * 0.25 * 6.44)
= 0.0387 V/plg
129.8
qC = qB +
(V)(3.75 * 0.25 * 4.87)
= 0.0739 V/plg
129.8
qcL = qC +
(V)(4.87 * 0.25 * 2.44)
= 0.0968 V/plg
129.8
Estos valores del flujo de cortante se muestran en la Figura 10.18(a) y la suma para
cada elemento de la sección se presenta en la parte (b) de la figura.
3.75 plg
0.0387 V/plg
0.0739 V/plg
0.0387 V/plg
0.0807 V
0.211 V
0.0739 V/plg
C
0.869 V
9.75 plg
0.0968 V/plg
0.0387 V/plg
0.0739 V/plg
0.0739 V/plg
e
0.211 V
D
0.0807 V
0.0387 V/plg
Figura 10.18
(a)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
(b)
Alfaomega
10.8 Placas de asiento para vigas
335
Tomando momentos respecto al eje central de CD
-(0.211 V)(9.75) + (2)(0.0807 V)(3.75) + Ve = 0
e = 1.45 plg
La teoría del centro de cortante es muy útil en el diseño, pero tiene ciertas limitaciones
que deben entenderse claramente. Por ejemplo, el análisis aproximado dado en esta sección
es válido sólo para secciones delgadas. Además, las vigas de acero tienen con frecuencia secciones transversales variables a lo largo de sus claros, por lo que el lugar geométrico de sus
centros de cortante no es una línea recta a lo largo de esos claros. Entonces, si la resultante
de las cargas pasa por el centro de cortante en una sección transversal, es posible que no sea
así en otras secciones transversales a lo largo de la viga.
Cuando los proyectistas se enfrentan al problema de considerar cargas aplicadas a
perfiles de pared delgada en los que pueden surgir tensiones, éstos generalmente proporcionan algún medio para evitar tal torsión. Pueden especificar soportes laterales a intervalos
cortos o conexiones a pisos o techos o medios similares. Si tales soluciones no son factibles,
los proyectistas probablemente considerarán la selección de secciones con mayor rigidez a la
torsión. Se dan aquí dos referencias6,7 al respecto.
10.8
PLACAS DE ASIENTO PARA VIGAS
Cuando los extremos de las vigas están soportados por apoyo directo sobre concreto o mampostería, con frecuencia es necesario distribuir las reacciones de las vigas por medio de placas de asiento o apoyo. Se supone que la reacción se distribuye uniformemente a través de la
placa de apoyo sobre la mampostería, y que ésta reacciona contra la placa con una presión
uniforme igual a la reacción factorizada Ru o Ra dividida entre el área A1 de la placa. Esta
presión tiende a doblar hacia arriba a la placa y al patín inferior de la viga. El Manual del
AISC recomienda que se considere que la placa de apoyo toma el momento flexionante
total producido y que la sección crítica para el momento se considere a una distancia k del
eje longitudinal de la viga (véase la Figura 10.19). La distancia k es la misma que la distancia
de la cara exterior del patín al límite del filete del alma, dado en las tablas para cada sección
(o igual al espesor del patín, más el radio del filete).
La determinación de la distribución exacta de la presión en una placa de asiento es
un problema muy difícil, por lo que se supone por lo general una distribución uniforme de
presión. Esta hipótesis es probablemente conservadora, ya que la presión por lo común es
mayor en el centro de la viga que en los bordes. Los bordes exteriores de la placa y patín
tienden a doblarse hacia arriba y el centro de la viga tiende a bajar, concentrándose ahí la
presión.
El espesor requerido de una franja de 1 plg de ancho de placa se puede determinar
como sigue, con referencia a la Figura 10.19:
t
t
t2
La Z de una franja de placa de 1 plg de ancho y espesor t = 112a b a b122 =
2 4
4
6
C. G. Salmon y J. E. Johnson, Steel Structures, Design and Behavior, 4a. ed. (Nueva York: Harper & Row,
1996), pp. 430-443.
7
Personal técnico del AISC, “Torsional Analysis of Steel Members” (Chicago: AISC, 1983).
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
336
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
franja de 1 plg
de ancho
t
C
n
k
Figura 10.19
B
Los momentos Mu y Ma se calculan para una distancia k desde el eje central del alma y son
iguales, respectivamente, a fbFyZ y FyZ/Æb; entonces se despeja el espesor requerido de la
placa de las ecuaciones resultantes.
LRFD fb = 0.90
Mu =
ASD Æ b = 1.67
Ru
Run2
n
n¢ ≤ =
A1
2
2A1
Ma =
t2
Fy
Ran2
4
=
2A1
Æb
Run2
t2
= fbFy
2A1
4
De donde t requerido =
Ra
Ran2
n
n¢ ≤ =
A1
2
2A1
2Run2
B fbA1Fy
De donde trequerido =
2Ran2 Æ b
B A1Fy
En ausencia de normas que especifiquen valores diferentes, la resistencia de diseño
por aplastamiento del concreto se debe tomar igual a fcPp o Pp/Æa de acuerdo con la Especificación J8 del AISC, la cual establece que cuando una placa de apoyo se extiende sobre
toda el área de un soporte de concreto, la resistencia por aplastamiento del concreto puede
determinarse como sigue:
Pp = 0.85fcœ A 1
(Ecuación J8-1 del LRFD)
(Los valores de apoyo proporcionados son los mismos que los dados en la Sección
10.17 del ACI Building Code Requirements for Structural Concrete de 2005 [Requisitos del
reglamento de construcciones del ACI para el concreto estructural].)
Si la carga de apoyo se aplica a un área menor que el área total del soporte de concreto, fcPp debe determinarse con la siguiente ecuación, en la que A2 es el área máxima de
la superficie de soporte que es geométricamente similar y concéntrica con el área cargada;
2A 2/A 1 tiene un valor máximo de 2:
A2
… 1.7fcœ A 1
Pp = 0.85fcœ A 1
A A1
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
(Ecuación J8-2 del AISC)
Alfaomega
10.8 Placas de asiento para vigas
337
En esta expresión, fcœ es la resistencia a la compresión del concreto en lb/plg2 y A1 es
el área de la placa (plg2) que se apoya concéntricamente sobre el concreto. Para el diseño
de esta placa, el área A1 requerida puede determinarse dividiendo la reacción factorizada
Ru entre fc0.85fcœ para el método LRFD, o dividiendo Ra entre 0.85f¿c /Æ c para el método
ASD.
A1 =
Ru
Æ cRa
con fc = 0.65 o A 1 =
con Æ c = 2.31
fc0.85fcœ
0.85fcœ
Después de determinar A1, se seleccionan su longitud (paralela a la viga) y su ancho.
La longitud no debe ser menor que la N requerida para impedir la fluencia en el alma o su
aplastamiento, ni menor que 3 1/2 o 4 plg por razones constructivas. No debe ser mayor que
el espesor del muro o de cualquier otro soporte, y de hecho, deberá ser menor que ese espesor, sobre todo en muros exteriores, para que el acero no quede expuesto.
El Ejemplo 10-10 muestra los cálculos necesarios para diseñar una placa de asiento
para viga. Nótese que el ancho y la longitud de la placa se escogen de preferencia en múltiplos enteros de pulgadas.
Ejemplo 10-10
Una viga W18 * 71 (d = 18.5 plg, tw = 0.495 plg, bf = 7.64 plg, tf = 0.810 plg, k = 1.21 plg)
tiene uno de sus extremos apoyados sobre un muro de concreto reforzado con fcœ = 3 klb/
plg2. Diseñe una placa de apoyo de acero A36 para la viga, para las cargas de servicio RD =
30 klb y RL = 50 klb. La longitud máxima de apoyo › al muro es el espesor total de
éste = 8.0 plg.
Solución
Calcule el área de la placa A1.
LRFD fc = 0.65
Ru = (1.2)(30) + (1.6)(50) = 116 klb
A1 =
Ru
fc0.85fcœ
=
116
(0.65)(0.85)(3)
= 70.0 plg2
ASD Æ c = 2.31
Ra = 30 + 50 = 80 klb
A1 =
Æ cRa
0.85fcœ
=
(2.31)(80)
(0.85)(3)
= 72.5 plg2
Ensaye una PL 8 * 10 (80 plg2).
Ensaye una PL 8 * 10 (80 plg2).
Revise la fluencia local del alma.
Rn = (2.5k + lb)Fywtw
(Ecuación J10-3 del AISC)
= (2.5 * 1.21 + 8)(36)(0.495) = 196.5 klb
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
338
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
LRFD f = 1.00
ASD Æ = 1.50
Ru = fRn = (1.00)(196.5)
Ra =
= 196.5 klb 7 116 klb OK
Rn
196.5
=
Æ
1.50
= 131 klb 7 80 klb OK
Revise el aplastamiento del alma.
lb
8
=
= 0.432 7 0.2
d
18.5
Rn = 0.40tw2 B 1 + ¢
‹ debe usarse la ecuación del AISC (J10-5b)
EFywtf
4lb
tw 1.5
- 0.2 ≤ ¢ ≤ R
d
tf
B tw
= (0.40)(0.495)2 B 1 + ¢
(29 * 103)(36)(0.810)
4 * 8
0.495 1.5
- 0.2 ≤ ¢
≤ R
18.5
0.810
B
0.495
= 221.7 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
Ru = fRn = (0.75)(221.7)
Ra =
= 166 klb 7 116 klb OK
Rn
221.7
=
= 111 klb
Æ
2.00
7 80 klb OK
Determine el espesor de la placa.
n =
10
- 1.21 = 3.79 plg
2
LRFD fb = 0.90
t =
(2)(116)(3.79)2
2Run2
=
B fbA 1Fy
B (0.9)(80)(36)
= 1.13 plg
Use PL
114
* 8 * 10 (A36).
ASD Æ b = 1.67
t =
(2)(80)(3.79)2(1.67)
2Ran2 Æ b
=
(80)(36)
B A 1Fy
B
= 1.15 plg
Use PL 114 * 8 * 10 (A36).
En algunas ocasiones los patines de la viga por sí solos proporcionan suficiente área
de apoyo, pero de cualquier modo deben utilizarse placas de asiento, ya que éstas son muy
útiles en el montaje y aseguran una mejor superficie de apoyo para la viga. Se pueden colocar independientemente de las vigas y nivelarse en forma adecuada. Cuando los extremos
de las vigas de acero se ahogan en el concreto o en los muros de mampostería, se considera
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.9
Arriostramiento lateral de los extremos de miembros soportados sobre placas... 339
conveniente el uso de algún tipo de anclaje al muro para impedir que la viga se mueva en
sentido longitudinal con respecto al muro. El ancla usual consta de una barra de acero doblada llamada ancla de pared que se pasa a través del alma de la viga y corre paralela al muro.
Ocasionalmente se utilizan ángulos fijos al alma en vez de anclas de pared. Si se considera
posible la presencia de fuerzas longitudinales de cierta intensidad, deben utilizarse pernos
verticales estándar de anclaje en los extremos de la viga.
De haber revisado si el espesor de los patines por sí solo es suficiente, tendríamos
bf
7.64
- k≤ =
- 1.21 = 2.61 plg.
¢ con n =
2
2
LRFD fb = 0.90
t =
ASD Æ b = 1.67
(2)(116)(2.61)2
t =
B (0.9)(8 * 7.64)(36)
= 0.893 plg 7 tf = 0.810 plg para W18 * 71
no es aceptable
(2)(80)(2.61)2(1.67)
B
(8)(7.64)(36)
= 0.910 7 tf = 0.810 plg para W18 * 71
no es aceptable
‹ el valor de tf del patín no es suficiente por sí solo para ninguno de los dos diseños
LRFD o ASD.
10.9
ARRIOSTRAMIENTO LATERAL DE LOS EXTREMOS DE MIEMBROS
SOPORTADOS SOBRE PLACAS DE ASIENTO
Los extremos de vigas y trabes (y armaduras) soportadas sobre placas de asiento deben
restringirse contra la rotación con respecto a sus ejes longitudinales. Esto se establece claramente en la Sección F1 (2) de la Especificación del AISC. La estabilidad en estas localidades
se puede obtener de varias maneras. Independientemente del método seleccionado, las vigas
y las placas de asiento deben anclarse a los soportes.
Los patines de las vigas pueden conectarse al sistema de piso o de techo y a su vez deben anclarse para impedir la traslación; los extremos de las vigas se pueden ahogar en muros
de mampostería sólida o de concreto; o pueden usarse atiesadores de apoyo transversal o
placas de extremo como se ilustra en la Figura 10.20.
Atiesador
transversal
Placa de
extremo
Figura 10.20
Arriostramiento
en los extremos
de una viga
Alfaomega
Pernos de
anclaje
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
340
Capítulo 10
10.10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
PROBLEMAS PARA RESOLVER
Use el método LRFD para los Probs. 10-1 a 10-9 excepto si se indica otra cosa. Use ambos
métodos para todos los demás.
10-1 al 10-5. Considerando solamente momento y suponiendo soporte lateral completo para
los patines de compresión, seleccione las secciones más ligeras disponibles, usando
acero de 50 klb/plg2 y el método LRFD. Las cargas mostradas incluyen el efecto del
peso de las vigas. Use análisis elástico, cargas factorizadas y la regla relativa al 0.9.
10-1. (Resp. W24 * 62.)
wD ⫽ 0.75 klb/pie
wL ⫽ 2.50 klb/pie
30 pies
40 pies
30 pies
Figura P10-1.
10-2.
PD ⫽ 8 klb
PL ⫽ 12 klb
PD ⫽ 8 klb
PL ⫽ 12 klb
PD
⫽ 4 klb
2
PL
⫽ 6 klb
2
wD ⫽ 1.0 klb/pie
wL ⫽ 2.0 klb/pie
20 pies
20 pies
20 pies
20 pies
10 pies
Figura P10-2.
10-3. (Resp. W21 * 50.)
PD ⫽ 20 klb
PL ⫽ 20 klb
wD ⫽ 2.0 klb/pie
wL ⫽ 2.0 klb/pie
30 pies
30 pies
12.5 pies
12.5 pies
Figura P10-3.
10-4.
wD ⫽ 0.5 klb/pie
wL ⫽ 1.5 klb/pie
30 pies
25 pies
20 pies
Figura P10-4.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.10 Problemas para resolver
341
10-5. (Resp. W21 * 44.)
P
P
P
3 a 8 pies
= 24 pies
P
P
P
4 a 8 pies
= 32 pies
P
PD ⫽ 15 klb
PL ⫽ 12 klb
3 a 8 pies
= 24 pies
Figura P10-5.
10-6.
10-7.
10-8.
10-9.
Repita el Prob. 10-1, usando análisis plástico.
Repita el Prob. 10-3, usando análisis plástico. (Resp. W21 * 48.)
Repita el Prob. 10-5, usando análisis plástico.
En la Figura P10-9 se muestran tres métodos para soportar un techo. Usando
un análisis elástico con cargas factorizadas, Fy = 50 klb/plg2, y suponiendo
soporte lateral total en cada caso, seleccione la sección más ligera para una
carga muerta uniforme de servicio (incluyendo el peso propio de la viga) de
1.5 klb/pie y una carga viva uniforme de servicio de 2.0 klb/pie que van a ser
soportadas. Considere sólo el momento.
28 pies
28 pies
28 pies
(Resp. W24 * 55)
(a)
28 pies
28 pies
28 pies
(Resp. W21 * 44)
(b)
A
Articulación
A
B
16 pies
6 pies
28 pies
28 pies
(c)
6 pies
28 pies
(Resp. W16 * 26 (B), W21 * 44 (A))
Figura P10-9.
10-10. La sección soldada de trabe con placas, hecha de acero de 50 klb/pie2, tiene
soporte lateral completo en su patín de compresión y está flexionada respecto
a su eje mayor. Si Cb = 1.0, determine sus momentos de diseño y permisible y
sus resistencias al cortante.
PL
PL
1
2
PL
3
4
⫻ 16
⫻ 54
3
4
⫻ 12
Figura P10-10.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
342
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
10-11 al 10-13. Usando Fy = 50 klb/plg2, seleccione la sección W más ligera disponible para el claro
y carga mostrados. Haga su selección inicial de miembro basándose en el momento y revise el cortante. Desprecie el peso propio de la viga en sus cálculos. Se supone
que los miembros tienen soporte lateral completo de los patines de compresión.
10-11. (Resp. W21 * 62 LRFD, W24 * 62 ASD.)
P
P
PD ⫽ 36 klb
PL ⫽ 48 klb
12 pies
2 pies 2 pies
Figura P10-11.
10-12.
PL ⫽ 65 klb
wD ⫽ 0.75 klb/pie
2 pies
12 pies
Figura P10-12.
10-13. Repita el Prob. 10-11, usando Fy = 36 klb/plg2. (Resp. W24 * 76 LRFD, W24 *
84 ASD.)
10-14. Una W14 * 26 va a usarse como una viga simplemente apoyada para un claro
de 12 pies con una carga concentrada individual localizada a 2 pies desde el
apoyo izquierdo. Revise el momento y el cortante para determinar las cargas
máximas PD y PL permitidas en la viga, usando acero de 50 klb/plg2 y los
métodos LRFD y ASD. Suponga que P está constituida de 25 por ciento de
carga muerta y 75 por ciento carga viva. Desprecie el peso de la viga. Existe
soporte lateral completo del patín de compresión.
10-15. Una W10 * 17 va a usarse como una viga simplemente apoyada para un claro
de 8 pies con una carga viva de servicio concentrada móvil de 56 klb. Use
acero A992 y desprecie el peso propio de la viga. ¿En qué posición puede
colocarse la carga a lo largo del claro de la viga sin que se exceda la resistencia
al cortante usando el método LRFD? (Resp. 1.5 pies … x … 6.5 pies.)
10-16. Una W12 * 40 consistente de acero de 50 klb/plg2 se usa como una viga simple
para un claro de 7.25 pies. Si tiene soporte lateral total, determine las cargas
uniformes máximas wu y wa que puede soportar además de su propio peso.
Use los métodos LRFD y ASD y considere solamente momento y cortante.
10-17. Una viga simplemente apoyada de 24 pies debe soportar una carga viva de
servicio concentrada móvil de 50 klb, además de una carga muerta de servicio
uniforme de 2.5 klb/pie. Usando acero de 50 klb/plg2, seleccione la sección más
ligera considerando solamente momentos y cortante. Use los métodos LRFD
y ASD y desprecie el peso propio de la viga. (Resp.W24 * 76 LRFD y ASD.)
10-18. Una viga simple de 36 pies que soporta una carga muerta uniforme de servicio
de 1.0 klb/pie y una carga viva concentrada de servicio de 25 klb a la mitad del
claro está sin arriostramiento lateral, excepto en sus extremos y bajo la carga
concentrada a la mitad del claro. Si la deflexión máxima permisible al centro del claro bajo las cargas de servicio es igual a L/360 para la carga total y
L/1 000 para la carga viva, seleccione la sección W más económica de acero de
50 klb/plg2, considerando momento, cortante y deflexión. Se incluye el peso
propio de la viga en la carga muerta uniforme. Use Cb = 1.0.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.10 Problemas para resolver
343
10-19. Diseñe una viga para un claro simple de 30 pies que soporte las cargas
uniformes de trabajo wD = 1.25 klb/pie (incluye el peso propio de la viga) y
wL = 1.75 klb/pie. La deflexión máxima permisible de carga total bajo cargas
de trabajo es de 1/360 del claro. Use acero de 50 klb/plg2 y considere momento,
cortante y deflexión. La viga está soportada lateralmente solamente en sus
extremos a la mitad del claro. (Resp. W24 * 76 LRFD y ASD.)
10-20. Seleccione el perfil W más ligero de acero A992 para la carga muerta de servicio
uniforme y la carga viva de servicio concentrada mostradas en la Figura P10-20.
La carga muerta incluye el peso propio de la viga. La viga tiene soporte lateral
en el patín de compresión y en los extremos así como en la carga concentrada.
La deflexión máxima bajo la carga viva de servicio no debe exceder de 1/1 000
del claro. Considere momento, cortante y deflexión.
13 klb
2 klb/pie
(Use Cb = 1.0)
15 pies
15 pies
30 pies
Figura P10-20.
10-21. La viga en voladizo mostrada en la Figura P10-21 es una W14 * 34 de acero
A992. Solamente el empotramiento tiene soporte lateral. Use una longitud sin
arriostramiento igual a la longitud del claro. La carga uniforme es una carga
muerta de servicio que incluye el peso de la viga, y la carga concentrada es
una carga viva de servicio. Determine si la viga es adecuada para momento,
cortante y una deflexión permisible bajo la carga total de 0.25 plg. (Resp. OK
por momento y deflexión, no es aceptable por cortante.)
85 klb
500 lb/pie
1pie
10 pies
Figura P10-21.
10-22. Una W24 * 68 consistente en acero de 50 klb/plg2 se usa como una viga
simplemente apoyada mostrada en la Figura P10-22. Incluya el peso de la viga y
determine si el miembro tiene suficiente capacidad por cortante usando las
ecuaciones del Capítulo G de la Especificación del AISC (usted puede revisar
su respuesta usando los valores de las tablas), y determine si la viga cumple o
no con los siguientes criterios de deflexión: máx para carga viva (LL) = L/360
y máx para carga total (TL) = L/240.
PL ⫽ 36 klb PL ⫽ 36 klb
D
9 pies
9 pies
⫽ 2.5 klb/pie
9 pies
27 pies
Figura P10-22.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
344
Capítulo 10
Diseño de vigas: temas diversos (cortante, deflexión, etcétera)
10-23. Seleccione los perfiles W disponibles más ligeros (Fy = 50 klb/plg2) para las
vigas y trabes que se muestran en la Figura P10-23. La losa de piso es de concreto
reforzado de 6 plg (peso = 145 lb/pie3) y soporta una carga viva uniforme de
125 lb/pie2. Suponga que se proporciona arriostramiento lateral continuo
del patín de compresión. La deflexión máxima permisible para carga total es
L/240. (Resp. Viga = W21 * 44 LRFD y ASD, Trabe = W24 * 62 LRFD y ASD.)
30 pies
3 a 8 pies ⫽ 24 pies
Vigas
Trabes
Figura P10-23.
10-24. Repita el Prob. 10-23 si la carga viva es de 250 lb/pie2.
10-25. Seleccione el perfil W disponible más ligero de acero de 50 klb/plg2 para una
viga simplemente apoyada en el extremo izquierdo y con un empotramiento
en el extremo derecho de un claro de 36 pies. El miembro soporta una
carga muerta de servicio de 2.4 klb/pie, incluyendo su peso propio y una carga
viva de servicio de 3.0 klb/pie. Suponga soporte lateral completo del patín
de compresión y una deflexión máxima bajo carga total de L/600. Considere
momento, cortante y deflexión. (Resp. W30 * 108 LRFD, W30 * 116 ASD.)
10-26. Repita el Prob. 10-25 si el peralte nominal de la viga se limita a 27 plg y se
proporciona soporte lateral del patín de compresión en los extremos y en los
puntos tercios del claro. Use Cb = 1.0.
10-27. La viga mostrada en la Figura P10-27 es una W14 * 34 de acero A992 y tiene
soporte lateral del patín de compresión en los extremos y bajo los puntos
de las cargas concentradas. Las dos cargas concentradas son cargas vivas de
servicio. Revise la viga por cortante y por fluencia local del alma así como
por aplastamiento del alma bajo la carga concentrada si lb = 6 plg. Desprecie
el peso propio de la viga. (Resp. Cortante y aplastamiento del alma no son
aceptables, fluencia local del alma OK.)
85 klb
1.5 pies
85 klb
5 pies
1.5 pies
8 pies
Figura P10-27.
10-28. Una viga de 7 pies con soporte lateral completo para su patín de compresión
soporta una carga viva concentrada móvil de 58 klb. Usando acero de 50 klb/plg2,
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
10.10 Problemas para resolver
345
seleccione el perfil W más ligero. Suponga que la carga móvil puede colocarse
en cualquier lugar en los 5 pies a la mitad del claro de la viga. Seleccione
un miembro basándose en el momento y luego revise si es satisfactorio por
cortante, y calcule la longitud mínima de apoyo que se requiere en los apoyos
desde el punto de vista de la fluencia local del alma y del aplastamiento del
alma. Desprecie el peso propio.
PLL
(Use Cb ⫽ 1.0)
5 pies
1 pie
Figura P10-28.
1 pie
lb ⫽ ?
lb ⫽ ?
10-29. Una viga de 12 pies con soporte lateral completo del patín de compresión se usa
en un claro simple. Se aplica una carga viva de servicio concentrada de 64 klb
a 3 pies del apoyo izquierdo. Use acero A992 y desprecie el peso propio de la
viga. Seleccione el perfil W más ligero basándose en el momento. Revise la viga
por flexión local del patín bajo la carga concentrada y por aplastamiento local
del alma bajo la carga concentrada si lb = 4 plg. Desprecie el peso propio de la
viga. Redimensione la viga si es necesario. (Resp. W18 * 46 LRFD y ASD.)
10-30. Un miembro W21 * 68 se usa como una viga simplemente apoyada con una
longitud de claro de 12 pies. Determine Cb, dado que se proporciona soporte
lateral del patín de compresión solamente en los extremos. El miembro está
uniformemente cargado. Las cargas producen momentos factorizados de
MDx = 75 klb-pie, MLx = 90 klb-pie y MDy = 15 klb-pie, MLy = 18 klb-pie. ¿Es
satisfactorio este miembro por resistencia a la flexión basándose en la ecuación
de interacción en el Capítulo H de la Especificación del AISC?
10-31. La viga simplemente apoyada de 30 pies que se muestra en la Figura P10-31
tiene soporte completo de su patín de compresión y es de acero A992. La viga
soporta una carga muerta de servicio por gravedad de 132 lb/pie (incluye el
peso de la viga) y una carga viva por gravedad de 165 lb/pie. Suponga que las
cargas pasan por el centroide de la sección. Seleccione la sección W10 más
ligera disponible. (Resp. W10 * 22 LRFD, W10 * 26 ASD.)
W10
3
12
Figura P10-31.
10-32. Diseñe una placa de apoyo de acero A572 (Grado 50) para una viga W18
* 35, con reacciones en los extremos de RD = 12 klb y RL = 16 klb. La viga
se apoyará sobre un muro de concreto reforzado con fcœ = 3 klb/plg2. En la
dirección perpendicular al muro, la longitud máxima de la placa de apoyo no
debe ser mayor de 6 plg. La W18 es de acero A992.
10-33. Diseñe una placa de apoyo de acero A36 para una viga W24 * 55 soportada
por un muro de concreto reforzado con fcœ = 3 klb/plg2. La reacción máxima
de la viga es RD = 30 klb y RL = 40 klb. La longitud máxima del apoyo en el
extremo perpendicular al muro es el espesor total del muro de 10 plg. La W24
es de acero A992. (Resp. Use PL11/78 * 9.0 pies a 8 plg según los métodos
LRFD y ASD.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
C A P Í T U L O
1 1
Flexión y fuerza axial
11.1
SITIO DE INCIDENCIA
Los miembros estructurales sujetos a una combinación de esfuerzo por flexión y carga axial
son mucho más comunes de lo que el lector se imagina. Esta sección se dedica a presentar
algunos de los casos más obvios. Las columnas que forman parte de una estructura de acero
deben soportar, casi siempre, momentos de flexión, además de sus cargas usuales de compresión. Es casi imposible montar y centrar exactamente las cargas axiales sobre las columnas,
aun en los casos de pruebas de laboratorio, y el lector se dará cuenta de que en las construcciones dicha dificultad es aún mayor. Aunque las cargas en un edificio pudieran centrarse
perfectamente en un momento dado, no permanecerían estacionarias. Además, las columnas
pueden tener defectos iniciales o tener otras fallas, dando como resultado el que se produzcan flexiones laterales. Las vigas generalmente se ligan a las columnas mediante ángulos o
ménsulas colocadas a un lado. Estas cargas aplicadas excéntricamente producen momentos.
El viento y otras cargas laterales ocasionan flexión lateral en las columnas y las de marcos
rígidos de edificios, están sometidas a momentos, aun cuando el marco soporte sólo cargas
verticales. Los elementos de los portales de puentes deben resistir fuerzas combinadas, en
forma semejante a las columnas de edificios. Entre las causas que las originan se encuentran
los fuertes vientos laterales o las cargas sísmicas, las cargas verticales de tránsito, sean o no
simétricas, y la fuerza centrífuga debida al tránsito en los puentes con curva.
El lector posiblemente ha considerado anteriormente que los miembros de las armaduras solamente tienen carga axial. Sin embargo, con frecuencia se colocan largueros para
armaduras de techo entre los nudos de las armaduras, haciendo que se flexionen las cuerdas
superiores. De modo semejante, las cuerdas inferiores pueden flexionarse por el peso de las
instalaciones de alumbrado, ductos y otros elementos colocados entre los nudos de las armaduras. Todos los miembros horizontales e inclinados de las armaduras están sometidos a un
momento ocasionado por su propio peso, en tanto que todos los miembros de las armaduras,
sean o no verticales, quedan sujetos a esfuerzos de flexión secundaria. Los esfuerzos secundarios se ocasionan porque los miembros no se conectan mediante pasadores sin fricción,
como se supone por el análisis acostumbrado, porque los ejes de gravedad de los miembros
o los de sus elementos de conexión no coinciden exactamente en los nudos, etcétera.
Los momentos en los miembros sujetos a tensión no son tan peligrosos como en los
miembros sujetos a compresión, porque la tensión tiende a reducir las deflexiones laterales,
en tanto que la compresión las incrementa. A su vez, el incremento de deflexión lateral se
346
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.2
Miembros sujetos a flexión y tensión axial
347
El edificio Alcoa en proceso de construcción en San Francisco, CA.
(Cortesía de Bethlehem Steel Corporation.)
traduce en incremento de momento, con el resultado de mayores deflexiones laterales, etc.
Es de esperarse que los miembros en tal situación sean suficientemente rígidos como para
impedir que las deflexiones laterales lleguen a ser excesivas.
11.2
MIEMBROS SUJETOS A FLEXIÓN Y TENSIÓN AXIAL
En la Figura 11.1 se muestran algunos tipos de miembros sometidos a flexión y tensión axial.
En la Sección H1 de la Especificación del AISC, se dan las siguientes ecuaciones de
interacción para perfiles simétricos sujetos simultáneamente a flexión y a tensión axial. Estas
ecuaciones también se aplican a miembros sujetos a flexión y a fuerzas de compresión, como
se describirá en las Secciones 11.3 a 11.9.
Si
y si
Alfaomega
Pr
Ú 0.2,
Pc
Mry
Pr
8 Mrx
+ ¢
+
≤ … 1.0
Pc
9 Mcx
Mcy
(Ecuación H1-1a del AISC)
Mry
Pr
Mrx
+ ¢
+
≤ … 1.0
2Pc
Mcx
Mcy
(Ecuación H1-1b del AISC)
Pr
6 0.2,
Pc
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
348
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
wu klb/pie
e
Pu
(a) Colgante sometido a una carga
de tensión excéntrica
Pu
(b) Colgante sometido a una carga de tensión
axial y a una carga lateral (como viento)
u otro momento causado por fuerzas laterales
wu klb/pie
Pu
Pu
(c) Viga sometida a una carga uniforme de gravedad
y a una carga axial de tensión
FIGURA 11.1
Algunos miembros sometidos a flexión y tensión axial.
en donde
Pr = resistencia requerida a la tensión axial, Pu (LRFD) o Pa (ASD), klb
Pc = resistencia nominal a la tensión axial (fcPn) o resistencia permisible
Pn
a la tensión ¢ ≤ , klb
Æc
Mr = resistencia requerida a la flexión, Mu (LRFD) o Ma (ASD), klb-pie
Mc = resistencia nominal a la flexión (fbMn) o resistencia permisible
Mn
a la flexión ¢
≤ , klb-pie
Æb
Generalmente, sólo se hace un análisis de primer orden (es decir, sin incluir fuerzas secundarias,
como se describe en la siguiente sección) para miembros sujetos a flexión y tensión axial. Resulta ser conservador despreciar los efectos de las fuerzas de tensión que actúan con los momentos
de flexión. Se sugiere a los proyectistas efectuar análisis de segundo orden para estos miembros
y usar los resultados en sus diseños. Los Ejemplos 11-1 y 11-2 ilustran el uso de las ecuaciones de
interacción para revisar miembros sujetos simultáneamente a flexión y a tensión axial.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.2
Miembros sujetos a flexión y tensión axial
349
Ejemplo 11-1
Un miembro a tensión W12 * 40 de 50 klb/plg2 sin agujeros está sujeto a las cargas axiales
PD = 25 klb y PL = 30 klb, así como a los momentos flexionantes MDy = 10 klb-pie y MLy = 25
klb-pie. ¿Es satisfactorio el miembro si Lb 6 Lp?
Solución
Usando una W12 * 40 (A = 11.7 plg2)
LRFD
ASD
Pr = Pu = 11.22125 klb2 + 11.62130 klb2 = 78 klb
Pr = Pa = 25 klb + 30 klb = 55 klb
Mry = Muy = 11.22110 klb-pie) + 11.62125 klb-pie2
Mry = May = 10 klb-pie + 25 klb-pie
= 35 klb-pie
= 52 klb-pie
Pc = fP n = ftFyA g = 10.92150 klb/plg22111.7 plg22 Pc =
= 526.5 klb
= 350.3 klb
Mcy = fbMpy = 63.0 klb-pie (Tabla 3-4 del AISC)
Pr
Pc
=
Fy Ag
150 klb/plg221 11.7 plg22
Pn
=
=
Æc
Æc
1.67
Mcy =
Pr
78 klb
= 0.148 6 0.2
526.5 klb
Pc
‹ debe usarse la Ecuación H1-1b del AISC
=
Mcy
Æb
= 41.9 klb-pie (Tabla 3-4 del AISC)
55 klb
= 0.157 6 0.2
350.3 klb
‹ debe usarse la Ecuación H1-1b del AISC
Mry
Pr
Mrx
+ ¢
+
≤ … 1.0
2Pc
Mcx
Mcy
Mry
Pr
Mrx
+ ¢
+
≤ … 1.0
2Pc
Mcx
Mcy
52
78
+ a0 +
b
1221526.52
63
35
55
+ a0 +
b
1221350.32
41.9
= 0.899 6 1.0 OK
= 0.914 6 1.0 OK
Ejemplo 11-2
Un miembro a tensión W10 * 30 sin agujeros, consistente en acero de 50 klb/plg2 y con Lb =
12.0 pies, está sujeto a cargas axiales de servicio PD = 30 klb y PL = 50 klb y a momentos de
servicio MDx = 20 klb-pie y MLx = 40 klb-pie. Si Cb = 1.0, ¿es satisfactorio el miembro?
Solución
Usando una W10 * 30 (A = 8.84 plg2, Lp = 4.84 pies y Lr = 16.1 pies, fbMpx = 137 klb-pie, BF
para LRFD = 4.61, BF para ASD = 3.08 y Mpx/1b = 91.3 klb-pie de la Tabla 3-2 del AISC).
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
350
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
LRFD
Pr = Pu = (1.2)(30 klb) + (1.6)(50 klb) = 116 klb
Mrx = Mux = (1.2)(20 klb-pie) + (1.6)(40 klb-pie)
ASD
Pr = Pa = 30 klb + 50 klb = 80 klb
Mrx = Max = 20 klb-pie + 40 klb-pie
= 88 klb-pie
Pc = fPn = ftFyAg = (0.9)(50 klb/plg2)(8.84 plg2)
= 60 klb-pie
Pc =
= 397.8 klb
Mcx = fbMnx = Cb[fbMpx - BF (Lb - Lp)]
Æc
=
FyAg
Æc
=
150 klb/plg2 218.84 plg22
1.67
= 264.7 klb
Mcx =
Mpx
Mnx
= Cb B
- BF1Lb - Lp2 R
Æb
Æb
= 1.0[137 - 4.61(12.0 - 4.84)]
= 1.0[91.3 - (3.08)(12 - 4.84)]
= 104.0 klb-pie
= 69.2 klb-pie
Pr
116
=
= 0.292 7 0.2
Pc
397.8
Pr
Pc
=
80
= 0.302 7 0.2
264.7
‹ debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
‹ debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
Mry
Pr
8 Mrx
+ ¢
+
≤ … 1.0
Pc
9 Mcx
Mcy
Mrx
Pr
8 Mrx
+ ¢
+
≤ … 1.0
Pc
9 Mcx
Mcy
116
8
88
+ a
+ 0b
397.8
9 104.0
80
8 60
+ a
+ 0b
264.7
9 69.2
= 1.044 7 1.0 no es aceptable
11.3
Pn
= 1.073 7 1.0 no es aceptable
MOMENTOS DE PRIMER Y SEGUNDO ORDEN PARA MIEMBROS
SOMETIDOS A COMPRESIÓN AXIAL Y FLEXIÓN
Cuando una viga-columna está sometida a momento a lo largo de su longitud no soportada, ella se desplazará lateralmente en el plano de flexión. El resultado será un momento
secundario o incrementado igual a la carga de compresión axial multiplicada por el desplazamiento lateral o excentricidad. En la Figura 11.2 podemos ver que el momento del miembro
se incrementó una cantidad Pnt d, donde Pnt es la fuerza axial de compresión determinada
por un análisis de primer orden. Este momento ocasionará una deflexión lateral adicional
que causará un mayor momento en la columna, que provocará una mayor deflexión lateral, y
así sucesivamente hasta que se alcance el equilibrio. Mr es la resistencia requerida a los momentos del miembro. Mnt es el momento de primer orden, suponiendo que no hay traslación
lateral del marco.
Si un marco está sujeto a ladeo, o sea que los extremos de las columnas pueden moverse lateralmente entre sí, aparecerán otros momentos secundarios adicionales. En la Figura
11.3, el momento secundario producido por el ladeo es igual a Pnt ¢.
Se supone por la Especificación del AISC que el momento Mr es igual a Mlt (que es el
momento debido a las cargas laterales) más el momento debido a Pu ¢.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.3
Momentos de primer y segundo orden para miembros sometidos a... 351
Pnt
Mnt
El momento será
incrementado por el
momento de segundo orden Pnt d
d
Mr ⫽ Mnt ⫹ Pnt d
Mnt
Figura 11.2
Amplificación del momento de una
columna arriostrada contra ladeo.
Pnt
La resistencia por flexión total requerida de un miembro debe ser igual por lo menos
a la suma de los momentos de primer y segundo orden. Se dispone de varios métodos para
determinar esta resistencia requerida, que van desde muy simples aproximaciones a procedimientos muy rigurosos.
Un análisis inelástico riguroso de segundo orden de la estructura calcula y considera
las deformaciones esperadas al calcular la resistencia a la compresión máxima requerida, Pr,
y la resistencia a la flexión máxima requerida, Mr. Generalmente, este método es más complejo que lo necesario para el diseño estructural de estructuras comunes. Si el proyectista
efectúa un análisis de segundo orden, deberá tomar en cuenta la interacción de los efectos
de diversas cargas. Es decir, debemos considerar combinaciones de las cargas actuando al
mismo tiempo. No es correcto hacer análisis separados y superponer los resultados, ya que
éste es inherentemente un problema no lineal.
El Capítulo C.1 de la Especificación del AISC establece que se permite cualquier método
racional de diseño para la estabilidad que considere todos los efectos citados a continuación.
1. deformación del miembro por flexión, fuerza cortante y fuerza axial, y todas las demás
deformaciones que contribuyan al desplazamiento de la estructura;
2. efecto de segundo orden (ambos efectos P-¢ y P-d);
3. las imperfecciones geométricas;
⌬
Pnt
Mlt
El momento será
incrementado por el
momento de segundo orden Pnt ⌬
Mr ⫽ Mlt ⫹ Pnt ⌬
Figura 11.3
Columna en un marco no arriostrado.
Alfaomega
Pnt
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
352
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
4. reducciones de rigidez debido a la inelasticidad;
5. incertidumbre de la rigidez y de la resistencia.
Se presentan tres métodos en la Especificación del AISC. Las alternativas permitidas
son el Método de diseño de análisis directo del Capítulo C, el Método de la longitud efectiva y
el Método de análisis de primer orden del Apéndice 7. En este capítulo, los autores presentan el
Método del Análisis directo y el Método de la longitud efectiva.
11.4
MÉTODO DEL ANÁLISIS DIRECTO (DM)
Este método es aplicable a todo tipo de estructura. No distingue entre los sistemas estructurales de construcción tales como los marcos arriostrados, los marcos para momento, el muro
de cortante, o cualquier combinación de sistemas. Tiene la ventaja adicional de no tener que
calcular el factor de longitud efectiva, K. Esto implica que para determinar la resistencia de
compresión axial disponible, Pc, se usa K = 1.0.
11.4.1 Efectos de segundo orden [Especificación C2.1 (2) del AISC]
La resistencia requerida, Pr, se puede determinar usando un análisis riguroso de segundo
orden que requiere un análisis iterativo con computadora del modelo o mediante la técnica
aproximada de utilizar un análisis amplificado de primer orden usando factores de amplificación, B1 y B2, que se especifica en el Apéndice 8 y se estudia en la Sección 11.5 del libro.
11.4.2 Reducción de rigidez (Especificación C2.3 del AISC)
El Método del análisis directo usa una rigidez reducida a la flexión y axial para considerar
la influencia de la inelasticidad y de la incertidumbre de la resistencia y la rigidez sobre los
efectos de segundo orden. En el análisis, la rigidez reducida EI* se reemplaza por 0.8tbEI y
EA* se reemplaza con 0.8EA.
El factor tb depende del nivel del esfuerzo axial en el miembro, lo que implica que el
módulo de elasticidad se reduce a medida que el material se vuelve inelástico.
Cuando:
aPr
… 0.5
Py
tb = 1.0
Cuando:
(Ecuación C2-2a del AISC)
aPr
7 0.5
Py
tb = 4a
aPr
aPr
b c1 d
Py
Py
(Ecuación C2-2b del AISC)
Donde: a = 1.0 (LRFD) y a = 1.6 (ASD)
Pr = resistencia a la compresión axial requerida, klb
Py = resistencia a la fluencia axial, klb
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.5 Método de la longitud efectiva (MLE) 353
11.4.3 Cargas nocionales (Especificación C2.2b del AISC)
Para considerar que las columnas inicialmente están fuera de la vertical (imperfecciones
geométricas), las disposiciones del Análisis Directo requieren la aplicación de cargas nocionales. Las cargas nocionales se aplican como cargas laterales a un modelo de la estructura
que se basa en su geometría nominal. La magnitud de las cargas nominales será:
Ni = 0.002aYi
(Ecuación C2-1 del AISC)
Donde: a = 1.0 (LRFD) y a = 1.6 (ASD)
Ni = carga nocional aplicada al nivel i, klb
Yi = carga por gravedad aplicada al nivel i a partir de una combinación
de cargas, klb
Nota: El término 0.002 representa una desviación de la vertical de 1/500 que es la
tolerancia máxima permitida en la verticalidad de una columna, tal como lo especifica el
AISC Code of Standard Practice for Steel Buildings and Bridges (Reglamento del AISC de la
Práctica estándar para edificios y puentes de acero).
La carga nocional se suma a otras cargas laterales y se aplica a todas las combinaciones
de cargas, excepto por lo indicado en la Sección C2.2b(4) de la Especificación del AISC. Esta
sección establece que para las estructuras donde la relación de la deriva máxima de segundo
orden entre la deriva máxima de primer orden en todos los pisos sea igual o menor que 1.7,
B2 =
¢ segundo orden
… 1.7
¢ primer orden
es permisible aplicar la carga nocional, Ni, sólo a combinaciones de cargas exclusivamente
gravitacionales y no a combinaciones que incluyan a otras cargas laterales.
11.5
MÉTODO DE LA LONGITUD EFECTIVA (ELM)
Este método, que se encuentra en el Apéndice 7 de la Especificación del AISC, es aplicable
donde la relación de la deriva máxima de segundo orden entre la deriva máxima de primer
orden en todos los pisos sea igual o menor que 1.5.
Es decir:
B2 =
¢ segundo orden
… 1.5
¢ primer orden
La resistencia requerida, Pr, se calcula a partir de un análisis conforme a los requisitos
de la Especificación C2.1 del AISC, excepto que no es necesario aplicar la reducción de rigidez indicada en C2.1 (2). Se usa la rigidez nominal de los miembros estructurales.
Las cargas nocionales se aplican sólo a los casos de cargas exclusivamente gravitacionales.
El factor K se debe determinar a partir de una análisis de pandeo por ladeo o de los
nomogramas que se muestran en el Capítulo 7 de este libro. Se permite usar K = 1.0 para el
diseño de todos los sistemas arriostrados y en marcos para momento donde la relación de la
deriva máxima de segundo orden entre la deriva máxima de primer orden en todos los pisos
sea igual o menor que 1.1.
Es decir:
Alfaomega
B2 =
¢ segundo orden
… 1.1
¢ primer orden
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
354
Capítulo 11
TABLA 11.1.
Flexión y fuerza axial
Comparación de los requisitos básicos de estabilidad con disposiciones específicas
Disposición en el
Método de Análisis
directo (DM)
Disposición en el
Método de la Longitud
Efectiva (ELM)
1) Considere todas las deformaciones
C2.1(1). Considera todas
las deformaciones
Igual que el DM
(con referencia a C2.1)
2) Considere los efectos de segundo orden (tanto P-¢
como P-d)
C2.1(2). Considera los
Igual que el DM
efectos de segundo orden (con referencia a C2.1)
P-¢ y P-d**
3) Considere las imperfecciones Efecto de las imperfecciones
geométricas
de la posición del nudo*
sobre la respuesta de la
Esto incluye las
estructura
imperfecciones
Efecto de las imperfecciones
de la posición del nudo*
del miembro sobre la
(que afecta la respuesta
respuesta de la estructura
de la estructura) y de las
imperfecciones del miembro Efecto de las imperfecciones
del miembro sobre la
(que afecta la respuesta de
la estructura y la resistencia resistencia del miembro
C2.2a. Modelación
directa o C2.2b. Cargas
nocionales
Requisito básico en la Sección C1
del miembro)
4) Considere la reducción
de rigidez debida
a la inelasticidad
Esto afecta la respuesta de
la estructura y la resistencia
del miembro
5) Considere la incertidumbre
en resistencia y rigidez
Esto afecta la respuesta
de la estructura y
la resistencia del miembro
Igual que el DM, sólo
segunda opción
(con referencia a C2.2b)
Incluido en la reducción
Todos estos efectos se
de rigidez que se especifica consideran usando KL de
en C2.3
un análisis de pandeo por
ladeo en la revisión de la
Incluido en las fórmulas
resistencia del miembro.
de resistencia del
Observe que la única
miembro, con KL = L
diferencia entre el DM
y el ELM es que:
Efecto de la reducción de
Incluido en la reducción
• El DM usa la rigidez
rigidez sobre la respuesta
de rigidez que se
reducida en el análisis;
de la estructura
especifica en C2.3
KL = L en la revisión
Efecto de la reducción de
Incluido en las fórmulas
de la resistencia del
rigidez sobre la resistencia
de resistencia
miembro
del miembro
del miembro, con KL = L • El ELM usa la rigidez
total en el análisis; KL
Efecto de la incertidumbre
Incluido en la reducción
del análisis de pandeo
de la rigidez/resistencia sobre de rigidez que se especifica
por ladeo en la revisión
la respuesta de la estructura en C2.3
de la resistencia del
Incluido en las fórmulas
Efecto de la incertidumbre
miembro para los
de la rigidez/resistencia sobre de resistencia del miembro, miembros de marcos
la resistencia del miembro
con KL = L
*En las estructuras de construcción típicas, las “imperfecciones de la posición del nudo” se refieren a que la columna está
fuera de la vertical.
**Los efectos de segundo orden se pueden considerar ya sea mediante un análisis riguroso de segundo orden o mediante
la técnica aproximada (usando B1 y B2) que se especifica en el Apéndice 8.
Fuente: Comentario de la Especificación, Sección C2-Tabla C-C1.1, p. 16.1-273, 23 de junio de 2010. “Derechos
reservados © American Institute of Steel Construction. Reproducido con autorización. Todos los derechos reservados.”
La Tabla C-C1.1 del comentario del Capítulo C de la Especificación del AISC, que se reproduce en la Tabla 11.1, presenta una comparación de los requisitos básicos de estabilidad del
Método del Análisis Directo (DM) y del Método de la Longitud Efectiva (ELM).
11.6
ANÁLISIS APROXIMADO DE SEGUNDO ORDEN
En este capítulo, los autores presentan el análisis aproximado de segundo orden dado en el
Apéndice 8 de la Especificación del AISC. Haremos dos análisis elásticos de primer orden;
uno siendo un análisis donde se supone que el marco está arriostrado de modo que no puede
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.6 Análisis aproximado de segundo orden 355
desplazarse en sentido lateral. Llamaremos a estos momentos Mnt y vamos a multiplicarlos
por un factor de amplificación llamado B1 para considerar el efecto P-d (véase la Figura 11.2).
Entonces analizaremos el marco nuevamente, permitiendo que se desplace hacia un lado.
Llamaremos a estos momentos Mlt y vamos a multiplicarlos por un factor de amplificación
llamado B2 para considerar el efecto P-¢ (véase la Figura 11.3). El momento final en un
miembro particular será igual a
Mr = B1Mnt + B2Mlt .
(Ecuación A-8-1 del AISC)
La resistencia axial final Pr debe ser igual a
Pr = Pnt + B2Plt .
(Ecuación A-8-2 del AISC)
En vez de usar el procedimiento empírico del AISC descrito aquí, el proyectista puede
—y se le exhorta a hacerlo— usar un análisis elástico teórico de segundo orden, siempre que
se cumplan los requisitos del Capítulo C de la Especificación.
11.6.1 Factores de amplificación
Los factores de amplificación son B1 y B2. Con B1, el analista intenta estimar el efecto de Pnt d
para una columna, esté o no el marco soportado contra el ladeo. Con B2 se estima el efecto
Plt ¢ en marcos sin soporte lateral.
Estos factores son teóricamente aplicables cuando las conexiones están totalmente
restringidas o cuando ellas no están restringidas en absoluto. El Manual del AISC indica
que la determinación de momentos secundarios entre estos dos casos extremos (conexiones
para momentos con restricción parcial) está más allá del alcance de las especificaciones. Los
términos restricción total y restricción parcial se estudian ampliamente en el Capítulo 15 de
este libro.
La deflexión horizontal de un edificio de múltiples niveles debida a viento o carga
sísmica se llama deriva. Se representa por ¢ en la Figura 11.3. La deriva se mide con el índice de
deriva ¢H/L, donde ¢H es la deflexión lateral de entrepiso de primer orden y L es la altura
del piso. Para la comodidad de los ocupantes de un edificio, el índice se limita generalmente
bajo cargas de trabajo o servicio a un valor entre 0.0015 y 0.0030, y para cargas factorizadas
a un valor de alrededor de 0.0040.
La siguiente expresión para B1 se obtuvo para un miembro arriostrado contra el ladeo.
Se usará solamente para amplificar los momentos Mnt (aquellos momentos que se calculan
suponiendo que no hay traslación lateral del marco).
B1 =
Cm
1 - a
Pr
Pe1
Ú 1.0
(Ecuación A-8-3 del AISC )
En esta expresión, Cm es un término que será definido en la siguiente sección de este
capítulo, a es un factor igual a 1.00 para el método LRFD y 1.60 para el método ASD; Pr es la
resistencia axial requerida del miembro; y Pe1 es la resistencia al pandeo de Euler del miembro calculada sobre la base de cero ladeo. Se permite el uso de la estimación de primer orden
de Pr (es decir, Pr = Pnt + Plt) al calcular el factor de amplificación, B1. También, K es el factor de longitud efectiva en el plano de flexión, que se determina basándose en la hipótesis de
que no hay traslación lateral, y que es igual a 1.0, a menos que el análisis justifique un valor
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
356
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
menor. EI* es igual a 0.8tbEI si se usa el método de análisis directo, e igual a EI si se usa el
método de longitud efectiva.
Pe1 =
EI*
1K1L22
(Ecuación A-8-5 del AISC )
De manera similar, Pe2 es la resistencia crítica al pandeo elástico para el piso considerado, que se determina mediante un análisis de pandeo por ladeo. Para este análisis, K2L es la
longitud efectiva en el plano de flexión, que se basa en el análisis de pandeo por ladeo. Para
este caso, se puede calcular la resistencia al pandeo por ladeo con la siguiente expresión, en
donde se usa © para incluir a todas las columnas en ese nivel o piso:
Pe piso = ©
p2EI
1K2L22
Además, el AISC permite el uso de la siguiente expresión alternativa para calcular
Pe piso
Pe piso = RM
HL
¢H
(Ecuación A-8-7 del AISC)
Aquí, los factores se definen como sigue:
RM = 1 - 0.15 a
Pmf
Ppiso
b
(Ecuación A-8-8 del AISC)
H = cortante de piso producido por las cargas laterales que se usan para calcular ¢H,
klb
L = altura del piso, plg
¢H = deriva de entrepiso de primer orden debida a las cargas laterales que se calcula
usando la rigidez requerida para el método de análisis que se use, plg
Pmf = carga vertical total en las columnas del piso que son parte del marco de momentos, klb (Pmf = 0 para los sistemas de marco arriostrados)
Los valores mostrados para Ppiso y Pe piso son para todas las columnas del piso bajo
estudio. Esto se considera necesario porque el término B2 se usa para amplificar los momentos de las columnas por ladeo. Para que se presente el ladeo en una columna específica, es
necesario que todas las columnas del piso se ladeen simultáneamente.
B2 =
1 -
1
Ppiso
(Ecuación A-8-6 del AISC)
Pe piso
Debemos recordar que el factor de amplificación B2 es aplicable solamente a momentos causados por fuerzas que causan ladeo y que debe calcularse para un piso completo. (Por
supuesto que si usted quiere estar del lado conservador, puede multiplicar B2 por la suma de
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.6 Análisis aproximado de segundo orden 357
los momentos que no son de ladeo y los de ladeo —es decir, Mnt y Mlt— pero probablemente
esto sea exagerar la nota.) Para usar el valor de B2 dado por la Ecuación A-8-6 del AISC,
debemos seleccionar las dimensiones iniciales del miembro (es decir, de modo que podamos
calcular un valor para Pe piso o para ¢H).
Para calcular los valores de Ppiso y Pe piso algunos proyectistas calculan los valores para
las columnas para el marco considerado. Sin embargo, ésta es una práctica bastante nociva,
a menos que todos los marcos en ese nivel sean exactamente iguales al que está siendo estudiado.
11.6.2 Factores de modificación del momento o factores Cm
En la Sección 11.6.1 se trató el tema de la amplificación de momentos debido a las deflexiones laterales y se presentaron los factores B1 y B2, con los que se pueden estimar los incrementos de los momentos. En la expresión para B1 se incluyó un término Cm llamado factor
de modificación. El factor B1 de amplificación se desarrolló para el máximo desplazamiento
lateral posible. En muchas ocasiones el desplazamiento no es tan grande, y B1 sobreamplifica
el momento de la columna. En consecuencia, el momento tiene que reducirse o modificarse
con el factor Cm. En la Figura 11.4 tenemos una columna flexionada en curvatura simple, con
momentos de extremo iguales tales que la columna se deflexiona lateralmente una cantidad
d a la mitad de su altura. El momento máximo total que ocurre en la columna será claramente igual a M más el momento incrementado Pnt d. En consecuencia, no se requiere ninguna
modificación y Cm = 1.0.
En la Figura 11.5 se considera una situación enteramente diferente, donde los momentos
de extremo tienden a flexionar el miembro en curvatura doble. El momento máximo inicial
ocurre en uno de los extremos y no deberíamos incrementarlo por un valor Pnt d que ocurre a
cierta distancia de la columna porque estaríamos exagerando la amplificación del momento.
El propósito del factor de modificación es cambiar o reducir el momento amplificado cuando
la variación de los momentos en la columna es tal que B1 resulta demasiado grande. Si no
usáramos un factor de modificación terminaríamos con los mismos momentos totales en las
columnas de las dos Figuras 11.4 y 11.5, suponiendo las mismas dimensiones, carga y momentos iniciales.
Los factores de modificación se basan en la restricción rotacional en los extremos
del miembro y en los gradientes de momento en los miembros. La Especificación del AISC
(Apéndice 8) incluye dos categorías de Cm que se describen en los siguientes párrafos.
Pnt
M
M
d
Figura 11.4
Amplificación del momento
para la columna flexionada
en curvatura simple.
Alfaomega
⫹
Pntd
Mu máx ⫽ M ⫹ Pnt d
⫽
M
M
Pnt
(a) Columna
(b) Momentos en la columna
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
358
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
Pnt
M
M
M
⫹
⫽
Los momentos máximos
no son iguales a M ⫹ Pnt d
Pnt d
M
Figura 11.5
Amplificación del momento
para una columna flexionada
en curvatura doble.
Pnt
(a) Columna
M
M
(b) Momentos en la columna
En la categoría 1, los miembros están impedidos de traslación en sus juntas o ladeo y
no están sujetos a cargas transversales entre sus extremos. Para esos miembros el factor de
modificación se basa en un análisis elástico de primer orden.
Cm = 0.6 - 0.4
M1
M2
(Ecuación A-8-4 del AISC)
En esta expresión, M1/M2 es la relación del menor al mayor momento en los extremos
de la longitud sin soporte lateral en el plano de flexión que se esté considerando. La relación
es negativa si los momentos generan curvatura simple en el miembro y positiva si generan
curvatura doble en él. Como se mencionó antes, un miembro en curvatura simple tiene
deflexiones laterales mayores que un miembro en curvatura doble. Con deflexiones laterales
mayores, los momentos para cargas axiales serán mayores.
La categoría 2 se aplica a miembros sujetos a carga transversal entre los apoyos. La
cuerda a compresión de una armadura con una carga de larguero entre sus nudos es un
ejemplo típico de esta categoría. La Especificación del AISC establece que el valor de Cm
para esta situación se puede determinar mediante un análisis racional o al hacerlo conservadoramente igual a 1.0.
En vez de usar estos valores para miembros cargados transversalmente, los valores de
Cm para la categoría 2 se pueden determinar para varias condiciones de extremo y cargas por
medio de los valores dados en la Tabla 11.2, que es una reproducción de la Tabla C-A-8.1 del
Comentario en el Apéndice 8 de la Especificación del AISC. En las expresiones dadas en la
tabla, Pr es la carga axial de columna requerida y Pe1 es la carga de pandeo elástico para una
columna arriostrada para el eje respecto al cual se está considerando la flexión.
Pe1 =
p2EI*
1K1L22
(Ecuación A-8-5 del AISC )
Note que en la Tabla 11.2 algunos miembros tienen extremos empotrados y otros no.
Se calculan valores muestra de Cm para cuatro vigas–columnas y se muestran en la Figura 11.6.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.7 Vigas–columnas en marcos arriostrados 359
TABLA 11.2 Factores de amplificación (c) y factores de
modificación (Cm) para vigas–columnas sujetas a cargas
transversales entre sus apoyos.
Cm
Caso
Pr
L/2
0
1.0
⫺0.4
1 ⫺ 0.4
aPr
Pe1
⫺0.4
1 ⫺ 0.4
aPr
Pe1
⫺0.2
1 ⫺ 0.2
aPr
Pe1
⫺0.3
1 ⫺ 0.3
aPr
Pe1
⫺0.2
1 ⫺ 0.2
aPr
Pe1
Fuente: Comentario de la Especificación, Apéndice 8–Tabla
C-A-8.1, p16.1–525, junio 22, 2010. “Derechos reservados ©
American Institute of Steel Construction. Reproducido con
autorización. Todos los derechos reservados.”
11.7
VIGAS–COLUMNAS EN MARCOS ARRIOSTRADOS
Se usan las mismas ecuaciones de interacción para miembros sujetos a flexocompresión que
para miembros sujetos a flexotensión. Sin embargo, algunos de los términos usados en las
ecuaciones se definen de manera diferente. Por ejemplo, Pa y Pu se refieren a fuerzas de compresión y no a fuerzas de tensión.
Para analizar una viga-columna específica o un miembro sujeto a flexocompresión
necesitamos efectuar un análisis de primer orden y otro de segundo orden para obtener los
momentos de flexión. El momento de primer orden por lo general se obtiene haciendo un
análisis elástico y consta de los momentos Mnt (éstos son los momentos en las vigas-columnas
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
360
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
40 klb-pie
a) Sin ladeo y sin carga transversal.
Los momentos flexionan al miembro en curvatura simple.
Cm ⫽ 0.6 ⫺ (0.4) ⫺
40
⫽ 0.92
50
50 klb-pie
60 klb-pie
b) Sin ladeo y sin carga transversal.
Los momentos flexionan al miembro en curvatura doble.
Cm ⫽ 0.6 ⫺ 0.4 ⫹ 60 ⫽ 0.30
80
80 klb-pie
280 klb
c) El miembro tiene extremos restringidos, carga transversal
y está flexionado respecto al eje x.
Cm se puede determinar de la Tabla 11.1
(Tabla C-A-8.1 del AISC) como sigue:
aPr ⫽ 280 klb
p 2EI
(p 2)(29 ⫻ 103)(272)
⫽
Pe1 ⫽
(12 ⫻ 20)2
(KL)2x
W10 ⫻ 49
(Ix ⫽ 272 plg4,
KLx ⫽ KLb
⫽ 20 pies)
⫽ 1351 klb
Cm ⫽ 1⫺ 0.4 ⫹ 280 ⫽ 0.92
1351
280 klb
200 klb
d) El miembro tiene extremos no restringidos, carga transversal
y está flexionado respecto al eje x.
Cm se puede determinar de la Tabla 11.1
(Tabla C-A-8.1 del AISC).
aPr ⫽ 200 klb
(p2)(29 ⫻ 103)(475)
⫽ 2 360 klb
Pe1 ⫽
(12 ⫻ 20)2
200
Cm ⫽ 1⫺ 0.2 ⫹
⫽ 0.98
2 360
W12 ⫻ 58
(Ix ⫽ 475 plg4,
KLx ⫽ KLb
⫽ 20 pies)
200 klb
Figura 11.6
Ejemplos de los factores Cm o de modificación.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.7 Vigas–columnas en marcos arriostrados 361
causados por cargas de gravedad) y de los momentos Mlt (éstos son los momentos en las
vigas-columnas debido a las cargas laterales).
Teóricamente, si tanto las cargas como la estructura son simétricas, Mlt será cero. De
igual manera, si el marco está arriostrado, Mlt será cero. Para propósitos prácticos, pueden
tenerse deflexiones laterales en edificios altos con dimensiones y cargas simétricas.
Los Ejemplos 11-3 a 11-5 ilustran la aplicación de las ecuaciones de interacción a vigas-columnas que son miembros de marcos arriostrados. En estos ejemplos se usa el análisis
aproximado de segundo orden, sólo se calcula B1, ya que B2 no es aplicable. Debe recordarse
que Cm fue desarrollado para marcos arriostrados y debe entonces usarse en estos tres ejemplos para calcular B1. También se usa el método de la longitud efectiva. Esto implica que se
determinaron los valores de las cargas axiales y de los momentos en un análisis de primer
orden usando una rigidez del miembro sin reducción y se añadieron cagas nocionales a los
casos de carga solamente por gravedad.
Ejemplo 11-3
Una W12 * 96 (acero de 50 klb/plg2) de 12 pies se usa como viga-columna en un marco arriostrado. Se flexiona en curvatura simple con momentos de extremo iguales y opuestos y no
está sometida a cargas transversales intermedias. ¿Es satisfactoria la sección si PD = 175 klb,
PL = 300 klb, y los momentos de primer orden MDx = 60 klb-pie y MLx = 60 klb-pie?
Solución. Usando una W12 * 96 (A = 28.2 plg2, Ix = 833 plg4, fbMpx = 551 klb-pie,
Mpx
= 367 klb-pie, Lp = 10.9 pies, Lr = 46.7 pies, BF = 5.78 klb para LRFD y 3.85 klb para
Æb
ASD).
LRFD
ASD
Pnt = Pu = (1.2)(175) + (1.6)(300) = 690 klb
Pnt = Pa = 175 + 300 = 475 klb
Mntx = Mux = (1.2)(60) + (1.6)(60) = 168 klb-pie
Mntx = Max = 60 + 60 = 120 klb-pie
Para un marco arriostrado, sea K = 1.0
Para un marco arriostrado, sea K = 1.0
‹ (KL)x = (KL)y = (1.0)(12) = 12 pies
‹ (KL)x = (KL)y = (1.0)(12) = 12 pies
Pc = fcPn = 1 080 klb (Tabla 4-1 del AISC)
Pc =
Pr = Pnt + b2 Plt = 690 + 0 = 690 klb
Pr = Pnt + b2 Plt = 475 + 0 = 475 klb
Pr
Pr
475
=
= 0.660 7 0.2
Pc
720
Pc
=
690
= 0.639 7 0.2
1 080
‹ debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
Cmx = 0.6 - 0.4
M1
M2
Cmx = 0.6 - 0.4 a -
Pn
Æc
= 720 klb (Tabla 4-1 del AISC)
‹ debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
Cmx = 0.6 - 0.4
168
b = 1.0
168
M1
M2
Cmx = 0.6 - 0.4 a -
120
b = 1.0
120
(Continúa)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
362
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
LRFD
Pe1x =
p2EIx
1K1Lx2
2
=
ASD
1p22129 000218332
11.0 * 12 * 122
2
Pe1x =
= 11 498 klb
B1x =
p2EIx
1K1Lx2
2
=
1p22129 000218332
11.0 * 12 * 1222
= 11 498 klb
Cmx
1.0
= 1.064
=
aPr
11.0216902
1 1 Pe1x
11 498
B1x =
Cm
1.0
= 1.071
=
aPr
11.6214752
1 1 Pe1x
11 498
Mrx = B1xMntx = (1.064)(168) = 178.8 klb-pie
Mrx = (1.071)(120) = 128.5 klb-pie
Como Lb = 12 pies 7 Lp = 10.9 pies 6 Lr
Como Lb = 12 pies 7 Lp = 10.9 pies 6 Lr
= 46.6 pies
= 46.6 pies
‹ Zona 2
‹ Zona 2
fbMpx = 1.0[551 - (5.78)(12 - 10.9)]
Mpx
= 1.0[367 - 3.85 112 - 10.92]
Æb
= 544.6 klb-pie
= 362.7 klb-pie
Mry
Pr
8 Mrx
+ ¢
+
≤
Pc
9 Mcx
Mcy
Pr
Pc
8 178.8
690
+ a
+ 0 b = 0.931 6 1.0 OK
=
1 080 9 544.6
‹ la sección es satisfactoria.
+
Mry
8 128.5
8 Mrx
475
+ a
+ 0b
+
¢
≤ =
9 Mcx
Mcy
720
9 362.7
= 0.975 6 1.0 OK
‹ la sección es satisfactoria.
En la Parte 6 del Manual del AISC, se presenta un procedimiento un poco más simplificado para resolver las Ecuaciones H1-1a y H1-1b. El estudiante, después de batallar con
el Ejemplo 11-3, seguramente estará deleitado de ver estas expresiones, que se usan para
algunos de los ejemplos restantes de este capítulo.
Se extraen varias partes de las ecuaciones, y se sustituyen valores numéricos en ellas
para las secciones W que se registran en la Tabla 6-1 del Manual. Cada uno de estos términos, tales como p, bx y by, se muestran en la página 6-3 del Manual. Las formas revisadas de
las ecuaciones, que se presentan enseguida, están dadas en la página 6-4 del Manual:
pPr + bxMrx + byMry … 1.0
(Ecuación H1-1a modificada del AISC)
9
1
pP + 1bxMrx + byMry2 … 1.0 (Ecuación H1-1b modificada del AISC)
2 r
8
El valor de p se basa en el mayor de los valores (KL)y y el equivalente de (KL)y =
(KL)x/(rx/ry), y bx se basa en la longitud sin arriostramiento Lb. Se aplica un solo valor de by
a cualquier tipo de perfil W ya que la longitud sin soporte no es un factor en la flexión con
respecto al eje débil.
El Ejemplo 11-3 se repite como Ejemplo 11-4 con estas expresiones simplificadas.
Debe asegurarse de usar los valores amplificados de Mrx y Pr en estas ecuaciones.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.7 Vigas–columnas en marcos arriostrados 363
Ejemplo 11-4
Repita el Ejemplo 11-3, usando el método simplificado del AISC de la Parte 6 del Manual y
los valores para K, L, Pr y Mrx determinados en el ejemplo anterior.
Solución
LRFD
ASD
Del Ejemplo 11-3 (LRFD)
Del Ejemplo 11-3 (ASD)
Pr = 690 klb
Pr = 475 klb
Mrx = 178.8 klb-pie
Mrx = 128.5 klb-pie
De la Tabla 6-1 del AISC para una W12 * 96
con KL = 12 pies y Lb = 12 pies
De la Tabla 6-1 del AISC para una W12 * 96
con KL = 12 pies y Lb = 12 pies
p = 0.924 * 10-3
p = 1.39 * 10-3
bx = 1.63 * 10-3
bx = 2.45 * 10-3
by = 3.51 * 10-3 (de la parte inferior de la tabla)
by = 5.28 * 10-3 (de la parte inferior de la tabla)
Entonces con la ecuación modificada
(0.924 * 10-3)(690) + (1.63 * 10-3)(178.8)
+ (3.51 * 10-3)(0) = 0.929 6 1.0
La sección es satisfactoria.
Entonces con la ecuación modificada
(1.39 * 10-3)(475) + (2.45 * 10-3)(128.5)
+ (5.28 * 10-3)(0) = 0.975 6 1.0
La sección es satisfactoria.
En los ejemplos de este capítulo, el estudiante puede encontrarse con que cuando se
hace necesario calcular un valor para Pe, es un poco más fácil usar un número dado en la
Tabla 4-1 del AISC para el perfil de acero apropiado que hacer una sustitución de valores
en la ecuación Pe =
p2EI
. Por ejemplo, para una W12 * 96, leemos en la parte inferior
1K1L22
de la tabla un valor dado para Pex, (KL)2/104 = 23 800. Si KL = 12 pies, Pex será igual a
123 800211042
11.0 * 12 * 1222
= 11 478 klb.
Ejemplo 11-5
Una W14 * 120 (acero de 50 klb/plg2) de 14 pies se usa como viga-columna en un marco
arriostrado. Está flexionada en curvatura simple con momentos iguales y opuestos. Sus extremos están restringidos en cuanto a rotaciones y no está sometida a cargas transversales
intermedias. ¿Es satisfactoria la sección si PD = 70 klb, y PL = 100 klb y si tiene momentos
de primer orden MDx = 60 klb-pie, MLx = 80 klb-pie, MDy = 40 klb-pie y MLy = 60 klb-pie?
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
364
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
Solución. Usando una W14 *120 (A = 35.3 plg2, Ix = 1 380 plg4, Iy = 495 plg4, Zx = 212 plg3,
Zy = 102 plg3, Lp = 13.2 pies, Lr = 51.9 pies, BF para el método LRFD = 7.65 klb, y BF para
el método ASD = 5.09 klb).
LRFD
ASD
Pnt = Pu = (1.2)(70) + (1.6)(100) = 244 klb
Pnt = Pa = 70 + 100 = 170 klb
Mntx = Mux = (1.2)(60) + (1.6)(80) = 200 klb-pie
Mntx = Max = 60 + 80 = 140 klb-pie
Mnty = Muy = (1.2)(40) + (1.6)(60) = 144 klb-pie
Mnty = May = 40 + 60 = 100 klb-pie
Para un marco arriostrado K = 1.0
Para un marco arriostrado K = 1.0
KL = (1.0)(14) = 14 pies
KL = (1.0)(14) = 14 pies
Pn
= 912 klb (Tabla 4-1 del AISC)
Æc
Pc = fcPn = 1 370 klb (Tabla 4-1 del AISC)
Pc =
Pr = Pnt + b2Plt = 244 + 0 = 244 klb
Pr = Pnt + b2Plt = 170 + 0 = 170 klb
Pr
244
= 0.178 6 0.2
=
Pc
1370
Pc
Pr
‹ debe usarse la Ecuación H1-1b del AISC
Cmx = 0.6 - 0.4 a Pe1x =
200
b = 1.0
200
1p22129 0002113802
11.0 * 12 * 142
2
B1x =
1 -
= 13 995 klb
Pe1y =
1p22129 000214952
11.0 * 12 * 142
2
B1y =
1 -
Cmx = 0.6 - 0.4 a Pe1x =
= 5 020 klb
1.0
= 1.051
11.0212442
De la Tabla 6-1, del AISC, para KL = 14 pies
y Lb = 14 pies
11.0 * 12 * 1422
1 -
= 13 995 klb
1.0
= 1.020
11.6211702
13 995
Mrx = 11.020211402 = 142.8 klb-pie
Cmy = 0.6 - 0.4 a -
Pe1y =
100
b = 1.0
100
1p22129 000214952
11.0 * 12 * 1422
B1y =
1 -
5 020
Mry = 11.051211442 = 151.3 klb-pie
140
b = 1.0
140
1p22129 0002113802
B1x =
13 995
144
b = 1.0
= 0.6 - 0.4 a 144
170
= 0.186 6 0.2
912
‹ debe usarse la Ecuación H1-1b del AISC
1.0
= 1.018
11.0212442
Mrx = 11.018212002 = 203.6 klb-pie
Cmy
=
= 5 020 klb
1.0
= 1.057
11.6211702
5 020
Mry = 11.057211002 = 105.7 klb-pie
De la Tabla 6-1, del AISC, para KL = 14 pies
y Lb = 14 pies
p = 0.730 * 10-3, bx = 1.13 * 10-3,
by = 2.32 * 10-3
p = 1.10 * 10-3, bx = 1.69 * 10-3,
by = 3.49 * 10-3
(Continúa)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.7 Vigas–columnas en marcos arriostrados 365
LRFD
ASD
9
1
p Pr + (bxMrx + byMry) … 1.0
2
8
1
9
p Pr + (bxMrx + byMry) … 1.0
2
8
=
1
(0.730 * 10-3)(244)
2
=
1
(1.10 * 10-3)(170)
2
+
9
(1.13 * 10-3)(203.6)
8
+
9
(1.69 * 10-3)(142.8)
8
+
9
(2.32 * 10-3)(151.3)
8
+
9
(3.49 * 10-3)(105.7)
8
= 0.743
… 1.0 OK
La sección es satisfactoria pero tal vez está
sobrediseñada.
= 0.780
… 1.0 OK
La sección es satisfactoria pero tal vez está
sobrediseñada.
Los Ejemplos 11-3 y 11-5 vuelven a resolverse usando el Método de análisis directo en
los Ejemplos 11-6 y 11-7. Los valores de las cargas axiales y los momentos dados se determinaron en un análisis de primer orden usando una rigidez reducida de miembro y una aplicación de las cargas nocionales. El análisis arrojó valores que fueron esencialmente iguales a
aquellos obtenidos con el Método de la longitud efectiva.
Ejemplo 11-6
Una W12 * 96 (acero de 50 klb/plg2) de 12 pies se usa como viga-columna en un marco
arriostrado. Se flexiona en curvatura simple con momentos iguales y opuestos y no está
sometida a cargas transversales intermedias. ¿Es satisfactoria la sección si PD = 175 klb,
PL = 300 klb, y los momentos de primer orden MDx = 60 klb-pie y MLx = 60 klb-pie?
Solución. Usando una W12 * 96 (A = 28.2 plg2, Ix = 833 plg4, fbMpx = 551 klb-pie, Mpx/1b =
367 klb-pie, Lp = 10.9 pies, Lr = 46.7 pies, BF = 5.78 klb para el método LRFD y 3.85 klb para
el método ASD).
LRFD
ASD
Pnt = Pu = 1.2(175) + 1.6(300) = 690 klb
Pnt = Pa = 175 + 300 = 475 klb
Mntx = Mux = 1.2(60) + 1.6(60) = 168 klb-pie
Mntx = Max = 60 + 60 = 120 klb-pie
Para el Método del análisis directo, K = 1.0
Para el método del análisis directo, K = 1.0
‹ (KL)x = (KL)y = 1.0(12) = 12 pies
‹ (KL)x = (KL)y = 1.0(12) = 12 pies
Pc = £cPn = 1 080 klb (Tabla 4-1 del AISC)
Pc = Pn/Æc = 720 klb (Tabla 4-1 del AISC)
no se requiere B2, ya que se trata de un marco
arriostrado, por lo tanto
no se requiere B2, ya que se trata de un marco
arriostrado, por lo tanto
Pr = Pnt + B2Plt = 690 + 0 = 690 klb
Pr = Pnt + B2Plt = 475 + 0 = 475 klb
Pr
690
=
= 0.639 7 0.2
Pc
1080
Pc
Pr
=
475
= 0.660 7 0.2
720
(Continúa)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
366
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
LRFD
ASD
‹ debe usarse la ecuación H1-1a del AISC
Cm = 0.6 - 0.4
‹ debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
M1
M2
= 0.6 - 0.4 a -
Cm = 0.6 - 0.4
168
b = 1.0
168
M1
M2
= 0.6 - 0.4 a-
120
b = 1.0
120
Determínese tb:
Determínese tb:
1.0(690 klb)
aPr
= 0.49 6 0.5
=
Py
(28.2 plg 2)(50 klb/plg2)
1.6(475 klb)
aPr
=
= 0.539 > 0.5
Py
(28.2 plg2)(50 klb/plg2)
‹ tb = 1.0
‹ tb = 4(aPr /Py)[1-( aPr /Py)]
tb = 4(0.539)[1-( 0.539)] = 0.994
p 0.8tbEI
2
Pe1x =
2
(K1Lx)
p 0.8(1.0)(29 000)(833)
2
*
=
(1.0 * 12 * 12)
2
= 9 198 klb
Pe1x =
=
B1x =
Cmx
1.0
= 1.081
=
1.0(690)
aPr
1 1 Pe1x
9 198
B1x =
p20.8tbEI*
(K1Lx)2
p20.8(0.994)(29 000)(833)
(1.0 * 12 * 12)2
= 9 143 klb
Cmx
1.0
= 1.091
=
1.6(475)
aPr
1 1 Pe1x
9 143
Mrx = B1xMntx = 1.081(168) = 181.6 klb-pie
Mrx = B1xMntx = 1.091(120) = 130.9 klb-pie
Como Lb = 12 pies 7 Lp = 10.9 pies, 6 Lr = 46.6 pies
Como Lb = 12 pies 7 Lp = 10.9 pies, 6 Lr = 46.6 pies
‹ Zona 2
‹ Zona 2
Mcx = £bMpx = 1.0[551 -(5.78)(12 - 10.9)]
Mc = Mpx/Æb = 1.0[367 -(3.85)(12 - 10.9)]
= 544.6 klb-pie
Pr
Pc
+
Mry
8 Mrx
+
b … 1.0
a
9 Mcx
Mcy
= 362.7 klb-pie
Mry
Pr
8 Mrx
+ a
+
b … 1.0
Pc
9 Mcx
Mcy
8 181.6
690
+ a
+ 0 b = 0.935 … 1.0
1 080 9 544.6
8 130.9
475
+ a
+ 0 b = 0.981 … 1.0
720
9 362.7
‹ La sección es satisfactoria.
‹ La sección es satisfactoria.
Ejemplo 11-7
Una W14 * 120 (acero de 50 klb/plg2) de 14 pies se usa como viga-columna en un marco
arriostrado. Está flexionada en curvatura simple con momentos iguales y opuestos. Sus
extremos están restringidos en cuanto a rotaciones y no está sometida a cargas transversales
intermedias. ¿Es satisfactoria la sección si PD = 70 klb y PL = 100 klb y si tiene momentos
de primer orden MDx = 60 klb-pie, MLx = 80 klb-pie, MDy = 40 klb-pie, y MLy = 60 klb-pie?
Solución. Usando una W14 *120 (A = 35.3 plg2, Ix = 1 380 plg4, Iy = 495 plg4, Zx = 212 plg3,
Zy = 102 plg3, Lp = 13.2 pies, Lr = 51.9 pies, BF para el método LRFD = 7.65 klb y 5.09 klb
para el método ASD).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.7 Vigas–columnas en marcos arriostrados 367
LRFD
ASD
Pnt = Pu = 1.2 (70 klb) + 1.6 (100 klb) = 244 klb
Pnt = Pa = 70 klb + 100 klb = 170 klb
Mntx = Mux = (1.2)(60 klb-pie) + (1.6)(80 klb-pie)
Mntx = Max = 60 klb-pie + 80 klb-pie = 140 klb-pie
= 200 klb-pie
Mnty = Muy = (1.2)(40 klb-pie) + (1.6)(60 kb-pie)
Mnty = May = 40 klb-pie + 60 kb-pie = 100 klb-pie
= 144 klb-pie
Para el Método del análisis directo, K = 1.0
Para el método del análisis directo, K = 1.0
‹ (KL)x = (KL)y = 1.0(14) = 14 pies
‹ (KL)x = (KL)y = 1.0(14) = 14 pies
Pc = £cPn = 1 370 klb (Tabla 4-1 del AISC)
Pc = Pn/Æc = 912 klb (Tabla 4-1 del AISC)
no se requiere B2, ya que se trata de un marco
arriostrado, por lo tanto
no se requiere B2, ya que se trata de un marco arriostrado,
por lo tanto
Pr = Pnt + B2Plt = 244 + 0 = 244 klb
Pr = Pnt + B2Plt = 170 + 0 = 170 klb
Pr
Pr
170
=
= 0.186 6 0.2
Pc
912
Pc
=
244
= 0.178 6 0.2
1 370
‹ debe usarse la Ecuación H1-1b del AISC
200
b = 1.0
200
Cmx = 0.6 - 0.4 a -
Py
=
1.0(244 klb)
(35.3 plg2)(50 klb/plg2)
= 0.138 6 0.5
Pe1x =
p 0.8tbEI
(K1Lx)2
=
p 0.8(1.0)(29 000)(1 380)
(1.0 * 12 * 14)2
=
Pe1x =
Cmx
1.0
=
= 1.022
1.0(244)
aPr
1 1 Pe1x
11 196
Cmy = 0.6 - 0.4a p20.8tbEI*
(K1Ly)2
144
b = 1.0
144
=
p20.8(1.0)(29 000)(495)
(1.0 * 12 * 14)2
= 4 016 klb
B1y =
Py
B1x =
Mrx = B1xMntx = 1.022(200) = 204.5 klb-pie
Pe1y =
aPr
2
*
= 11 196 klb
B1x =
Cmy
aPr
1 Pe1y
140
b = 1.0
140
1.0(170 klb)
(35.3 plg2)(50 klb/plg2)
= 0.154 > 0.5
‹ tb= 1.0
‹ tb = 1.0
2
Cmx = 0.6 - 0.4 a Determínese tb:
Determínese tb:
aPr
‹ debe usarse la Ecuación H1-1b del AISC
1 -
1.0
= 1.065
1.0(244)
(K1Lx)2
=
p20.8(1.0)(29 000)(1 380)
(1.0 * 12 * 14)2
= 11 196 klb
Cmx
1.0
= 1.025
=
1.6(170)
aPr
1 1 Pe1x
11 196
Mrx = B1xMntx = 1.025(140) = 143.5 klb-pie
Cmy = 0.6 - 0.4 a Pe1y =
B1y =
=
p20.8tbEI*
p20.8tbEI*
(K1Ly)2
Cmy
1 -
aPr
Pe1y
100
b = 1.0
100
=
p20.8(1.0)(29 000)(495)
=
1 -
(1.0 * 12 * 14)2
= 4 016 klb
1.0
= 1.073
1.6(170)
4 016
4 016
Mry = B1yMnty = 1.065(144) = 153.3 klb-pie
Mry = B1yMnty = 1.073(100) = 107.3 klb-pie
(Continúa)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
368
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
LRFD
ASD
De la Tabla 6-1, del AISC, para KL = 14 pies
y Lb = 14 pies
De la Tabla 6-1 del AISC, para KL = 14 pies
y Lb = 14 pies
p = 0.730 * 10-3, bx = 1.13 * 10-3, by = 2.32 * 10-3
p = 1.10 * 10-3, bx = 1.69 * 10-3, by = 3.49 * 10-3
1
9
p Pr + (bxMrx + byMry) … 1.0
2
8
1
9
pPr + (bxMrx + byMry) … 1.0
2
8
9
1
(0.730 * 10-3)(244) + (1.13 * 10-3) (204.5)
2
8
9
1
(1.10 * 10-3)(170) + (1.69 * 10-3) (143.5)
2
8
+
9
(2.32 * 10-3)(153.3) = 0.749 … 1.0 OK
8
+
La sección es satisfactoria pero tal vez está
sobrediseñada.
9
(3.49 * 10-3)(107.3) = 0.788 … 1.0 OK
8
La sección es satisfactoria pero tal vez está
sobrediseñada.
Ejemplo 11-8
Para la armadura mostrada en la Figura 11.7(a), se usa una W8 * 35 como una cuerda superior
continua del miembro del nudo L0 al nudo U3. Si el miembro consiste en acero de 50 klb/
plg2, ¿tiene suficiente resistencia para resistir las cargas mostradas en las partes (b) y (c) de la
figura? Las cargas factorizadas o LRFD se muestran en la parte (b), mientras que las cargas
de servicio o ASD se muestran en la parte (c). Las cargas de 17.6 klb y de 12 klb representan
la reacción de un larguero. El patín de compresión de la W8 está arriostrado solamente en los
extremos con respecto al eje x-x, Lx = 13 pies y en los extremos y para la carga concentrada
con respecto al eje y-y, Ly = 6.5 pies y Lb = 6.5 pies.
U3
U2
15 pies
U1
L0
6 a 12 pies ⫽ 72 pies
(a)
17.6 klb
12 klb
U1
L0
200 klb
200 klb
es
5 pi
es 6.
ies
13 p
pi
6.5
(b) cargas factorizadas
(LRFD)
140 klb
140 klb
ies
.5 p
es 6
ies
13 p
pi
6.5
(c) cargas de servicio
(ASD)
Figura 11.7
Una armadura cuya cuerda superior está sometida a cargas intermedias.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.7 Vigas–columnas en marcos arriostrados 369
Solución. En este problema se usa el método de la longitud efectiva.
Usando una W8 * 35 (A = 10.3 plg2, Ix = 127 plg4, rx = 3.51 plg, ry = 2.03 plg, LP = 7.17 pies,
fbMPx = 130 klb-pie,
MPx
= 86.6 klb-pie, rx/ry = 1.73).
Æb
LRFD
ASD
Pnt = Pu de la figura = 200 klb = Pr
Pnt = Pa de la figura = 140 klb = Pr
Suponga conservadoramente Kx = Ky = 1.0. En
realidad, el factor K está entre los valores de K = 1.0
(condición de extremo articulación-articulación)
y K = 0.8 (condición de extremo articulaciónempotramiento) para el segmento LoUi
a
a
11.02112 * 132
KL
b =
= 44.44 ;
r x
3.51
Suponga conservadoramente Kx = Ky = 1.0. En
realidad, el factor K está entre los valores de K = 1.0
(condición de extremo articulación-articulación)
y K = 0.8 (condición de extremo articulaciónempotramiento) para el segmento LoUi
a
11.02112 * 6.52
KL
b =
= 38.42
r y
2.03
a
De la Tabla 4-22 del AISC, Fy = 50 klb/plg2
11.02112 * 132
KL
b =
= 44.44 ;
r x
3.51
11.02112 * 6.52
KL
b =
= 38.42
r y
2.03
De la Tabla 4-22 del AISC, Fy = 50 klb/plg2
fcFcr = 38.97 klb/plg2
Fcr
= 25.91 klb/plg2
Æc
fcPn = (38.97)(10.3) = 401.4 klb = Pc
Pn
= 125.912110.32 = 266.9 klb = Pc
Æc
Pr
200
=
= 0.498 7 0.2
Pc
401.4
Pr
140
=
= 0.525 7 0.2
Pc
266.9
‹ debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
‹ Debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
Calculando Pe1x y Cmx
Calculando Pe1x y Cmx
1p 2129 000211272
2
Pe1x =
11.0 * 12 * 1322
= 1 494 klb
Pe1x =
1p22129 000211272
11.0 * 12 * 1322
= 1 494 klb
Calculando Cm como en el método LRFD
De la Tabla 11.1
Para
Cmx = 1 - 0.2 a
Para
De la Tabla 11.1
Para
1.0 (200)
1494
b = 0.973
Cmx = 1 - 0.2 a
1.6 (140)
1 494
b = 0.970
Para
(Continúa)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
370
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
Cmx = 1 - 0.3 a
1.0 (200)
1 494
Cmx = 1 - 0.3 a
b = 0.960
Cmx promedio = 0.967
Cmx promedio = 0.963
Calculando Mux
Calculando Max
17.6 klb
Para
Mux =
Para
117.621132
PL
=
= 57.2 klb-pie
4
4
Mux =
Mux promedio = 50.05 klb-pie = Mrx
B1x =
1 -
11221132
4
0.967
= 1.116
11212002
Max =
b = 0.955
= 39 klb-pie
12 klb
Para
132117.621132
3 PL
=
= 42.9 klb-pie
16
16
1 494
12 klb
Max =
17.6 klb
Para
1.6 (140)
13211221132
16
= 29.25 klb-pie
Max promedio = 34.13 klb-pie = Mrx
B1x =
1 -
1 494
0.967
= 1.138
11.6211402
1 494
Mr = (1.116)(50.05) = 55.86 klb-pie
Mr = (1.138)(34.13) = 38.84 klb-pie
Como Lb = 6.5 pies 6 Lp = 7.17 pies
Como Lb = 6.5 pies 6 Lp = 7.17 pies
‹ Zona
fbMnx = 130 klb-pie = Mcx
‹ Zona
Mnx
= 86.6 klb-pie = Mcx
Æb
Usando la Ecuación H1-1a
Usando la Ecuación H1-1a
Mry
Pr
8 Mrx
+ a
+
b … 1.0
Pc
9 Mcx
Mcy
Pc
8 55.86
200
+ a
+ 0 b … 1.0
401.4
9 130
8 38.84
140
+ a
+ 0 b … 1.0
266.9
9 88.6
0.880 … 1.0 Sección OK
0.914… 1.0 Sección OK
Pr
+
Mry
8 Mrx
+
b … 1.0
a
9 Mcx
Mcy
De la Tabla 6-1 del AISC
De la Tabla 6-1 del AISC
(KL)y = 6.5 pies
(KL)y = 6.5 pies
(KL)yEQUIV =
(KL)x
rx>ry
P = 2.50 * 10-3,
-3
bx = 6.83 * 10 ,
=
13
= 7.51 pies ;
1.73
(KL)yEQUIV =
(KL)x
rx>ry
=
13
= 7.51 pies ;
1.73
para KL = 7.51 pies
P = 3.75 * 10-3,
para KL = 7.51 pies
para Lb = 6.5 pies
bx = 10.3 * 10-3,
para Lb = 6.5 pies
p Pr + bx Mrx + by Mry … 1.0
p Pr + bx Mrx + by Mry … 1.0
= (2.50 * 10-3) (200) + (6.83 * 10-3) (55.86) + 0
= (3.75 * 10-3) (140) + (10.3 * 10-3) (38.84) + 0
= 0.882 … 1.0
= 0.925 … 1.0
Sección OK
La sección es satisfactoria.
Sección OK
La sección es satisfactoria.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.8
11.8
Vigas–columnas en marcos no arriostrados 371
VIGAS–COLUMNAS EN MARCOS NO ARRIOSTRADOS
Los momentos primarios máximos en marcos no arriostrados casi siempre se presentan en los
extremos de la columna. Como puede verse en la Figura 11.3, los momentos máximos por ladeo
siempre ocurren en los extremos del miembro y el momento total para una columna particular
se determina sumando su momento primario de extremo, Mlt, a su momento de ladeo, Pnt ¢.
Como se describe en la Sección 11.3, B2 es el multiplicador que se usa en el análisis aproximado de segundo orden para considerar el efecto P-¢.
En los Ejemplos 11-9 y 11-10 se analizan secciones de vigas-columnas usando ambos
métodos de análisis directo y de la longitud efectiva. En ambos ejemplos, se usa el método de
análisis aproximado para considerar los efectos de segundo orden. Se determinan los factores de amplificación, B1 y B2, para cada viga-columna en cada dirección de traslación lateral.
Estas cargas y estos momentos de segundo orden se sustituyen en la ecuación apropiada de
interacción para determinar si la sección es satisfactoria.
Ejemplo 11-9
Parte a) Método de análisis directo
Una W10 * 39 de acero con Fy = 50 klb/plg2, se usa como una viga-columna de 14 pies de
longitud en un marco no arriostrado con respecto al eje x-x pero que está arriostrado con
respecto al eje y-y. Basándose en un análisis de primer orden usando los requisitos del método
de análisis directo, el miembro soporta las siguientes cargas factorizadas: Pnt = 130 klb, Plt =
25 klb-pie, Mntx = 45 klb-pie, y Mltx = 15 klb-pie. Se determinó que Cmx es igual a 0.85. Ppiso
vale 1 604 klb y la relación de Pmf /Ppiso vale 0.333. H, el cortante de piso, es igual a 33.4 klb
y el índice de deriva (¢H/L) vale 0.0025. Usando el procedimiento de LRFD, ¿es satisfactorio
el miembro?
Solución
W10 * 39 (A = 11.5 plg2, Ix = 209 plg4))
Cmx = 0.85 (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Pr = Pnt + Plt = 130 klb + 25 klb = 155 klb
Determínese tb:
1.0(155 klb)
aPr
= 0.27 6 0.5
=
Py
(11.5 plg2)(50 klb/plg2)
‹ tb = 1.0
Pe1x =
B1x =
p20.8tbEI*
(K1Lx)2
p20.8(1.0)(29 000)(209)
(1.0 * 12 * 14)2
Cmx
0.85
=
= 0.94 6 1.0
aPr
1.0(155)
1 1 Pe1x
1 696
Ppiso = 1 604 klb (dado)
H = 33.4 klb (dado)
Alfaomega
=
= 1 696 klb
‹ B1x = 1.0
¢H/L = 0.0025 (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
372
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
Rm = 1 - 0.15(Pmf /Ppiso ) = 1 - 0.15(0.333) = 0.95
Pe piso x = Rm
(H)
33.4
b = 12 692 klb
= 0.95 a
¢H
0.0025
L
B2x =
1 -
1
=
a(Ppiso)
Pe piso x
1
= 1.15
1.0(1604)
1 12 692
‹ Pr = Pnt + B2 Plt = 130 klb + 1.15(25 klb) = 158.8 klb
Mrx = B1x Mntx + B2x Mltx = 1.0(45 klb-pie) + 1.15(15 klb-pie) = 62.3 klb-pie
Para el método de análisis directo, K = 1.0
‹ (KL)x = (KL)y = 1.0(14) = 14 pies
Pc = £cPn = 306 klb
(Tabla 4-1 del AISC)
Pr
158.8
=
= 0.52 7 0.2
Pc
306
‹ Debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC.
Para una W10 * 39, £Mpx = 176 klb-pie, Lp = 6.99 pies, Lr = 24.2 pies
BF = 3.78 klb, Lb = 14 pies, Zona 2, Cb = 1.0
£Mnx = Cb[£Mpx – BF(Lb – Lp)] = £Mpx
£Mnx = 1.0[176 – 3.78(14 – 6.99)] = 149.5 klb-pie
Ecuación H1-1a:
8 62.3
158.8
+
a
+ 0 b = 0.889 6 1.0
306
9 149.5
OK
Revisión adicional:
De la Tabla 6-1 para KL = 14 pies y Lb = 14 pies
p = 3.27 * 10-3, bx = 5.96 * 10-3
3.27 * 10-3 (158.8) + 5.96 * 10-3 (62.3) = 0.891 6 1.0
OK
‹ la sección es satisfactoria.
Parte b) Método de la longitud efectiva
Repita usando la misma sección W10 * 39 de 14 pies de longitud. Basándose en un análisis
de primer orden, usando los requisitos del método de la longitud efectiva, el miembro tiene
esencialmente las mismas cargas y los mismos momentos. Cmx todavía vale 0.85. Ppiso vale
1 604 klb, la relación de Pmf /Ppiso vale 0.333 y H, el cortante de piso, es igual a 33.4 klb.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.8
Vigas–columnas en marcos no arriostrados 373
El índice de deriva (¢H/L) se reduce a 0.0020 debido a la rigidez incrementada del miembro
en el análisis cuando se compara con el método de análisis directo. Se determinó que Kx vale
1.2 y Ky es igual a 1.0. Usando el procedimiento LRFD, ¿es satisfactorio el miembro?
Solución
W10 * 39 (A = 11.5 plg2, Ix = 209 plg4)
Cmx = 0.85 (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Pr = Pnt + Plt = 130 klb + 25 klb = 155 klb
Pe1x =
B1x =
‹
p2(29 000)(209)
p2EI*
=
= 2 120 klb
2
(K1Lx)
(1.0 * 12 * 14)2
Cmx
0.85
= 0.92 6 1.0
=
aPr
1.0(155)
1 1 Pe1x
2 120
B1x = 1.0
Ppiso = 1 604 klb (dado)
H = 33.4 klb (dado)
6H/L = 0.0020 (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Rm = 1 - 0.15(Pmf /Ppiso) = 1 - 0.15(0.333) = 0.95
Pe piso x = Rm
B2x =
1 -
33.4
H
= 0.95 a
b = 15 865 klb
£ ¢H ≥
0.0020
L
1
=
a(Ppiso )
Pe piso x
1
= 1.11
1.0(1604)
1 15 865
‹ Pr = Pnt + B2Plt = 130 klb + 1.11(25 klb) = 157.8 klb
Mrx = B1xMntx + B2xMltx = 1.0(45 klb-pie) + 1.11(15 klb-pie) = 61.7 klb-pie
Método de la longitud efectiva: Ky = 1.0 y Kx = 1.2
‹ (KL)y = 1.0(14) = 14 pies d rige
(KL)y equivalente =
(KL)x
(1.2)(14)
= 7.78 pies
rx =
2.16
ry
Pc = £cPn = 306 klb
(Tabla 4-1 del AISC))
Pr
157.8
= 0.52 7 0.2
=
Pc
306
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
374
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
‹ Debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC.
Para una W10 * 39, £Mpx = 176 klb-pie, Lp = 6.99 pies, Lr = 24.2 pies
BF = 3.78 klb, Lb = 14 pies, Zona 2, Cb = 1.0
£Mnx = Cb [£Mpx - BF(Lb - Lp)] … £Mpx
£Mnx = 1.0[176 - 3.78(14 - 6.99)] = 149.5 klb-pie
Ecuación H1-1a:
157.8
8 61.7
+ a
+ 0b = 0.883 6 1.0
306
9 149.5
OK
Revisión adicional:
De la Tabla 6-1 para KL = 14 pies y Lb = 14 pies
p = 3.27 * 10-3, bx = 5.96 * 10-3
3.27 * 10-3 (157.8) + 5.96 * 10-3 (61.7) = 0.884 6 1.0
OK
‹ La sección es satisfactoria.
Ejemplo 11-10
Parte a) Método de análisis directo
Se usa una W10 * 45 de 14 pies de Fy = 50 klb/plg2 en el mismo edificio con marcos no arriostrados como se da en el Ejemplo 11-9. La principal diferencia es que esta viga-columna se
flexiona con respecto el eje x-x y el eje y-y. Basándose en un análisis de primer orden usando
los requisitos del método de análisis directo, el miembro soporta las siguientes cargas factorizadas: Pnt = 65 klb, Plt = 30 klb-pie, Mntx = 50 klb-pie, Mltx = 20 klb-pie, Mnty = 16 klb-pie y Mlty
= 8 klb-pie. Se determinó que Cmx y Cmy son iguales a 0.85. Ppiso vale 1 604 klb y la relación
de Pmf /Ppiso vale 0.333. H, el cortante de piso, es igual a 33.4 klb y los índices de deriva son
(¢H/L)x = 0.0025 y (¢H/L)y = 0.0043. Usando el procedimiento de LRFD, ¿es satisfactorio
el miembro?
Solución
W10 * 45 (A = 13.3 plg2, Ix = 248 plg4, Iy = 53.4 plg4)
Cmx = Cmy 0.85 (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Pr = Pnt + Plt = 65 klb + 30 klb = 95 klb
Determínese tb:
1.0(95 klb)
aPr
= 0.14 6 0.5
=
Py
(13.3 plg 2)(50 klb/plg2)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.8
Vigas–columnas en marcos no arriostrados 375
‹ tb = 1.0
Pe1x =
B1x =
Pe1y =
B1y =
p20.8tbEI*
2
(K1Lx)
=
p20.8(1.0)(29 000)(248)
(1.0 * 12 * 14)2
= 2 012 klb
Cmx
0.85
= 0.89 6 1.0
=
aPr
1.0(95)
1 1 Pe1x
2 012
p20.8tbEI*
(K1Ly)2
Cmy
aPr
1 Pe1y
=
=
p20.8(1.0)(29 000)(53.4)
(1.0 * 12 * 14)2
‹ B1x = 1.0
= 433 klb
0.85
= 1.09
1.0(95)
1 433
‹ B1y = 1.09
Ppiso = 1 604 klb (dado)
(¢H/L)x = 0.0025 y (¢H/L)y = 0.0043 (dado)
H = 33.4 klb (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Rm = 1 - 0.15(Pmf /Ppiso) = 1 - 0.15(0.333) = 0.95
Pe piso x = Rm £
b = 12 692 klb
= 0.95 a
¢H ≥
0.0025
H
33.4
L
B2x =
1 -
1
=
a(Ppiso )
Pe piso x
1
= 1.15
1.0(1604)
1 12 692
b = 7 379 klb
Pe piso y = Rm £
= 0.95 a
¢H ≥
0.0043
H
33.4
L
B2y =
1 -
1
=
a(Ppiso )
Pe piso y
1
= 1.28
1.0(1604)
1 7 379
‹ Pr = Pnt + B2Plt = 65 klb + 1.28(30 klb) = 103.4 klb
Mrx = B1xMntx + B2xMltx = 1.0(50 klb-pie) + 1.15(20 klb-pie) = 73.0 klb-pie
Mry = B1yMnty + B2yMlty = 1.09(16 klb-pie) + 1.28(8 klb-pie) = 27.7 klb-pie
Para el Método de análisis directo, K = 1.0
‹ (KL)x = (KL)y = 1.0(14) = 14 pies
Pc = £cPn = 359 klb
(Tabla 4-1 del AISC)
Pr
103.4
=
= 0.29 > 0.2
Pc
359
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
376
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
‹ Debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC
Para una W10 * 45, £Mpx = 206 klb-pie, Lp = 7.10 pies, Lr = 26.9 pies
BF = 3.89 klb, Lb = 14 pies, Zona 2, Cb = 1.0
£Mnx= Cb [£Mpx - BF(Lb - Lp)] ) £Mpx
£Mnx = 1.0[206 – 3.89(14 – 7.10)] = 179.2 klb-pie
£Mny = £Mpy = 76.1 klb-pie
(Tabla 3-4 del AISC)
Ecuación H1-1a:
103.4
8 73.0
27.7
b = 0.974 6 1.0
+ a
+
359
9 179.2
76.1
OK
Revisión adicional:
De la Tabla 6-1 para KL = 14 pies y Lb = 14 pies
p = 2.78 * 10-3, bx = 4.96 * 10-3, by =11.7 * 10-3
2.78 * 10-3 (103.4) + 4.96 * 10-3 (73.0) + 11.7 * 10-3(27.7) = 0.974 6 1.0
OK
‹ La sección es satisfactoria.
Parte b) Método de la longitud efectiva
Repita usando la misma sección W10 * 45 de 14 pies de longitud. Basándose en un análisis
de primer orden, usando los requisitos del método de la longitud efectiva, el miembro tiene
esencialmente las mismas cargas y los mismos momentos. Cmx todavía vale 0.85. Ppiso vale
1 604 klb, la relación de Pmf /Ppiso vale 0.333 y H, el cortante de piso, es igual a 33.4 klb. Los
índices de deriva se reducen a (¢H/L)x = 0.0020 y (¢H/L)y = 0.0034 debido a la rigidez incrementada del miembro en el análisis cuando se compara con el método de análisis directo.
Se determinó que Kx vale 1.31 y Ky es igual a 1.25. Usando el procedimiento LRFD, ¿es
satisfactorio el miembro?
Solución
W10 * 45 (A = 13.3 plg2, Ix = 248 plg4, Iy = 53.4 plg4)
Cmx = Cmy = 0.85 (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Pr = Pnt + Plt = 65 klb + 30 klb = 95 klb
Pe1x =
B1x =
p2(29 000)(248)
p2EI*
=
= 2 515 klb
2
(K1Lx)
(1.0 * 12 * 14)2
Cmx
0.85
=
= 0.88 6 1.0
aPr
1.0(95)
1 1 Pe1x
2 515
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
‹ B1x = 1.0
Alfaomega
11.8
Pe1y =
B1y =
Vigas–columnas en marcos no arriostrados 377
p2(29 000)(53.4)
p2EI*
=
= 542 klb
2
(K1Lx)
(1.0 * 12 * 14)2
Cmx
0.85
=
= 1.03 ‹ B1y = 1.03
aPr
1.0(95)
1 1 Pe1x
542
Ppiso = 1 604 klb (dado)
(¢H/L)x = 0.0020 y (¢H/L)y = 0.0034 (dado)
H = 33.4 klb (dado)
a = 1.0 (LRFD)
Rm = 1 - 0.15(Pmf /Ppiso) = 1 - 0.15(0.333) = 0.95
b = 15 865 klb
= 0.95 a
Pe piso x = Rm £
¢H ≥
0.0020
H
33.4
L
B2x =
1 -
1
=
a(Ppiso )
Pe piso x
1
= 1.11
1.0(1604)
1 15 865
Pe piso y = Rm £
b = 9 332 klb
= 0.95 a
¢H ≥
0.0034
H
B2y =
1 -
33.4
L
1
=
a(Ppiso )
Pe piso y
1
= 1.21
1.0(1604)
1 9 332
‹ Pr = Pnt + B2Plt = 65 klb + 1.21(30 klb) = 101.3 klb
Mrx = B1xMntx + B2xMltx = 1.0(50 klb-pie) + 1.11(20 klb-pie) = 72.2 klb-pie
Mry = B1yMnty + B2yMlty = 1.03(16 klb-pie) + 1.21(8 klb-pie) = 26.2 klb-pie
Método de la longitud efectiva: Ky = 1.25 y Kx = 1.31
‹ (KL)y = 1.25(14) = 17.5 pies d rige
(KL)y equivalente =
(KL)x
(1.31)(14)
=
= 8.53 pies
rx/ry
2.15
Pc = £cPn = 269.5 klb
(Tabla 4-1 del AISC)
Pr
101.3
= 0.38 > 0.2
=
Pc
269.5
‹ Debe usarse la Ecuación H1-1a del AISC.
Para una W10 * 45, £Mpx = 206 klb-pie, Lp = 7.10 pies, Lr = 26.9 pies
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
378
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
BF = 3.89 klb, Lb = 14 pies, Zona 2, Cb = 1.0
£Mnx= Cb [£Mpx - BF(Lb - Lp)] … £Mpx
£Mnx = 1.0[206 – 3.89(14 – 7.10)] = 179.2 klb-pie
£Mny = £Mpy = 76.1 klb-pie
(Tabla 3-4 del AISC)
Ecuación H1-1a:
101.3
8 72.2
26.2
b = 1.041 > 1.0
+ a
+
268.5
9 179.2
76.1
no es aceptable
Revisión adicional:
De la Tabla 6-1 para KL = 17.5 pies y Lb = 14 pies
p = 3.72 * 10-3, bx = 4.96 * 10-3, by =11.7 * 10-3
3.72 * 10-3 (101.3) + 4.96 * 10-3 (72.2) + 11.7 * 10-3(26.2) = 1.041 7 1.0 no es aceptable
‹ la sección NO es satisfactoria.
11.9
DISEÑO DE VIGAS—COLUMNAS; ARRIOSTRADAS Y SIN ARRIOSTRAR
El diseño de vigas-columnas implica el uso de un procedimiento de tanteos. Se selecciona
una sección de prueba mediante algún proceso y luego se revisa con la fórmula apropiada de
interacción. Si la sección no satisface la ecuación o si está demasiado del lado de la seguridad
(es decir, está sobrediseñada), se escoge otra sección y se aplica otra vez la ecuación de la
interacción. Probablemente, el primer pensamiento del lector sea: “Espero que podamos
seleccionar una buena sección la primera vez y que no tengamos que pasar por todo este
galimatías más de una o dos veces.” Ciertamente podemos hacer una buena estimación, y ése
es el tema de lo que resta de esta sección.
Un método común usado para escoger secciones que resistan momentos y carga axial
es el método de la carga axial equivalente o de la carga axial efectiva. En este método, la carga axial (Pu o Pa) y el momento flexionante o momentos flexionantes (Mux, Muy o Max y May)
se reemplazan por una carga concéntrica ficticia Pueq o Paeq, equivalente aproximadamente a
la carga axial real más el efecto del momento.
En esta exposición se supone que se desea seleccionar la sección más económica para
resistir un momento y una carga axial. Mediante un procedimiento de tanteos es posible
encontrar, a la larga, la sección más ligera. Sin embargo, existe una carga axial ficticia que
requiere la misma sección que la que se requiere para la carga axial y momento reales. Esta
carga ficticia se llama carga axial equivalente o carga axial efectiva Pueq o Paeq.
Por medio de ecuaciones se convierte el momento flexionante en una carga axial equivalente estimada P’u o P’a, que se suma a la carga axial de diseño Pu, o a Pa para el método
ASD. El total de Pu + P’u o Pa + P’a es la carga axial equivalente o efectiva Pueq o Paeq, y se usa
para consultar las tablas de columnas concéntricas de la Parte 4 del Manual del AISC para
seleccionar una sección de prueba. En la fórmula aproximada para Pueq (o Paeq) que sigue, m
es un factor dado en la Tabla 11.3 de este capítulo. Esta tabla se toma de la segunda edición
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.9
Diseño de vigas—columnas; arriostradas y sin arriostrar 379
del Manual of Steel Construction Load and Resistance Factor Design publicado en 1994
(donde era la Tabla 3-2). Las cargas equivalentes se estiman con las siguientes expresiones:
Pueq = Pu + Mux m + Muy mu
(LRFD)
Paeq = Pa + Max m + May mu
(ASD)
o
Para aplicar estas expresiones, se toma un valor de m de la sección de primera aproximación de la Tabla 11.3, y u se supone igual a 2. Al aplicar la ecuación, los momentos Mux
y Muy (o Max y May) deben estar en klb-pie. De las ecuaciones se despejan Pueq o Paeq. Se
selecciona una columna de las tablas para columnas cargadas concéntricamente para cada
carga. Luego se despeja nuevamente Pueq (o Paeq) usando un valor revisado de m de la parte
de aproximaciones subsecuentes de la Tabla 11.3, y el valor de u se mantiene igual a 2.0. (En
realidad, se proporcionaba un valor más preciso de u para cada sección de columna en el
Manual de 1994.)
Limitaciones de la fórmula Pueq
La aplicación de la fórmula de la carga axial equivalente y la Tabla 11.3 dan resultados
económicos en el diseño de vigas-columnas, a menos que el momento sea muy grande en
comparación con la carga axial. En estos casos, los miembros seleccionados eran capaces
de soportar las cargas y momentos, pero pueden resultar antieconómicos. Las tablas para
Diseño preliminar de una viga-columna Fy = 36 klb/plg2, Fy = 50 klb/plg2
TABLA 11.3
Valores de m
2
KL(pies)
50 klb/plg2
36 klb/plg
Fy
10
12
14
16
18
22 y
mayores
20
10
12
14
16
18
20
22 y
mayores
1.8
1.7
1.6
1.4
1.3
1.2
1a. aproximación
Todas las
formas
2.0
1.9
1.8
1.7
1.6
1.5
1.3
1.9
Aproximación subsiguiente
W4
3.1
2.3
1.7
1.4
1.1
1.0
0.8
2.4
1.8
1.4
1.1
1.0
0.9
0.8
W5
3.2
2.7
2.1
1.7
1.4
1.2
1.0
2.8
2.2
1.7
1.4
1.1
1.0
0.9
W6
2.8
2.5
2.1
1.8
1.5
1.3
1.1
2.5
2.2
1.8
1.5
1.3
1.2
1.1
W8
2.5
2.3
2.2
2.0
1.8
1.6
1.4
2.4
2.2
2.0
1.7
1.5
1.3
1.2
W10
2.1
2.0
1.9
1.8
1.7
1.6
1.4
2.0
1.9
1.8
1.7
1.5
1.4
1.3
W12
1.7
1.7
1.6
1.5
1.5
1.4
1.3
1.7
1.6
1.5
1.5
1.4
1.3
1.2
W14
1.5
1.5
1.4
1.4
1.3
1.3
1.2
1.5
1.4
1.4
1.3
1.3
1.2
1.2
Fuente: Esta tabla está tomada de un artículo en el Engineering Journal del AISC por Uang, Wattar y Leet
(1990).
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
380
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
columnas cargadas concéntricamente en la Parte 4 del Manual se limitan a las secciones W14
y W12, y de menor peralte, pero cuando el momento es grande en proporción con la carga
axial, habrá con frecuencia una sección más ligera y de mayor peralte como la W27 o la W30,
que satisfará la ecuación de interacción apropiada.
En los Ejemplos 11-11 y 11-12 se presentan ejemplos del método de la carga axial
equivalente con los valores dados en la Tabla 11.3. Después que una sección se selecciona
con la fórmula aproximada Pueq o Paeq, es necesario revisarla con la ecuación de interacción
apropiada.
Ejemplo 11-11
Seleccione una sección de prueba W para ambos métodos LRFD yASD para los siguientes
datos: Fy = 50 klb/plg2, (KL)x = (KL)y = 12 pies, Pnt = 690 klb y Mntx = 168 klb-pie para el
método LRFD, y Pnt = 475 klb y Mntx = 120 klb-pie para el método ASD. Éstos fueron los
valores usados en el Ejemplo 11-3.
Solución
LRFD
ASD
Suponga B1 y B2 = 1.0
Suponga B1 y B2 = 1.0
‹ Pr = Pu = Pnt + B2(Plt)
‹ Pr = Pa = Pnt + B2(Plt)
Pu = 690 + 0 = 690 klb
Pa = 475 + 0 = 475 klb
y, Mrx = Mux = B1(Mntx) + B2(Mltx)
y, Mrx = Max = B1(Mntx) + B2(Mltx)
Mux = 1.0(168) + 0 = 168 klb-pie
Max = 1.0(120) + 0 = 120 klb-pie
Pueq = Pu + Mux m + Muy mu
Paeq = Pa + Max m + May mu
De la parte de “1a. aproximación” de la Tabla
11.3
De la parte de “1a. aproximación” de la Tabla
11.3
m = 1.8 para KL = 12 pies, Fy = 50 klb/plg2
m = 1.8 para KL = 12 pies, Fy = 50 klb/plg2
u = 2.0 (supuesto)
u = 2.0 (supuesto)
Pueq = 690 + 168(1.8) + 0 = 992.4 klb
Paeq = 475 + 120(1.8) + 0 = 691.0 klb
Sección del primer ensayo: W12 * 96 (£cPn =
1 080 klb) de la Tabla 4-1 del AISC
Sección del primer ensayo: W12 * 96 (Pn /Æc =
720 klb) de la Tabla 4-1 del AISC
De la parte “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W12
De la parte “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W12
m = 1.6
m = 1.6
Pueq = 690 + 168(1.6) + 0 = 958.8 klb
Paeq = 475 + 120(1.6) + 0 = 667.0 klb
Ensaye una W12 * 87 (£cPn = 981 klb 7
958.8 klb)
Ensaye una W12 * 87 (Pn /Æc = 720 klb 7
667.0 klb)
Nota: Éstos son tamaños tentativos. B1 y B2, que son supuestos, deben calcularse y revisarse estas
secciones W12 con las ecuaciones apropiadas de interacción.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.9
Diseño de vigas—columnas; arriostradas y sin arriostrar 381
Ejemplo 11-12
Seleccione una sección de prueba W para ambos métodos LRFD y ASD para un marco no
arriostrado y los siguientes datos: Fy = 50 klb/plg2, (KL)x = (KL)y = 10 pies
Para el método LRFD: Pnt = 175 klb y Plt = 115 klb, Mntx = 102 klb-pie y Mltx = 68 klbpie, Mnty = 84 klb-pie y Mlty = 56 klb-pie.
Para el método ASD: Pnt = 117 klb y Plt = 78 klb, Mntx = 72 klb-pie y Mltx = 48 kb-pie,
Mnty = 60 klb-pie y Mlty = 40 klb-pie
Solución
LRFD
ASD
Suponga B1x, B1y,B2x y B2y = 1.0
Suponga B1x, B1y,B2x y B2y = 1.0
‹ Pr = Pu = Pnt + B2(Plt)
‹ Pr = Pa = Pnt + B2(Plt)
Pu = 175 + 1.0(115) = 290 klb
Pa = 117 + 1.0(78) = 195 klb
y, Mrx = Mux = B1x(Mntx) + B2x(Mltx)
y, Mrx = Max = B1x(Mntx) + B2x(Mltx)
Mux = 1.0(102) + 1.0(68) = 170 klb-pie
Max = 1.0(72) + 1.0(48) = 120 klb-pie
y, Mry = Muy = B1y(Mnty) + B2x(Mlty)
y, Mry = May = B1y(Mnty) + B2x(Mlty)
Muy = 1.0(84) + 1.0(56) = 140 klb-pie
May = 1.0(60) + 1.0(40) = 100 klb-pie
Pueq = Pu + Mux m + Muy mu
Paeq = Pa + Max m + May mu
De la parte de “1a. aproximación” de la Tabla
11.3
De la parte de “1a. aproximación” de la Tabla
11.3
m = 1.9 para KL = 10 pies, Fy = 50 klb/plg2
m = 1.9 para KL = 10 pies, Fy = 50 klb/plg2
u = 2.0 (supuesto)
u = 2.0 (supuesto)
Pueq = 290 + 170(1.9) + 140(1.9)(2.0) = 1 145 klb
Paeq = 195 + 120(1.9) + 100(1.9)(2.0) = 803 klb
Sección del primer ensayo de la Tabla 4.1:
Sección del primer ensayo de la Tabla 4.1:
W14 → W14 * 99 (£cPn = 1 210 klb)
W14 → W14 * 99 (Pn/Æc = 807 klb)
W12 → W12 * 106 (£cPn = 1 260 klb)
W12 → W12 * 106 (Pn/Æc = 838 klb)
W10 → W10 * 112 (£cPn = 1 280 klb)
W10 → W10 * 112 (Pn/Æc = 851 klb)
Suponga que decidimos usar una sección W14:
Suponga que decidimos usar una sección W14:
De la parte “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W14
De la parte “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W14
m = 1.5
m = 1.5
Pueq = 290 + 170(1.5) + 140(1.5)(2.0) = 965 klb
Paeq = 195 + 120(1.5) + 100(1.5)(2.0) = 675 klb
Ensaye una W14 * 90 (£cPn = 1 100 klb 7
965 klb)
Ensaye una W14 * 90 (Pn/Æc = 735 klb 7
675 klb)
Nota: Éstos son tamaños tentativos. B1x, B1y, B2x y B2y, que son supuestos, deben calcularse y
revisarse estas secciones W14 con las ecuaciones apropiadas de interacción.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
382
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
En los Ejemplos 11-13 y 11-14 se presentan ejemplos de diseños completos de vigascolumnas. En los ejemplos, primero se determina una sección de prueba usando el método
de carga equivalente como se muestra en los Ejemplos 11-11 y 11-12. Luego se revisa la
sección de prueba con la ecuación de interacción apropiada. Se usa el método de la longitud
efectiva en ambos ejemplos. El Ejemplo 11-13 es una viga-columna en un marco arriostrado
y el Ejemplo 11-14 es una viga-columna en una marco no arriostrado.
Ejemplo 11-13
Seleccione la sección W12 más ligera para ambos métodos LRFD y ASD para los siguientes
datos: Fy = 50 klb/plg2, (KL)x = (KL)y = 12 pies, Pnt = 250 klb, Mntx = 180 klb-pie y Mnty = 70
klb-pie para el método LRFD, y Pnt = 175 klb, Mntx = 125 klb-pie y Mnty = 45 klb-pie para el
método ASD. Cb = 1.0, Cmx = Cmy = 0.85.
Solución
LRFD
ASD
Suponga B1x = B1y = 1.0, B2 no se requiere
Suponga B1x = B1y = 1.0, B2 no se requiere
‹ Pr = Pu = Pnt + B2(Plt)
‹ Pr = Pa = Pnt + B2(Plt)
Pu = 250 + 0 = 250 klb
Pa = 175 + 0 = 175 klb
y, Mrx = Mux = B1(Mntx) + B2(Mltx)
y, Mrx = Max = B1(Mntx) + B2(Mltx)
Mux = 1.0(180) + 0 = 180 klb-pie
Max = 1.0(120) + 0 = 120 klb-pie
y, Mry = Muy = B1(Mnty) + B2(Mlty)
y, Mry = May = B1(Mnty) + B2(Mlty)
Muy = 1.0(70) + 0 = 70 klb-pie
May = 1.0(45) + 0 = 45 klb-pie
Pueq = Pu + Mux m + Muy mu
Paeq = Pa + Max m + May mu
De la parte de “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W12
De la parte de “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W12
m = 1.6
m = 1.6
u = 2.0 (supuesto)
u = 2.0 (supuesto)
Pueq = 250 + 180(1.6) + 70(1.6)(2.0) = 762 klb
Pueq = 175 + 120(1.6) + 45(1.6)(2.0) = 511 klb
Ensaye una W12 * 72 (£cPn = 806 klb 7 762 klb)
de la Tabla 4.1
Ensaye una W12 * 72 (Pn/Æc = 536 klb 7 511 klb)
de la Tabla 4.1
De la Tabla 6.1 para KL = 12 pies y Lb = 12 pies
De la Tabla 6.1 para KL = 12 pies y Lb = 12 pies
-3
-3
p = 1.24 * 10 , bx = 2.23 * 10 , by = 4.82 * 10
-3
p = 1.87 * 10-3, bx = 3.36 * 10-3, by = 7.24 * 10-3
Pr /£cPn = 250/806 = 0.310 7 0.2
Use la ecuación modificada H1-1a.
Pr /Pn /Æc = 175/536 = 0.326 7 0.2
Use la ecuación modificada H1-1a.
1.24 * 10-3 (250) + 2.23 * 10-3 (180) + 4.82 * 10-3
(70) = 1.049 7 1.0 no es aceptable
1.87 * 10-3 (175) + 3.36 * 10-3 (120) + 7.24 * 10-3
(45) = 1.056 7 1.0 no es aceptable
(Continúa)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.9
Diseño de vigas—columnas; arriostradas y sin arriostrar 383
LRFD
ASD
Ensaye una W12 * 79 (£cPn = 887 klb 7 762 klb)
de la Tabla 4.1
Ensaye una W12 * 79 (Pn/Æc = 590 klb 7 519 klb)
de la Tabla 4.1
De la Tabla 6.1 para KL = 12 pies y Lb = 12 pies
De la Tabla 6.1 para KL = 12 pies y Lb = 12 pies
-3
p = 1.13 * 10 , bx = 2.02 * 10 , by = 4.37 * 10
p = 1.69 * 10-3, bx = 3.04 * 10-3, by = 6.56 * 10-3
1.13 * 10-3 (250) + 2.02 * 10-3 (180) + 4.37
* 10-3 (70) = 0.952 6 1.0 OK
1.69 * 10-3 (175) + 3.04 * 10-3 (125) + 6.56 * 10-3
(45) = 0.971 6 1.0 OK
Revise B1x = B1y = 1.0
Revise B1x = B1y = 1.0
Pe1x =
p2 EI*
2
(K1L)
-3
-3
p (29 000)(662)
2
=
(1.0 * 12 * 12)
2
= 9 138 klb
Cmx
0.85
=
= 0.87 6 1;
aPr
1.0(250)
1 1 Pe1x
9 138
B1x = 1.0, OK
B1x =
Pe1y =
p2 EI*
2
(K1L)
=
Cmy
B1y =
1 B1y = 1.0,
aPr
Pe1y
p2(29 000)(216)
(1.0 * 12 * 12)
2
=
1 -
Pe1x =
B1x =
p2 EI*
2
(K1L)
0.85
= 0.93 6 1;
1.0(250)
Pe1y =
B1y =
2 981
= 9 138 klb
OK
p2 EI*
2
(K1L)
Cmy
aPr
1 Pe1y
B1y = 1.0,
OK
(1.0 * 12 * 12)2
Cmx
0.85
=
= 0.88 6 1;
aPr
1.6(175)
1 1 Pe1x
9 138
B1x = 1.0,
= 2 981 klb
p2(29 000)(662)
=
=
p2(29 000)(216)
(1.0 * 12 * 12)2
=
1 -
= 2 981 klb
0.85
= 0.94 6 1;
1.6(175)
2 981
OK
Con B1x = B1y = 1.0, la sección es suficiente basándose
en la revisión anterior usando la Ecuación modificada
H1-1a.
Con B1x = B1y = 1.0, la sección es suficiente basándose
en la revisión anterior usando la Ecuación modificada
H1-1a.
Se hace una revisión adicional usando la Ecuación
H1-1a.
Se hace una revisión adicional usando la Ecuación
H1-1a:
Para W12 * 79, £Mpx = 446 klb-pie, Lp = 10.8 pies,
Lr = 39.9 pies
Para W12 * 79, Mpx/Æb = 297 klb-pie, Lp = 10.8 pies,
Lr = 39.9 pies
BF = 5.67, Lb = 12 pies, Zona 2, Cb = 1.0, £ Mpy =
204 klb-pie
BF = 3.78, Lb = 12 pies, Zona 2, Cb = 1.0, Mpy/Æb =
135 klb-pie
£Mnx = Cb [£Mpx - BF(Lb - Lp)] £Mpx
Mnx /Æb = Cb [Mpx /Æb - BF(Lb - Lp)] … Mpx /Æb
£Mnx = 1.0[446 - 5.67(12 - 10.8)] = 439.2 klb-pie
Mnx /Æb = 1.0[297 - 3.78(12 - 10.8)] = 292.4 klb-pie
£Mny = £ Mpy = 204 klb-pie
Mny /Æb = Mpy /Æb = 135 klb-pie
Ecuación H1-1a:
Ecuación H1-1a:
8 180
70
250
+ a
+
b = 0.951 6 1.0
887
9 439.2
204
Use W12 * 79, LRFD.
Alfaomega
OK
8 125
45
175
b = 0.973 6 1.0
+ a
+
590
9 292.4
135
OK
Use W12 * 79, ASD.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
384
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
Ejemplo 11-14
Seleccione una sección W12 de prueba para ambos métodos LRFD y ASD para un marco no
arriostrado y los siguientes datos: Fy = 50 klb/plg2, Lx = Ly = 12 pies, Kx = 1.72, Ky = 1.0, Ppiso
= 2 400 klb (LRFD) = 1 655 klb (ASD), Pe piso = 50 000 klb.
LRFD
Pnt ⫽ 340 klb
Pnt ⫽ 235 klb
Mltx ⫽
120 klb-pie
140 klb-pie
Mntx ⫽
Mltx ⫽
60 klb-pie
140 klb-pie
Mntx ⫽
Mltx ⫽
78 klb-pie
92 klb-pie
Mntx ⫽
Pnt ⫽ 235 klb 39 klb-pie
Plt ⫽ 85 klb
92 klb-pie
Plt ⫽ 85 klb
12 pies
Mntx ⫽
12 pies
Plt ⫽ 120 klb
ASD
Pnt ⫽ 340 klb
Plt ⫽ 120 klb
Mltx ⫽
Solución
LRFD
Suponga B1x = 1.0
B2x =
1 -
1
=
aPpiso
Pe piso
ASD
Suponga B1x = 1.0
1 -
1
= 1.05
1.0(2 400)
B2x =
1 -
50 000
1
=
aPpiso
Pe piso
1 -
1
= 1.056
1.6(1 655)
50 000
Suponga (KL)y = 1.0(12) = 12 pies
Suponga (KL)y = 1.0(12) = 12 pies
‹ Pr = Pu = Pnt + B2(Plt)
‹ Pr = Pa = Pnt + B2(Plt)
Pu = 340 + 1.05(120) = 466 klb
Pa = 235 + 1.056(85) = 325 klb
y, Mrx = Mux = B1x(Mntx) + B2x(Mltx)
y, Mrx = Max = B1x(Mntx) + B2x(Mltx)
Mux = 1.0(120) + 1.05(140) = 267 klb-pie
Max = 1.0(78) + 1.056(92) = 176 klb-pie
Pueq = Pu + Mux m + Muy mu
Paeq = Pa + Max m + May mu
De la parte de “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W12
De la parte de “Aproximación subsiguiente” de la
Tabla 11.3, para W12
m = 1.6
m = 1.6
u = 2.0 (supuesto) no se requiere
u = 2.0 (supuesto) no se requiere
Pueq = 466 + 267(1.6) + 0 = 894 klb
Paeq = 325 + 176(1.6) + 0 = 607 klb
(Continúa)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.9
Diseño de vigas—columnas; arriostradas y sin arriostrar 385
LRFD
ASD
Sección del primer ensayo de la Tabla 4.1:
Sección del primer ensayo de la Tabla 4.1:
Ensaye una W12 * 87 (£cPn = 981 klb 7 894 klb)
Ensaye una W12 * 87 (Pn/Æc = 653 klb 7 607 klb)
Revise £cPn:
Revise Pn/Æc:
(KL)y = 12 pies
(KL)y = 12 pies
(KL)y equivalente =
(KL)x (1.72)(12)
= 11.79 pies
rx =
1.75
ry
(KL)y equivalente =
(KL)x (1.72)(12)
= 11.79 pies
rx =
1.75
ry
(KL)y = 12 pies rige de modo que £cPn = 981 klb
(KL)y = 12 pies rige, de modo que Pn /Æc = 653 klb
De la Tabla 6.1 para KL = 12 pies y Lb = 12 pies
De la Tabla 6.1 para KL = 12 pies y Lb = 12 pies
p = 1.02 * 10-3, bx = 1.82 * 10-3
p = 1.53 * 10-3, bx = 2.74 * 10-3
Pr /£cPn = 466/981 = 0.475 7 0.2 Use la Ecuación
H1-1a modificada
Pr /Pn /Æc = 325/653 = 0.498 7 0.2 Use la Ecuación
H1-1a modificada
1.02 * 10-3 (466) + 1.82 * 10-3 (267) = 0.961 6 0
OK
Revise B1x = 1.0
Pe1x =
p2 EI*
(K1L)2
Revise B1x = 1.0
p (29 000)(740)
2
=
Encuentre Cmx:
(1.0 * 12 * 12)2
= 10 214 klb
Pe1x =
M1
60
=
= + 0.50
M2
120
M1
39
=
= + 0.50
M2
78
Cmx = 0.6 - 0.4(M1/M2) = 0.6 - 0.4(0.50) = 0.40
Cmx
0.40
= 0.42 6 1;
=
aPr
1.0(466)
1 1 Pe1x
10 214
B1x = 1.0,
p2(29 000)(740)
p2 EI*
=
= 10 214 klb
(K1L)2
(1.0 * 12 * 12)2
Encuentre Cmx:
Cmx = 0.6 - 0.4(M1/M2) = 0.6 - 0.4(0.50) = 0.40
B1x =
1.53 * 10-3 (325) + 2.74 * 10-3 (176) = 0.979 6 0 OK
B1x =
Cmx
0.40
= 0.42 6 1;
=
aPr
1.6(325)
1 1 Pe1x
10 214
B1x = 1.0,
OK
OK
Con B1x = 1.0, la sección es suficiente basándose en
la revisión anterior usando la Ecuación modificada
H1-1a.
Con B1x = 1.0, la sección es suficiente basándose
en la revisión anterior usando la Ecuación H1-1a
modificada.
Se hace una revisión adicional usando la Ecuación
H1-1a:
Se hace una revisión adicional usando la Ecuación
H1-1a.
Para W12 * 87, £Mpx = 495 klb-pie, Lp = 10.8 pies,
Lr = 43.1 pies
Para W12 * 87, Mpx/Æb = 329 klb-pie, Lp = 10.8 pies,
Lr = 43.1 pies
BF = 5.73, Lb = 12 pies, Zona 2, Cb = 1.0
BF = 3.81, Lb = 12 pies, Zona 2, Cb = 1.0
£Mnx = Cb [£Mpx - BF(Lb - Lp) … Mpx
Mnx /Æb = Cb [Mpx /Æb - BF(Lb - Lp)] Mpx /Æb
£Mnx = 1.0[495 - 5.73(12 - 10.8)] = 488.1 klb-pie
Mnx /Æb = 1.0[329 - 3.81(12 - 10.8)] = 324.4 klb-pie
Ecuación H1-1a:
Ecuación H1-1a:
8 267
466
+ a
+ 0b = 0.961 6 1.0
981
9 488.1
Use W12 * 87, LRFD.
Alfaomega
OK
325
8 176
+ a
+ 0b = 0.980 6 1.0
653
9 324.4
OK
Use W12 * 87, ASD.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
386
Capítulo 11
11.10
Flexión y fuerza axial
PROBLEMAS PARA RESOLVER
Todos los problemas deben resolverse con ambos métodos LRFD y ASD, a menos que se indique
otra cosa.
Flexión y tensión axial
11-1 al 11-6. Problemas de análisis
11-1. Un miembro a tensión con una sección W10 * 54 sin agujeros y Fy = 50 klb/plg2
(Fu = 65 klb/plg2) está sometido a cargas de servicio PD = 90 klb y PL = 120 klb y
a momentos de servicio MDx = 32 klb-pie y MLx = 50 klb-pie. ¿Es satisfactorio el
miembro si Lb = 12 pies y si Cb = 1.0? (Resp. OK 0.863 LRFD, OK 0.903 ASD.)
11-2. Un miembro a tensión con una sección W8 * 35 sin agujeros, consistente en
Fy = 50 klb/plg2 (Fu = 65 klb/plg2) está sometido a cargas de servicio PD = 50 klb
y PL = 30 klb y a momentos de servicio MDx = 35 klb-pie y MLx = 25 klb-pie. ¿Es
satisfactorio el miembro si Lb = 12 pies y si Cb = 1.0?
11-3. Repita el Prob. 11-2 si el miembro tiene 2 tornillos de ¾ plg de diámetro en
cada patín y U = 0.85. (Resp. OK 0.920 LRFD, no es aceptable 1.015 ASD.)
11-4. Un miembro a tensión con una sección W10 * 39 sin agujeros y Fy = 50 klb/
plg2 (Fu = 65 klb/plg2) está sometido a cargas de servicio PD = 56 klb y PL = 73
klb que están colocadas con una excentricidad de 7 plg con respecto al eje x. El
miembro tiene una longitud de 16 pies y está soportado lateralmente solamente en sus apoyos. ¿Es satisfactorio el miembro si Cb = 1.0?
11-5. Un miembro a tensión con una sección W12 * 30 sin agujeros está sujeto a una
carga axial, P, que consta de 40 por ciento de carga muerta y 60 por ciento de
carga viva y una carga eólica uniforme de servicio de 2.40 klb/pie. El miembro
tiene una longitud de 14 pies, está soportado lateralmente en sus extremos y la
flexión es con respecto al eje x. Suponga Cb = 1.0, Fy = 50 klb/plg2 y Fu = 65 klb/
plg2. ¿Cuál es el valor máximo de P para que este miembro sea satisfactorio?
(Resp. P = 66.9 klb, LRFD; P = 76.5 klb, ASD.)
11-6. Un miembro a tensión con una sección W10 * 45 sin agujeros y Fy = 50 klb/plg2
(Fu = 65 klb/plg2) está sometido a cargas de servicio PD = 60 klb y PL = 40 klb
y a momentos de servicio MDx = 40 klb-pie, MLx = 20 klb-pie, MDy = 15 klb-pie
y MLy = 10 klb-pie. ¿Es satisfactorio el miembro si Lb = 10.5 pies y si Cb = 1.0?
11-7 al 11-9. Problemas de diseño
11-7. Seleccione la sección W12 más ligera disponible (Fy = 50 klb/plg2, Fu = 65 klb/
plg2) para soportar cargas de servicio PD = 50 klb y PL = 90 klb y momentos
de servicio MDx = 20 klb-pie y MLx = 35 klb-pie. El miembro tiene 14 pies de
longitud y está arriostrado lateralmente sólo en sus extremos. Suponga Cb =
1.0. (Resp. W12 * 35, LRFD y ASD.)
11-8. Seleccione la sección W8 más ligera disponible (Fy = 50 klb/plg2, Fu = 65 klb/
plg2) para soportar cargas de servicio PD = 55 klb y PL = 30 klb que están
colocadas con una excentricidad de 2.5 plg con respecto al eje y. El miembro
tiene 12 pies de longitud y está arriostrado lateralmente sólo en sus extremos.
Suponga Cb = 1.0.
11-9. Seleccione la sección W10 más ligera disponible de acero A992 (Fu = 65 klb/
plg2) para soportar cargas de servicio PD = 30 klb y PL = 40 klb y momentos de
servicio MDx = 40 klb-pie, MLx = 55 klb-pie, MDy = 8 klb-pie y MLy = 14 klb-pie.
El miembro tiene 12 pies de longitud y está arriostrado lateralmente sólo en
sus extremos. Suponga Cb = 1.0. (Resp. W10 * 54, LRFD y ASD.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.10 Problemas por resolver
387
Flexión y compresión axial
Todos los problemas (11-10 al 11-22) tienen cargas y momentos que se obtuvieron de análisis de primer
orden, y deberá usarse el método aproximado de análisis (Apéndice 8 - Especificación del AISC) para
considerar los efectos de segundo orden.
11-10 y 11-11. Problemas de análisis en marcos arriostrados, usando cargas y momentos obtenidos mediante el uso de los requisitos del método de análisis directo.
11-10. Una viga-columna con sección W12 * 65 de 14 pies de longitud es parte de un marco
arriostrado y soporta cargas de servicio de PD = 180 klb y PL = 110 klb. Estas cargas se
aplican al miembro en su extremo superior con una excentricidad de 3 plg causando
flexión respecto al eje mayor de la sección. Revise si el miembro es adecuado si consiste
de acero A992. Suponga Cb = 1.0 y Cmx = 1.0.
11-11. Un miembro de viga-columna con sección W10 * 60 está en un marco arriostrado y
debe soportar cargas de servicio de PD = 60 klb y PL = 120 klb y momentos de servicio
MDx = 30 klb-pie y MLx = 60 klb-pie. Estos momentos ocurren en un extremo mientras
que el extremo opuesto está articulado. El miembro tiene 15 pies de longitud, y Cb =
1.0. ¿Es satisfactorio el miembro si consiste en acero de 50 klb/plg2? (Resp. OK 0.931
LRFD, OK 0.954 ASD.)
11-12 y 11-13. Problemas de análisis en marcos arriostrados, usando cargas y momentos obtenidos mediante el uso de los requisitos del método de la longitud efectiva.
11-12. Un miembro de viga-columna con sección W12 * 58 en un marco arriostrado debe soportar las cargas de servicio en la Figura P11-12. El miembro es de acero A992, puede
suponerse que Cb es igual a 1.0, y la flexión es con respecto el eje fuerte. El miembro
está arriostrado lateralmente sólo en sus extremos y Lx = Ly = 16 pies. ¿Es adecuado
el miembro?
PD ⫽ 100 klb
16 pies
8 pies
PL ⫽ 150 klb
8 pies
PL ⫽ 10 klb
PD ⫽ 100 klb
PL ⫽ 150 klb
Figura P11-12
11-13. Un perfil W12 * 96 de acero de 50 klb/plg2 se usa para una viga-columna de 12 pies de
longitud en un marco arriostrado. El miembro debe soportar cargas de servicio de PD
= 85 klb y PL = 125 klb y momentos de servicio MDx = 70 klb-pie, MLx = 120 klb-pie,
MDy = 20 klb-pie y MLy = 35 klb-pie. Los momentos se aplican en ambos extremos de la
columna y causan curvatura simple con respecto a ambos ejes. La columna tiene Kx =
Ky = 1.0 y Cb = 1.0. ¿Es satisfactorio el miembro? (Resp. No es aceptable 1.048 LRFD,
no es aceptable 1.092 ASD.)
11-14. Problema de análisis en un marco no arriostrado, usando cargas y momentos obtenidos
mediante el uso de los requisitos del método de análisis directo.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
388
Capítulo 11
Flexión y fuerza axial
Un perfil W12 * 72 se usa para una viga-columna de 16 pies de longitud en un marco no
arriostrado con respecto al eje x-x pero que está arriostrado con respecto al eje y-y. Basándose en un análisis de primer orden, el miembro soporta las siguientes cargas factorizadas: carga Pnt de 194 klb y carga Plt de 152 klb. El miembro también soporta momentos
factorizados: momento Mntx de 110 klb-pie y momento Mltx de 76 klb-pie. Los momentos
dados están en la parte superior del miembro. El extremo inferior tiene momentos que
son la mitad de estos valores y flexionan al miembro en curvatura doble. No hay cargas
transversales entre los extremos. Ppiso = 3 000 klb, y Pe piso x = 75 000 klb. Usando el procedimiento LRFD, ¿es satisfactorio el miembro si Fy = 50 klb/plg2 y Cb = 1.0?
11-15. Problema de análisis en un marco no arriostrado, usando cargas y momentos obtenidos
mediante el uso de los requisitos del método de la longitud efectiva.
Un perfil W8 * 48 que consiste en acero de 50 klb/plg2 se usa para una viga-columna
de 14 pies de longitud en un marco de edificio para un nivel. No está arriostrado en
el plano del marco (eje x-x) pero está arriostrado fuera del plano del marco (eje y-y)
de modo que Ky = 1.0. Se ha determinado que Kx es igual a 1.67. Se ha terminado un
análisis de primer orden y sus resultados arrojaron una carga Pnt de 52 klb y una carga Plt de 16 klb. Se encontró que el momento factorizado Mntx es de 96 klb-pie y un
momento factorizado Mltx de 50klb-pie. El miembro está articulado en la base, y está
arriostrado lateralmente solamente en la parte superior y en la inferior. No hay cargas
transversales entre los extremos y Cb = 1.0. Ppiso =104 klb y la relación Pmf /Ppiso = 1.0.
H, el cortante de piso, es igual a 4.4 klb, y el índice de deriva (¢H/L) es 0.0025. Usando
el procedimiento LRFD, ¿es adecuado el miembro? (Resp. OK 0.985 LRFD.)
11-16 y 11-17. Problemas de diseño en marcos arriostrados, usando cargas y momentos obtenidos
usando el método de análisis directo.
11-16. Seleccione la sección W14 más ligera de 15 pies de longitud para una viga-columna
que no esté sujeta a ladeo. Las cargas de servicio son PD = 105 klb y PL = 120 klb. Los
momentos de servicio son MDx = 85 klb-pie y MLx = 95 klb-pie. El miembro consiste en
acero de Fy = 50 klb/plg2. Suponga Cb = 12.0 y Cmx = 0.85.
11-17. Se impide el ladeo para la viga-columna mostrada en la Figura P11-17. Si los momentos
de primer orden mostrados son con respecto al eje x, seleccione la sección W18 más ligera
si consiste de acero de Fy = 50 klb/plg2. Suponga Cb = 1.0. (Resp. W8 * 35 LRFD y ASD.)
PD ⫽ 60 klb
PL ⫽ 70 klb
MDx ⫽ 12 klb-pie
12 pies
MLx ⫽ 15 klb-pie
W8
MDx ⫽ 12 klb-pie
MLx ⫽ 15 klb-pie
PD ⫽ 60 klb
PL ⫽ 70 klb
Figura P11-17
11-18 y 11-19. Problemas de diseño en marcos arriostrados, usando cargas y momentos obtenidos
usando el método de la longitud efectiva.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
11.10 Problemas por resolver
389
11-18. Seleccione el miembro de viga-columna más ligero de sección W10 en un marco arriostrado que soporta cargas de servicio de PD = 50 klb y PL = 75 klb. El miembro también
soporta los momentos de servicio MDx = 27.5 klb-pie, MLx = 40 klb-pie, MDy = 10 klb-pie
y MLy = 15 klb-pie. El miembro tiene 15 pies de longitud y los momentos ocurren en
un extremo mientras que el otro extremo está articulado. No hay cargas transversales
sobre el miembro y suponga Cb = 1.0. Use acero de 50 klb/plg2.
11-19. Seleccione la viga-columna más ligera W12 de acero con Fy = 50 klb/plg2 y 15 pies de
longitud para las cargas y los momentos de primer orden mostrados en la Figura P11-19.
La columna es parte de un sistema de marco arriostrado. Suponga Cb = 1.0. (Resp. W12
* 96 LRFD, W12 * 106 ASD.)
PD ⫽ 125 klb
MDx ⫽ 140 klb-pie
MDy ⫽ 22 klb-pie
MLx ⫽ 70 klb-pie
MLy ⫽ 16 klb-pie
MDx ⫽ 100 klb-pie
MDy ⫽ 16 klb-pie
MLx ⫽ 50 klb-pie
MLy ⫽ 12 fklb-pie
15 pies
PL ⫽ 85 klb
PD ⫽ 125 klb
PL ⫽ 85 klb
Figura P11-19
11-20. Problema de diseño en un marco no arriostrado, usando cargas y momentos obtenidos
mediante el uso de los requisitos del método de análisis directo.
11-20. Usando el procedimiento LRFD, seleccione la viga-columna más ligera de sección W12
de 10 pies de longitud en un marco sin arriostramiento. Basándose en un análisis de primer orden, el miembro soporta las siguientes cargas factorizadas: carga Pnt de 140 klb
y carga Plt de 105 klb. El miembro también soporta momentos factorizados: momento
Mntx de 60 klb-pie, momento Mltx de 90 klb-pie, momento Mnty de 40 klb-pie y momento
Mlty de 75 klb-pie. Ppiso = 5 000 klb, Pe piso x = 40 000 klb, Pe piso y = 30 000 klb, Cmx = Cmy
= 1.0, Cb = 1.0 y acero con Fy = 50 kb/plg2.
11-21 y 11-22. Problemas de diseño en marcos no arriostrados, usando cargas y momentos obtenidos
usando el método de la longitud efectiva.
11-21. Usando el procedimiento LRFD, seleccione la viga-columna más ligera de sección W10
de 16 pies de longitud en un marco sin arriostramiento. Basándose en un análisis de primer orden, el miembro soporta las siguientes cargas factorizadas: carga Pnt de 148 klb
y carga Plt de 106 klb. El miembro también soporta momentos factorizados: momento
Mntx de 92 klb-pie y momento Mltx de 64 klb-pie. Los momentos son iguales en cada
extremo y el miembro está flexionado en curvatura simple. No hay cargas transversales
entre los extremos. Kx = 1.5, Ky = 1.0, Ppiso = 2 800 klb, Pe piso x = 72 800 klb, Cb = 1.0 y
acero con Fy = 50 kb/plg2. (Resp. W10 * 68 LRFD.)
11-22. Usando el procedimiento LRFD, seleccione la sección W12 más ligera (acero con Fy
= 50 klb/plg2) para una viga-columna de 14 pies de longitud que es parte de un marco
de portal sin arriostramiento. La fuerza axial y el momento dados no factorizados son
debidos al viento. La carga Plt es una carga eólica de 175 klb y el momento Mltx es un
momento eólico de 85 klb-pie. Cmx = 1.0, Kx = 1.875 y Ky = 1.0. Ppiso = 1 212.5 klb y la
relación Pmf /Ppiso = 0.20. H, el cortante de piso, es igual a 15.0 klb, y el índice de deriva
(¢H/L) es igual a 0.0020.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
C A P Í T U L O
1 2
Conexiones atornilladas
12.1
INTRODUCCIÓN
Durante muchos años, el método aceptado para conectar los miembros de una estructura de
acero fue el remachado. Sin embargo, durante las últimas décadas, los tornillos y la soldadura
han sido los métodos usados para hacer las conexiones de acero estructural, y casi nunca se
usan los remaches. Este capítulo y el siguiente se dedican casi totalmente a la exposición de
las conexiones atornilladas, aunque se hacen breves observaciones relativas a los remaches
al final del Capítulo 13.
El montaje de estructuras de acero por medio de tornillos es un proceso que además de
ser muy rápido requiere mano de obra menos especializada que cuando se trabaja con remaches o con soldadura. Estos factores, en Estados Unidos de Norteamérica, en donde la mano
de obra es sumamente cara, dan a las juntas atornilladas una ventaja económica, en comparación con los otros tipos de conexión. Aunque el costo de adquisición de un tornillo de alta resistencia es varias veces mayor que el de un remache, el costo total de la construcción atornillada
es menor que el de la construcción remachada, debido a los menores costos por mano de obra
y equipo y al menor número de tornillos requeridos para resistir las mismas cargas.
La Parte 16.2 del Manual del AISC proporciona una copia de la “Specification for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts” (Especificaciones para juntas estructurales usando tornillos A325 o A490 de la ASTM), con fecha de 30 de junio de 2004, y que fue publicado
por el Research Council on Structural Connections (RCSC) (Consejo de investigación sobre
conexiones estructurales). Ahí, el lector puede encontrar casi todo lo que le gustaría saber acerca de los tornillos de acero. Se incluyen tipos, tamaños, aceros, las preparaciones necesarias
para el atornillado, el uso de roldanas, los procedimientos de apretado, la inspección, etcétera.
12.2
TIPOS DE TORNILLOS
Existen varios tipos de tornillos que pueden usarse para conectar miembros de acero. Éstos
se describen en los siguientes párrafos.
Los pernos sin tornear también se denominan tornillos ordinarios o comunes. La
ASTM designa a estos tornillos como tornillos A307 y se fabrican con aceros al carbono
con características de esfuerzos y deformaciones muy parecidas a las del acero A36. Están
disponibles en diámetros que van de 1/2 a 1 1/2 plg en incrementos de 1/8 plg.
390
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.3
Historia de los tornillos de alta resistencia 391
Los tornillos A307 se fabrican generalmente con cabezas y tuercas cuadradas para
reducir costos, pero las cabezas hexagonales se usan a veces porque tienen una apariencia un
poco más atractiva, son más fáciles de manipular con las llaves mecánicas y requieren menos
espacio para girarlas. Como tienen relativamente grandes tolerancias en el vástago y en las
dimensiones de la cuerda, sus resistencias de diseño son menores que las de los remaches o
de los tornillos de alta resistencia. Se usan principalmente en estructuras ligeras sujetas a cargas estáticas y en miembros secundarios (tales como largueros, correas, riostras, plataformas,
armaduras pequeñas, etcétera).
Los proyectistas a veces son culpables de especificar tornillos de alta resistencia en
conexiones para las que los tornillos ordinarios serían satisfactorios. La resistencia y ventajas
de los tornillos ordinarios se subestimaron en el pasado. El análisis y diseño de las conexiones
con tornillos A307 se efectúan exactamente igual que en las conexiones remachadas, excepto
que los esfuerzos permisibles son ligeramente diferentes.
Los tornillos de alta resistencia se hacen a base de acero al carbono mediano tratado
térmicamente y aceros aleados y tienen resistencias a la tensión de dos o más veces las de
los tornillos ordinarios. Existen dos tipos básicos, los tornillos A325 (hechos con acero al
carbono mediano tratado térmicamente) y los tornillos A490 de mayor resistencia (también
tratados térmicamente, pero hechos con acero aleado). Los tornillos de alta resistencia se
usan para todo tipo de estructuras, desde edificios pequeños hasta rascacielos y puentes monumentales. Estos tornillos se desarrollaron para superar la debilidad de los remaches (principalmente la tensión insuficiente en el vástago una vez enfriados). Las tensiones resultantes
en los remaches no son suficientemente grandes para mantenerlos en posición durante la
aplicación de cargas de impacto o vibratorias. El resultado es que los remaches se aflojan, vibran y a la larga tienen que reemplazarse. Los tornillos de alta resistencia se pueden apretar
hasta alcanzar esfuerzos muy altos de tensión, de manera que las partes conectadas quedan
fuertemente afianzadas entre la tuerca del tornillo y su cabeza, lo que permite que las cargas
se transfieran principalmente por fricción.
Algunas veces se necesitan tornillos de alta resistencia con diámetros y longitudes mayores que los disponibles en tornillos A325 y A490. Si se les requiere con diámetros mayores
que 1½ plg o longitudes mayores que 8 plg, pueden usarse tornillos A449, así como pernos
roscados A354. Para pernos de anclaje se prefieren pernos roscados ASTM F1554.
12.3
HISTORIA DE LOS TORNILLOS DE ALTA RESISTENCIA
Las juntas que se obtienen usando tornillos de alta resistencia son superiores a las remachadas en comportamiento y economía y son el principal método de campo para conectar
miembros de acero estructural. C. Batho y E. H. Bateman sostuvieron por primera vez en
1934 que los tornillos de alta resistencia podrían emplearse satisfactoriamente para el ensamble de estructuras de acero,1 pero fue hasta 1947 que se fundó el Research Council on
Riveted and Bolted Structural Joints of the Engineening Foundation (Consejo para la investigación de juntas estructurales remachadas y atornilladas de la Fundación de Ingeniería).
Este grupo publicó sus primeras especificaciones en 1951 y los tornillos de alta resistencia
fueron aceptados rápidamente por arquitectos e ingenieros de puentes para estructuras sometidas a cargas, tanto estáticas como dinámicas. Estos tornillos no sólo se convirtieron en el
principal tipo de conector de campo, sino que se encontró que poseían muchas aplicaciones
en conexiones de taller. En la construcción del Puente Mackinac en Michigan se usaron más
de un millón de tornillos de alta resistencia.
1
C. Batho y E. H. Bateman, “Investigations on Bolts and Bolted Joints”, H. M. Stationery Office (Londres,
1934). (En el Reino Unido, la H. M. Stationery Office equivale más o menos a la U. S. Printing Office.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
392
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
Tornillo de alta resistencia. (Cortesía de
Bethlehem Steel Corporation.)
Las conexiones que antes se hacían con tornillos y tuercas ordinarios no eran muy satisfactorias cuando estaban sometidas a cargas vibratorias, porque las tuercas con frecuencia
se aflojaban. Durante muchos años este problema se resolvió usando contratuercas, pero los
tornillos modernos de alta resistencia proporcionan una solución más satisfactoria.
12.4
VENTAJAS DE LOS TORNILLOS DE ALTA RESISTENCIA
Entre las muchas ventajas de los tornillos de alta resistencia, que en parte explican su gran
éxito, están las siguientes:
1. Las cuadrillas de hombres necesarias para atornillar, son menores que las que se necesitan para remachar. Dos parejas de atornilladores pueden fácilmente colocar el doble
de tornillos en un día, que el número de remaches colocados por una cuadrilla normal
de cuatro remachadores, resultando un montaje de acero estructural más rápido.
2. En comparación con los remaches, se requiere menor número de tornillos para proporcionar la misma resistencia.
3. Unas buenas juntas atornilladas pueden realizarlas hombres con mucho menor entrenamiento y experiencia que lo necesario para producir conexiones soldadas o remaches de calidad semejante. La instalación apropiada de tornillos de alta resistencia
puede aprenderse en cuestión de horas.
4. No se requieren pernos de montaje que deben retirarse después (dependiendo de las
especificaciones), como en las juntas soldadas.
5. Resulta menos ruidoso en comparación con el remachado.
6. Se requiere equipo más barato para realizar conexiones atornilladas.
7. No hay riesgo de fuego ni peligro por el lanzamiento de los remaches calientes.
8. Las pruebas hechas en juntas remachadas y en juntas atornilladas totalmente tensionadas, bajo condiciones idénticas, muestran definitivamente que las juntas atornilladas
tienen una mayor resistencia a la fatiga. Su resistencia a la fatiga es igual o mayor que
la obtenida con juntas soldadas equivalentes.
9. En caso de que las estructuras se modifiquen o se desarmen posteriormente, los cambios en las conexiones son muy sencillos por la facilidad para quitar los tornillos.
12.5
TORNILLOS APRETADOS SIN HOLGURA, PRETENSIONADOS Y DE FRICCIÓN
Se dice que las juntas atornilladas de alta resistencia son apretadas sin holgura, pretensionadas o bien de fricción. Estos términos se definen en los siguientes párrafos. El tipo de junta
que se use depende del tipo de carga que los sujetadores deban soportar.
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Alfaomega
12.5
Tornillos apretados sin holgura, pretensionados y de fricción 393
Llave de cola que usan los herreros de obra para el montaje del acero estructural y para
apretar tornillos. Un extremo de la llave está dimensionado para recibir los tornillos y
tuercas hexagonales, y el otro extremo está ahusado y se usa para alinear agujeros de
tornillos entre diferentes piezas conectadas. (Cortesía de CMC South Carolina Steel.)
a. Tornillos apretados sin holgura
En la mayoría de las conexiones, los tornillos se aprietan solamente hasta lo que se
llama la condición de apretado sin holgura. Esto se logra cuando todos los paños de una
conexión están en contacto firme entre sí. En general se obtiene con el esfuerzo total
realizado por un operario con una llave de cola, o el apretado que se efectúa después de
unos cuantos impactos de una llave neumática. Obviamente hay algunas diferencias en
los grados de apretado en estas condiciones. Los tornillos apretados sin holgura deben
identificarse claramente tanto en los planos de diseño como en los de montaje.
Los tornillos apretados sin holgura están indicados en todas situaciones en las que no
se requieren tornillos pretensionados o de fricción. En este tipo de conexión, los paños
de acero que se conectan deben agruparse de modo que se asienten sólidamente unos
contra otros, pero no tienen que estar en contacto continuo. Los tornillos instalados no
tienen que inspeccionarse para determinar sus esfuerzos pretensionados reales.
b. Juntas pretensionadas
Los tornillos en una junta pretensionada son llevados a esfuerzos de tensión muy altos
iguales a aproximadamente 70 por ciento de sus esfuerzos mínimos a tensión. Para apretarlos de manera apropiada, es necesario primero llevarlos a una condición de apretado
sin holgura. Entonces, se aprietan aún más mediante uno de los cuatro métodos descritos en la Sección 12.6.
Se requieren juntas pretensionadas para conexiones sujetas a inversiones apreciables de
carga donde se les aplican cargas totales o casi totales de diseño en una dirección, después de lo cual estas cargas se aplican en dirección inversa. Esta condición es típica de
las cargas sísmicas, pero no lo es de las cargas eólicas. También se requieren tornillos
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
394
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
pretensionados para juntas sujetas a cargas de fatiga donde no hay inversión de la dirección de la carga. Además, se usan donde los tornillos están sometidos a esfuerzos de
fatiga por tensión. Los tornillos A490 deberán pretensionarse si se someten a tensión
o si están sujetos a una combinación de cortante y tensión, independientemente de
si hay fatiga o no. Se permiten los tornillos pretensionados si la resistencia al deslizamiento carece de importancia.
c. Juntas de fricción
La instalación de los tornillos de fricción es idéntica a la de las juntas pretensionadas.
La única diferencia entre las dos radica en el tratamiento de las superficies de contacto
o de empalme. Su inspección es la misma, excepto que el inspector necesita revisar la
superficie de contacto o de empalme para las juntas de fricción.
Se requieren juntas de fricción sólo para situaciones que involucren al cortante o a
una combinación de cortante y tensión. No se requieren en situaciones que involucren
solamente tensión. Además, deben usarse en juntas con agujeros holgados y en juntas
con agujeros ranurados donde la carga se aplica aproximadamente en dirección normal (dentro del rango de 80 a 100 grados) en la dirección larga de la ranura.
Cuando se aplican cargas a tornillos apretados sin holgura puede haber un pequeño
deslizamiento, ya que los agujeros tienen un diámetro un poco mayor que los vástagos de
los tornillos. En consecuencia, las partes de la conexión pueden apoyarse contra los tornillos.
Puede verse que ésta no es una situación deseable si se tienen casos de fatiga con las cargas
constantemente cambiando.
Para casos de fatiga y para conexiones sometidas a tensión directa, es deseable usar
conexiones que no se deslicen. A éstas se les llama conexiones de fricción. Para lograr esta
situación, los tornillos deben apretarse hasta que alcancen una condición plenamente tensionada en la que estén sometidos a fuerzas de tensión extremadamente grandes.
Los tornillos completamente tensados son un proceso caro, así como la inspección
necesaria para ver que estén completamente tensionados. Por ello, sólo deben usarse cuando
sea absolutamente necesario, como cuando las cargas de trabajo causan un gran número de
cambios en los esfuerzos que desemboquen en problemas de fatiga. La Sección J del Comentario del AISC da una lista detallada de las conexiones que deben hacerse con tornillos
completamente tensados. Esta lista incluye conexiones para soportes de maquinaria en funcionamiento o para cargas vivas que produzcan impacto o inversión de esfuerzos; empalmes
de columnas en todas las estructuras en tonga de más de 200 pies de altura; conexiones de
todas las vigas y trabes a columnas y otras vigas o trabes de las que dependa el arriostramiento de las columnas en estructuras de más de 125 pies de altura, etcétera.
Los tornillos apretados sin holgura tienen varias ventajas sobre los completamente tensados. Un obrero puede apretar apropiadamente los tornillos a una condición sin holgura con
una llave de cola ordinaria o con sólo unos cuantos golpes con una llave de impacto. La instalación es rápida y sólo se requiere una inspección visual del trabajo realizado. (Éste no es el
caso en los tornillos completamente tensados.) Además, los tornillos apretados sin holgura se
pueden instalar con llaves eléctricas, eliminando así la necesidad de tener aire comprimido en
la obra. En consecuencia, el uso de tornillos apretados sin holgura ahorra tiempo y dinero y
es más seguro que el procedimiento necesario para instalar tornillos completamente tensados.
Por lo tanto, para la mayoría de los casos deberán usarse tornillos apretados sin holgura.
Las Tablas 12.1 y 12.1M proporcionan las tensiones mínimas de los sujetadores que se
requieren en conexiones resistentes al deslizamiento y en conexiones sujetas a tensión directa. Éstas son, respectivamente, reproducciones de las Tablas J3.1 y J3.1M de la Especificación
del AISC.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.5
TABLA 12.1
Tornillos apretados sin holgura, pretensionados y de fricción 395
Pretensión mínima en el tornillo, klb*
Tamaño del tornillo, plg
Grupo A – tornillos A325
Grupo B – tornillos A490
2
12
15
8
19
24
4
28
35
1
11 8
39
51
56
49
64
80
11 4
71
102
13 8
85
121
11 2
103
148
1
5
3
7
8
*Igual a 0.70 veces la resistencia mínima a la tensión de los tornillos, redondeada al kip (klb) más cercano,
como se estipula en las Especificaciones ASTM para tornillos A325 y A490M con cuerdas UNC.
TABLA 12.1M
Pretensión mínima en el tornillo, kN*
Tamaño del tornillo, mm
Grupo A – tornillos A325M
Grupo B – tornillos A490M
M16
M20
M22
M24
M27
M30
M36
91
142
176
205
267
326
475
114
179
221
257
334
408
595
*Igual a 0.70 veces la resistencia mínima a la tensión de los tornillos, redondeada al kN más cercano,
como se estipula en las Especificaciones ASTM para tornillos A325M y A490M con cuerdas UNC.
Fuente: American Institute of Steel Construction, Manual of Steel Construction (Chicago: AISC,
2011), Tabla J3.1 y J3.1M, pp. 16.1-119. “Derechos reservados © American Institute of Steel
Construction. Reimpreso con autorización. Todos los derechos reservados.”
Las disposiciones de control de calidad que se especifican para la fabricación de los
tornillos A325 y A490 son más estrictas que aquellas para los tornillos A449. Por lo tanto,
independientemente del método para apretar, los tornillos A449 no pueden usarse en conexiones tipo fricción.
Aunque muchos ingenieros pensaban que debería existir cierto deslizamiento en comparación con los remaches (ya que los remaches calientes llenan en forma más completa los
agujeros), los resultados de pruebas han demostrado que hay menos deslizamiento en juntas
con tornillos de alta resistencia completamente tensados que en las juntas remachadas bajo
circunstancias similares.
Es interesante observar que las tuercas usadas con los tornillos de alta resistencia,
completamente tensados, no necesitan precaución especial para asegurarlas. Una vez que
estos tornillos se instalan y que la tuerca se ha apretado lo suficiente para producir la tensión
requerida, casi no existe la tendencia de las tuercas a aflojarse. Sin embargo, existen unos
cuantos casos en los que se aflojan bajo fuertes cargas vibratorias. ¿Qué hacer en tales casos?
Algunos montadores de acero reemplazan esos tornillos por otros más largos junto con dos
tuercas totalmente apretadas. Otros montadores sueldan las tuercas a los tornillos. Aparentemente los resultados han sido satisfactorios.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
396
12.6
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
MÉTODOS PARA TENSAR COMPLETAMENTE LOS TORNILLOS
DE ALTA RESISTENCIA
Ya hemos comentado acerca de cuánto ajustar los tornillos que son apretados sin holgura.
Existen varios métodos para apretar los tornillos completamente tensados. Tales procedimientos, incluido el método del giro de la tuerca, el de la llave calibrada y el uso de tornillos
de diseño alternativo, así como los indicadores directos de tensión, los permite sin preferencia la Especificación. Para tornillos A325 y A490, la tensión previa mínima es igual al 70 por
ciento de su resistencia a la tensión mínima especificada.
12.6.1 Método del giro de la tuerca
Los tornillos se aprietan sin holgura y luego, con una llave de impacto, se le da un giro de un
tercio a una vuelta completa, dependiendo de su longitud y de la inclinación de las superficies entre sus cabezas y tuercas. En la Tabla 8-2, página 16.2-48 del Manual, se presenta la
magnitud del giro que debe aplicarse. (La magnitud del giro puede controlarse fácilmente
marcando la posición apretada sin holgura con pintura o crayón.)
12.6.2 Método de la llave calibrada
En este método los tornillos se aprietan con una llave de impacto ajustada para detenerse
cuando se alcanza el par teóricamente necesario para lograr la tensión deseada de acuerdo
con el diámetro y la clasificación de la ASTM del tornillo. También es necesario que las llaves
se calibren diariamente y que se usen rondanas templadas. Deben protegerse los tornillos del
polvo y de la humedad en la obra. El lector debe consultar la “Specification for Structural
Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts” (Especificación para juntas estructurales usando
tornillos A325 o A490) en la Parte 16.2 del Manual donde se dan requisitos adicionales sobre
el apriete de los tornillos.
12.6.3 Indicador directo de tensión
El indicador directo de tensión (que originalmente era un dispositivo británico) consiste en
una rondana templada con protuberancias en una de sus caras en forma de pequeños arcos.
Los arcos se aplanan conforme se aprieta el tornillo. La magnitud de la abertura en cualquier
momento, es una medida de la tensión en el tornillo.
12.6.4 Sujetadores de diseño alternativo
Además de los métodos anteriores, existen algunos sujetadores de diseño alternativo que
pueden tensarse satisfactoriamente. Los tornillos con extremos ranurados que se extienden
más allá de la porción roscada de los mismos, llamados pernos indicadores de carga, son un
ejemplo. Se usan boquillas especiales en las llaves para apretar las tuercas hasta que se degollan los extremos ranurados. Este método de apretar tornillos es bastante satisfactorio y
conducirá a menores costos de mano de obra.
Para ninguno de los métodos de apretar mencionados antes se especifica una tensión
máxima para el tornillo. Esto significa que el tornillo puede apretarse a la carga más alta que
no lo rompa y que aun así trabaje con eficiencia. Si el tornillo se rompe, se coloca otro sin
mayores consecuencias. Debe notarse que las tuercas son más fuertes que el tornillo y que
éste se romperá antes de que la tuerca se fracture. (La especificación sobre tornillos que se
menciona requiere que un dispositivo para medir tensiones esté disponible en la obra para
garantizar que se alcancen las tensiones especificadas.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.6
métodos para tensar completamente los tornillos de alta resistencia
397
Llave de impacto usada para apretar tornillos a una condición sin holgura o bien
a una de tensionado completo. Puede ser eléctrica como la mostrada o bien neumática.
(Cortesía de CMC South Carolina Steel.)
Apriete de la tuerca de un tornillo de alta resistencia con una llave
neumática de impacto. (Cortesía de la Bethlehem Steel Corporation.)
En situaciones de fatiga, donde los miembros están sujetos a fluctuaciones constantes
de las cargas, es muy conveniente la conexión tipo fricción. Sin embargo, si la fuerza que debe
soportarse es menor que la resistencia a la fricción, por lo que ninguna fuerza queda aplicada
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398
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
“Perno indicador de carga” o “perno de control de la tensión”. Note
las estrías en el extremo del vástago del tornillo. (Cortesía de CMC
South Carolina Steel.)
a los tornillos, ¿cómo sería posible entonces tener una falla por fatiga en los tornillos? Pueden diseñarse conexiones tipo fricción para evitar el deslizamiento, ya sea para el estado
límite de la carga de servicio o para el estado límite de la carga de resistencia.
Otros casos en que es muy conveniente utilizar las conexiones tipo fricción son: juntas
en las que los tornillos se usan con agujeros holgados, juntas en las que los tornillos se usan
con agujeros acanalados con las cargas aplicadas parcial o totalmente paralelas a la dirección
del acanalamiento, juntas sujetas a considerables inversiones de la fuerza y juntas en las que
los tornillos, junto con soldaduras resisten el cortante sobre una superficie común de ajuste.
(La superficie de ajuste es el área de contacto o de cortante entre los miembros.)
12.7
CONEXIONES TIPO FRICCIÓN Y TIPO APLASTAMIENTO
Cuando los tornillos de alta resistencia se tensan por completo, las partes conectadas quedan
abrazadas fuertemente entre sí. El resultado es una considerable resistencia al deslizamiento
en la superficie de contacto. Esta resistencia es igual a la fuerza al apretar multiplicada por
el coeficiente de fricción.
Si la fuerza cortante es menor que la resistencia permisible por fricción, la conexión se
denomina tipo fricción. Si la carga excede a la resistencia por fricción, habrá un deslizamiento
entre los miembros con un posible degollamiento de los tornillos; y al mismo tiempo las partes
conectadas empujarán sobre los tornillos, como se muestra en la Figura 12.1, en la pagina 402.
Las superficies de las juntas, incluidas las adyacentes a las rondanas, deben estar libres
de escamas, polvo, rebabas y otros defectos que puedan impedir un contacto pleno entre
las partes. Es necesario que las superficies de las partes conectadas tengan pendientes no
mayores de 1 en 20 con respecto a las cabezas y tuercas de los tornillos, a menos que se usen
rondanas biseladas. En juntas tipo fricción, las superficies de contacto también deben estar
libres de aceite, pintura y lacas. (En realidad, puede usarse pintura si se demuestra por medio
de pruebas que es satisfactoria.)
Si las superficies de contacto están galvanizadas, el factor de deslizamiento se reducirá
a casi la mitad del valor correspondiente a las superficies limpias de costras de laminación.
Sin embargo, el factor de deslizamiento puede mejorarse bastante si las superficies se sujetan
a un cepillado manual con cepillo de alambre o a un sopleteado con arena. No obstante, estos
tratamientos no incrementan la resistencia al deslizamiento frente a cargas permanentes
donde aparentemente se manifiesta un comportamiento de escurrimiento plástico.2
2
J.W. Fisher y J. H. A. Struik, Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints (Nueva York: John
Wiley & Sons, 1974) pp. 205-206.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.8
Juntas mixtas 399
Las Especificaciones AASHTO permiten la galvanización por inmersión en caliente si
las superficies recubiertas se rayan con cepillos de alambre o se someten a un sopleteado con
arena después de la galvanización y antes del montaje.
La Especificación ASTM permite la galvanización de los tornillos A325, pero no la
de los A490. Existe el peligro de que este acero de alta resistencia se vuelva frágil durante
la galvanización por la posibilidad de que penetre hidrógeno en el acero en la operación de
limpieza con baño químico durante el proceso de galvanizado.
Si se logran condiciones especiales en la superficie de contacto (superficies sopleteadas o superficies sopleteadas y después recubiertas con capas especiales resistentes al deslizamiento) para aumentar la resistencia al deslizamiento, el proyectista puede incrementar
los valores usados aquí hasta alcanzar los dados por el Research Council on Structural Joints
(Consejo de investigación de juntas estructurales) en la Parte 16.2 del Manual del AISC.
12.8
JUNTAS MIXTAS
En ocasiones los tornillos se pueden usar en combinación con soldaduras y otras veces en
combinación con remaches (como cuando se añaden a viejas conexiones remachadas para
permitirles recibir cargas mayores). La Especificación AISC contiene algunas reglas específicas para tales situaciones.
12.8.1 Tornillos en combinación con soldaduras
Para construcciones nuevas no se usan tornillos ordinarios A307 ni los de alta resistencia en
conexiones tipo aplastamiento o apretadas sin holgura para compartir la carga con soldaduras. (Antes de que la resistencia última de la conexión se alcance, los pernos se deslizarán y
la soldadura tendrá que tomar una proporción mayor de la carga; la proporción exacta es
difícil de determinar.) En tales circunstancias la soldadura tendrá que diseñarse para resistir
la carga total.
Si los tornillos de alta resistencia se diseñan para juntas tipo fricción, se puede permitir
que compartan la carga con la soldadura. Para tales situaciones, el Comentario J1.8 del AISC
establece que es necesario apretar totalmente los tornillos antes de hacer las soldaduras. Si
se hacen primero las soldaduras, el calor de éstas puede distorsionar la conexión de modo
que no se obtenga la resistencia al deslizamiento crítico deseada en los tornillos. Si los tornillos se colocan y aprietan totalmente antes de que se hagan las soldaduras, el calor de la soldadura no cambiará las propiedades mecánicas de los tornillos. Para tal situación, las cargas
se pueden compartir si los tornillos se instalan en agujeros de tamaño estándar o en agujeros
de ranura pequeña con las ranuras perpendiculares a la dirección de la carga. Sin embargo,
la contribución de los tornillos se limita al 50 por ciento de su resistencia disponible en una
conexión del tipo de aplastamiento.3
Si estamos haciendo modificaciones en una estructura existente que está conectada
con tornillos de aplastamiento o apretados sin holgura o bien con remaches, podemos suponer que cualquier deslizamiento que vaya a ocurrir, ya ha tenido lugar. Entonces, si estamos
usando soldaduras en la modificación, diseñaremos esas soldaduras despreciando las fuerzas
que se producen por la carga muerta existente.
3
Kulak y G. Y. Grondin, “Strength of Joints That Combine Bolts and Welds”, Engineering Journal (Chicago: AISC, vol. 38 núm. 2, segundo trimestre, 2001), pp. 89-98.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
400
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
12.8.2 Tornillos de alta resistencia en combinación con remaches
Se permite que los tornillos de alta resistencia compartan la carga con remaches en construcciones nuevas o en modificaciones de conexiones ya existentes que se hayan diseñado
como tipo fricción. (La ductilidad de los remaches permite que ambos tipos de sujetadores
trabajen en conjunto.)
12.9
TAMAÑOS DE LOS AGUJEROS PARA TORNILLOS
Además de los agujeros de tamaño estándar (STD) para tornillos y remaches que son 1/16
plg de mayor diámetro que los correspondientes tornillos y remaches, hay tres tipos de agujeros agrandados: holgados, de ranura corta y de ranura larga. Los agujeros holgados en
ocasiones son muy útiles para acelerar el proceso de montaje. Además, permiten ajustes en
la plomería de la estructura durante su montaje. El uso de agujeros no estándar requiere la
aprobación del ingeniero estructurista y está sometido a los requisitos de la Sección J3 de la
Especificación del AISC. La Tabla 12.2 proporciona las dimensiones nominales en pulgadas
de los diversos tipos de agujeros agrandados permitidos por el AISC, mientras que la Tabla
12.2M proporciona la misma información en milímetros. (Estas tablas son, respectivamente,
las Tablas J3.3 y J3.3M de la Especificación del AISC.)
Los casos en que pueden usarse los diversos tipos de agujeros agrandados se describen
a continuación.
Los agujeros holgados (OVS) pueden usarse en todas las placas de una conexión,
siempre que la carga aplicada no exceda a la resistencia permisible al deslizamiento. No deben utilizarse juntas tipo aplastamiento. Es necesario usar rondanas templadas sobre estos
agujeros holgados en las placas exteriores. El empleo de agujeros holgados permite el uso de
tolerancias de construcción mayores.
Los agujeros de ranura corta (SSL) pueden usarse independientemente de la dirección
de la carga aplicada para conexiones de deslizamiento crítico. Sin embargo, para las conexiones de tipo aplastamiento, las ranuras deben ser perpendiculares a la dirección de la carga.
Si la carga se aplica en una dirección aproximadamente normal (entre 80 y 100 grados) a la
ranura, estos agujeros se pueden usar en algunas o todas las placas de las conexiones por
TABLA 12.2 Dimensiones nominales de agujeros, pulgadas.
Dimensiones de los agujeros
Diámetro
del tornillo
1
5
3
7
2
8
4
8
1
Ú 11 8
Estándar
1diámetro2
9
5
16
11
13
15
Agrandados
1diámetro2
13
16
15
16
11 16
11 4
16
d +
5
15
11
De ranura larga
1ancho * longitud2
9
16
16
*
16
* 1
13
* 11 8
15
13
16
*
16
11
16
11 16
1
9
8
16
d +
De ranura corta
1ancho * longitud2
16
7
11
8
11 16 * 15 16
16
1d +
1
162
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
* 1d +
16
* 11 4
16
* 19 16
16
* 17 8
16
* 23 16
11 16 * 21 2
3
82
1d +
1
162
* 12.5 * d2
Alfaomega
12.10 Transmisión de carga y tipos de juntas
401
TABLA 12.2M Dimensiones nominales de agujeros, mm.
Dimensiones de los agujeros
Diámetro
del tornillo
Estándar
1diámetro2
Agrandados
1diámetro2
De ranura corta
1ancho * longitud2
De ranura larga
1ancho * longitud2
M16
18
20
18 * 22
18 * 40
M20
22
24
22 * 26
22 * 50
M22
24
28
24 * 30
24 * 55
M24
27 [a]
30
27 * 32
27 * 60
M27
30
35
30 * 37
30 * 67
M30
33
38
ÚM36
d + 3
d + 8
33 * 40
1d + 32 * 1d + 102
33 * 75
1d + 32 * 2.5d
[a] La tolerancia provista permite el uso de un tornillo de 1 plg si se desea.
Fuente: American Institute of Steel Construction, Manual of Steel Construction (Chicago: AISC, 2011),
Tabla J3.3 y J3.3M, pp. 16.1-121. “Derechos reservados © American Institute of Steel Construction.
Reimpreso con autorización. Todos los derechos reservados”.
aplastamiento. Es necesario usar rondanas (templadas si se usan tornillos de alta resistencia)
sobre los agujeros de ranura corta en las capas exteriores. El uso de agujeros de ranura corta
permite algunas tolerancias de maquinado y fabricación, pero no es necesario para los procedimientos de deslizamiento crítico.
Los agujeros de ranura larga (LSL) pueden usarse sólo en una de las partes conectadas
y en cualquier superficie de contacto en conexiones tipo fricción o tipo aplastamiento. En las
juntas tipo fricción estos agujeros se pueden usar en cualquier dirección, pero en las juntas
de tipo aplastamiento las cargas deben ser normales (entre 80 y 100 grados) a los ejes de los
agujeros ranurados. Si se usan agujeros de ranura larga en una capa exterior es necesario
cubrirlos con rondanas o con una barra continua con agujeros estándar. En conexiones con
tornillos de alta resistencia, las rondanas o la barra no tienen que ser templadas, pero deben
ser de material estructural y no deben ser menores de 5/16 plg de espesor. Los tornillos de
ranura larga se usan generalmente cuando se hacen conexiones a estructuras existentes donde las posiciones exactas de los miembros que van a conectarse no se conocen.
Las rondanas se usan en general para impedir rayaduras o escoriaciones de los miembros cuando se aprietan los tornillos. Mucha gente piensa que aquéllas también sirven para
repartir la fuerza del tornillo de ajuste más uniformemente a los miembros conectados. Sin
embargo, las pruebas han mostrado que las rondanas de tamaño estándar no afectan mucho
la presión, excepto cuando se usan agujeros holgados o de ranura corta. Las Secciones 2.5
y 2.6 de la Parte 16.2 del Manual (página 16.2-13) proporcionan información detallada en
relación con las rondanas.
12.10
TRANSMISIÓN DE CARGA Y TIPOS DE JUNTAS
Los siguientes párrafos presentan algunos de los tipos elementales de juntas atornilladas sujetas a fuerzas axiales. (Es decir, se supone que las cargas pasan por el centro de gravedad del
grupo de conectores.) Para cada uno de estos tipos de juntas, se hacen algunos comentarios
acerca de los métodos de transferencia de carga. Las conexiones cargadas excéntricamente
se exponen en el Capítulo 13.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
402
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
Para esta exposición inicial se hará referencia a la parte (a) de la Figura 12.1. Se supone que las placas mostradas están conectadas con un grupo de tornillos apretados sin
holgura. En otras palabras, los tornillos no están lo suficientemente apretados como para
oprimir fuertemente las placas. Si se supone que hay poca fricción entre las placas, éstas se
deslizarán un poco debido a las cargas aplicadas. En consecuencia, las cargas en las placas
tenderán a degollar a los conectores en el plano entre las placas y a apoyarse contra los lados
de los pernos como se muestra en la parte (b) de la figura. Estos conectores se encuentran
entonces en condiciones de corte simple y aplastamiento (también llamado aplastamiento no
encerrado). Deben tener suficiente resistencia para soportar estas fuerzas satisfactoriamente,
y los miembros que forman la junta deben ser lo bastante fuertes para prevenir su desgarramiento por los conectores.
Cuando se usaban remaches en vez de los tornillos apretados sin holgura, la situación
era algo diferente porque los remaches colocados en caliente se enfriaban y se contraían y
luego oprimían o atenazaban las partes conectadas con fuerzas considerables que aumentaban
Tornillos sometidos a cortante en un plano
P
P
(a) Junta traslapada (cortante simple)
Aplastamiento sobre el tornillo ⫽ P
Cortante P
Aplastamiento sobre el tornillo ⫽ P
(b) Transferencia de carga en una junta traslapada
P
P
(c) Flexión producida en una junta traslapada
Tornillos sometidos a
cortante en dos planos
P/2
P/2
P
(d) Junta a tope (cortante doble)
Aplastamiento sobre el tornillo ⫽
P
2
Cortante P
2
Aplastamiento sobre el tornillo ⫽ P
Cortante P
2
Aplastamiento sobre el tornillo ⫽
Figura 12.1.
P
2
(e) Transferencia de carga en una junta a tope
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.10 Transmisión de carga y tipos de juntas
403
grandemente la fricción entre las piezas. En consecuencia, una gran porción de las cargas
transmitidas entre los miembros se transfería por fricción. Sin embargo, las fuerzas de apriete producidas en las juntas remachadas no se consideraban en general seguras, por lo que
las especificaciones consideran las conexiones apretadas sin holgura como sin resistencia a
la fricción. La misma hipótesis se hace para los tornillos ordinarios A307 que no se aprietan
con la presión necesaria para generar grandes tensiones confiables.
Los tornillos de alta resistencia completamente tensados forman una clase aparte. Si
se usan los métodos para apretar descritos previamente, se obtiene una tensión muy confiable en los tornillos, que da como resultado fuerzas de atenazamiento grandes y cantidades
confiables de resistencia por fricción al deslizamiento. A menos que las cargas por transmitirse sean mayores que la resistencia por fricción, las fuerzas totales se resisten por fricción
y los tornillos no quedan sometidos ni a corte ni a aplastamiento. Si la carga excede a la
resistencia por fricción, habrá un deslizamiento, quedando los tornillos sometidos a corte y a
aplastamiento.
12.10.1 La junta traslapada
La junta mostrada en la parte (a) de la Figura 12.1 se denomina junta traslapada. Este tipo de
junta tiene el inconveniente de que el centro de gravedad de la fuerza en un miembro no es
colineal con el centro de gravedad de la fuerza en el otro miembro. Se presenta un par que
causa una flexión que no es de desearse en la conexión, como se muestra en la parte (c) de
la figura. Por esta razón, la junta traslapada, que se usa sólo para conexiones menores, debe
diseñarse con dos conectores por lo menos en cada línea paralela a la longitud del miembro
para minimizar la posibilidad de una falla por flexión.
12.10.2 La junta a tope
Una junta a tope se forma cuando se conectan tres miembros, como se muestra en la Figura
12.1(d). Si la resistencia al deslizamiento entre los miembros es despreciable, los miembros
se deslizarán un poco y tenderán a degollar simultáneamente a los tornillos en los dos planos
de contacto entre los miembros. Los miembros se apoyan sobre los tornillos y se dice que
éstos se encuentran sometidos a cortante doble y aplastamiento (también llamado aplastamiento encerrado). La junta a tope tiene dos ventajas principales sobre la junta traslapada;
éstas son:
1. Los miembros se arreglan en forma tal que la fuerza cortante total, P, se reparte en
dos partes, por lo tanto, la fuerza en cada plano es sólo la mitad de la que se tendría
en un solo plano si se usara la junta traslapada. Desde el punto de vista del cortante,
por tanto, la capacidad de carga de un grupo de tornillos en cortante doble es teóricamente el doble que la del mismo número de tornillos en cortante simple.
2. Se tiene una condición de carga más simétrica. (De hecho, la junta a tope proporciona
una condición de simetría si los miembros externos son del mismo espesor y resisten
las mismas fuerzas. El resultado es una reducción o eliminación de la flexión descrita
para la junta traslapada.)
12.10.3 Conexiones de plano doble
En este tipo de conexiones los tornillos están sujetos a cortante simple y aplastamiento, pero
el momento flexionante no se presenta. En la Figura 12.2(a) se muestra un colgante con este
tipo de conexión en las que los tornillos están sujetos a cortante simple.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
404
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
P/2
P/2
Agarre
Perfil W
P
(a)
Figura 12.2
(b)
(a) Conexión de un colgante. (b) Pernos en cortante múltiple.
12.10.4 Varios
En general las conexiones atornilladas constan de juntas a tope o traslapadas o alguna combinación de éstas, pero existen también otros casos. Por ejemplo, se tienen ocasionalmente
juntas en las que se conectan más de tres miembros y los tornillos quedan sometidos a cortante múltiple, como se ve en la Figura 12.2(b). En esta figura puede verse cómo las cargas
tienden a cortar este tornillo en cuatro planos separados (cortante cuádruple). Aunque los
tornillos en esta conexión están sometidos a cortante en más de dos planos, la práctica usual
es considerar no más de un cortante doble para el cálculo de la resistencia. Parece improbable que las fallas de cortante puedan ocurrir simultáneamente en tres o más planos. En
este capítulo y el siguiente se exponen otros tipos de conexiones atornilladas. Entre éstas se
incluyen las conexiones con tornillos a tensión, a tensión y cortante, etcétera.
12.11
FALLAS EN JUNTAS ATORNILLADAS
La Figura 12.3 muestra varias maneras en que pueden ocurrir las fallas en juntas atornilladas.
Para diseñar adecuadamente las juntas atornilladas, es necesario entender claramente estas
posibilidades. Éstas se describen a continuación:
1. En la parte (a) se muestra la posibilidad de falla en una junta traslapada por cortante
del tornillo en el plano entre los miembros (cortante simple).
2. En la parte (b) se muestra la posibilidad de una falla a tensión de una de las placas a
través del agujero de un tornillo.
3. En la parte (c) se da la posible falla del tornillo y/o de las placas por aplastamiento
entre ambos.
4. En la parte (d) se muestra la posibilidad de falla debido al desgarramiento de una
parte del miembro.
5. En la parte (e) a se muestra la posibilidad de una falla por cortante de los tornillos a
lo largo de dos planos (cortante doble).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.12
Separación y distancias a bordes de tornillos 405
(b)
(a)
(c)
(d)
(e)
Figura 12.3
(a) Falla de un tornillo por cortante simple. (b) Falla de la placa por tensión. (c) Falla de la
placa por aplastamiento. (d) Falla de la placa por cortante detrás del perno. (e) Falla de una
junta a tope por cortante doble.
12.12
SEPARACIÓN Y DISTANCIAS A BORDES DE TORNILLOS
Antes de estudiar lo relativo a la separación mínima entre tornillos y la distancia a sus bordes, es necesario aclarar primero algunos términos. Se dan las siguientes definiciones para un
grupo de tornillos en una conexión y se muestran en la Figura 12.4:
El paso es la distancia centro a centro entre tornillos en una dirección paralela al eje
del miembro.
El gramil es la distancia centro a centro entre hileras de tornillos perpendicular al eje
del miembro.
La distancia al borde es la distancia del centro de un tornillo al borde adyacente de
un miembro.
La distancia entre tornillos es la distancia más corta entre sujetadores sobre la misma
hilera o diferentes hileras de gramiles.
p
g
p
p
g
p
p
g
g
p
p
p
p
p ⫽ paso
g ⫽ gramil
g
Figura 12.4
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
406
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
12.12.1 Separación mínima
Los tornillos deben colocarse a una distancia suficiente entre sí para permitir su instalación
eficiente y prevenir fallas por tensión en los miembros entre sujetadores. La Especificación
(J3.3) del AISC estipula una distancia mínima centro a centro para agujeros de sujetadores
estándar, holgados o de ranura. Para estos agujeros, la distancia mínima centro a centro no
deber ser menor de 2 2/3 diámetros (siendo preferible tres diámetros). Los resultados de
pruebas han demostrado claramente que las resistencias por aplastamiento son directamente proporcionales a la separación centro a centro hasta un máximo de 3d. No se obtiene
resistencia adicional al aplastamiento si se usan separaciones mayores de 3d.
12.12.2 Distancias mínimas al borde
Los tornillos nunca se deben colocar muy cerca de los bordes de un miembro por dos razones principales. Primero, el punzonado de los agujeros muy cercanos a los bordes puede
ocasionar que el acero opuesto al agujero se abombe o se agriete. La segunda razón se aplica
a los extremos de los miembros donde existe el peligro de que el sujetador desgarre al metal.
La práctica común consiste en colocar el sujetador una distancia mínima del borde de la
placa igual a 1.5 o 2.0 veces el diámetro del mismo, de manera que el metal en esa zona tenga
una resistencia al cortante igual por lo menos a la de los sujetadores. Para información más
precisa, es necesario consultar la especificación. La Especificación (J3.4) del AISC estipula
que la distancia entre el centro de una agujero estándar y el borde de la parte conectada
no debe ser menor que los valores aplicables dados en la Tabla 12.3 o 12.3M (Tablas J3.4 y
J3.4M del Manual).
La distancia mínima al borde del centro de un agujero holgado o de un agujero ranurado al borde de una parte conectada debe ser igual a la distancia mínima requerida para un
agujero estándar más un incremento C2, cuyos valores se proporcionan en la Tabla 12.4 o la
Tabla 12.4M. (Estas tablas son, respectivamente, las Tablas J3.5 y J3.5M de la Especificación
TABLA 12.3
Distancia mínima al borde[a] del centro del agujero estándar[b]
al borde de la parte conectada, pulgadas.
Diámetro del tornillo (plg)
1
5
3
Distancia mínima al borde (plg)
3
2
7
8
4
8
4
1
8
11 8
1
11 4
11 8
11 2
7
11 4
15 8
1
Mayores de 1
4
1
1
4
* Diámeter
[a] Si es necesario, se permiten distancias al borde menores, siempre que se
satisfagan las disposiciones apropiadas de las Secciones J3.10 y J4, pero las
distancias al borde menores que un diámetro de tornillo no se permiten sin la
aprobación del ingeniero de campo.
[b] Para los agujeros agrandados o de ranura, véase la Tabla J3.5.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.12
TABLA 12.3M
Separación y distancias a bordes de tornillos 407
Distancia mínima al borde[a] del centro del agujero
estándar[b] al borde de la parte conectada, mm.
Diámetro del tornillo (mm)
Distancia mínima al borde (mm)
22
26
28
30
34
38
46
1.25d
16
20
22
24
27
30
36
Mayores de 36
[a] Si es necesario, se permiten distancias al borde menores, siempre que se
satisfagan las disposiciones apropiadas de las Secciones J3.10 y J4, pero las
distancias al borde menores que un diámetro de tornillo no se permiten sin la
aprobación del ingeniero de campo.
[b] Para los agujeros agrandados o de ranura, véase la Tabla J3.5.
Fuente: American Institute of Steel Construction, Manual of Steel Construction
Load & Resistance Factor Design, 14a. ed. (Chicago: AISC, 2011), Tabla J3.4
y J3.4M, p. 16.1-123. “Derechos reservados © American Institute of Steel
Construction. Reimpreso con autorización. Todos los derechos reservados.”
TABLA 12.4 Valores del incremento C2 para distancias al borde, pulgadas.
Agujeros de ranura
Diámetro
nominal del
sujetador (plg)
…
7
Eje largo perpendicular al borde
Agujeros
agrandados
8
1
1
1
Ú1
1
1
8
De ranura corta
1
16
1
8
3
8
De ranura larga [a]
Eje largo
paralelo
al borde
8
3
8
0
4d
16
[a] Cuando la longitud de la ranura es menor que la máxima permitida (véase la Tabla 12.2 adjunta),
C2 puede reducirse por un medio de la diferencia entre las longitudes máxima y la real de la ranura.
TABLA 12.4M Valores del incremento C2 para distancias al borde, mm.
Agujeros de ranura
Eje largo perpendicular al borde
Diámetro nominal
del sujetador (mm)
… 22
24
Ú 27
Agujeros agrandados De ranura corta De ranura larga [a]
2
3
3
3
3
5
0.75d
Eje largo
paralelo
al borde
0
[a]Cuando la longitud de la ranura es menor que la máxima permitida (véase la Tabla 12.2M adjunta),
C2 puede reducirse por un medio de la diferencia entre las longitudes máxima y la real de la ranura.
Fuente: American Institute of Steel Construction, Manual of Steel Construction, 14a. ed.
(Chicago: AISC, 2011), Tabla J3.5 y J3.5M, p. 16.1-124. “Derechos reservados © American Institute
of Steel Construction. Reimpreso con autorización. Todos los derechos reservados.”
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Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
408
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
del AISC.) Como se verá en las siguientes páginas, la resistencia por aplastamiento calculada de
las conexiones deben reducirse si no se cumplen estos requisitos.
12.12.3 Separación máxima y distancias al borde
Las especificaciones sobre acero estructural proporcionan las distancias máximas a bordes
de conexiones atornilladas. El propósito de tales requisitos es reducir la posibilidad de que
se introduzca humedad entre las partes. Cuando los sujetadores están muy alejados de los
bordes de las partes conectadas, éstos pueden a veces separarse, lo que permitirá la entrada
de la humedad. Cuando sucede esto y se tiene una falla de la pintura, se generará y acumulará la corrosión, ocasionando mayores separaciones entre las partes. La distancia al borde,
máxima permisible, dada por (J3.5) del AISC es de 12 veces el espesor de la parte conectada,
pero no más de 6 plg (150 mm).
Las distancias máximas al borde y separaciones entre tornillos que se usan para acero
intemperizado son menores que para acero regular pintado sometido a corrosión o para
acero regular no pintado no sometido a corrosión. Uno de los requisitos para el uso del acero
intemperizado es que no debe estar en contacto constante con el agua. En consecuencia, la
Especificación del AISC trata de garantizar que las partes de un miembro de acero compuesto intemperizado queden conectadas estrechamente entre sí a intervalos frecuentes para
prevenir la formación de bolsas que puedan captar y retener agua. La Especificación (J3.5)
del AISC estipula que la separación máxima centro a centro de tornillos para miembros
pintados o para miembros no pintados no expuestos a corrosión, es de 24 veces el espesor de
la placa más delgada, pero sin exceder de 12 plg (305 mm). Para miembros no pintados que
consisten en acero intemperizado sometidos a la corrosión atmosférica, la máxima es de 14
veces el espesor de la placa más delgada, pero sin exceder 7 plg (180 mm).
Los agujeros no pueden punzonarse muy cerca de la unión del alma con el patín en
una viga o de la unión de los lados en un ángulo. Éstos pueden taladrarse, pero esta operación, por su alto costo, debe evitarse, a menos que se trate de una situación extraordinaria.
Aun cuando pueden taladrarse los agujeros en esos lugares, puede resultar muy difícil e
incómodo colocar y apretar los tornillos debido al poco espacio disponible.
12.13
CONEXIONES TIPO APLASTAMIENTO: CARGAS QUE PASAN
POR EL CENTRO DE GRAVEDAD DE LAS CONEXIONES
12.13.1 Resistencia al cortante
En las conexiones tipo aplastamiento se supone que las cargas por transmitirse son mayores que la resistencia a la fricción generada al apretar los tornillos, como consecuencia
se presenta un pequeño deslizamiento entre los miembros conectados, quedando los tornillos sometidos a corte y aplastamiento. La resistencia de diseño o LRFD de un tornillo en
cortante simple es igual a f veces la resistencia nominal a cortante en klb/plg2 del tornillo
multiplicada por el área de su sección transversal. La resistencia permisible ASD es igual a
su resistencia nominal al cortante dividida entre Æ y multiplicada por el área de la sección
transversal. Los valores de f dados por la Especificación LRFD son de 0.75 para tornillos de
alta resistencia, mientras que para el ASD el valor de Æ es de 2.00.
Las resistencias nominales a cortante de tornillos y remaches se proporcionan en la
Tabla 12.5 (Tabla J3.2 de la Especificación del AISC). Para los tornillos A325, los valores
son 54 klb/plg2 si las cuerdas no están excluidas de los planos de cortante y 68 klb/plg2 si
las cuerdas están excluidas. (Los valores son 68 klb/plg2 y 84 klb/plg2, respectivamente, para
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Alfaomega
12.13 Conexiones tipo aplastamiento 409
TABLA 12.5
Resistencia nominal de sujetadores y partes roscadas, klb/plg2 (MPa).
Resistencia nominal
a la tensión, Fnt,
klb/plg2 (MPa)[a]
Resistencia nominal al cortante
en conectores tipo
aplastamiento, Fnv,
klb/plg2 (MPa)[b]
Tornillos A307
45 (310)
27 (188)[c][d]
Tornillos del Grupo A (tipo
A325), cuando las roscas no
están excluidas de los planos
de corte
90 (620)
54 (372)
Tornillos del Grupo A (tipo
A325), cuando las roscas están
excluidas de los planos de corte
90 (620)
68 (457)
Tornillos del Grupo B (tipo
A490), cuando las roscas no
están excluidas de los planos
de corte
113 (780)
68 (457)
Tornillos del Grupo B (tipo
A490), cuando las roscas están
excluidas de los planos de corte
113 (780)
84 (579)
Partes roscadas que cumplen
los requisitos de la Sección A3.4
del Manual, cuando las roscas
no están excluidas de los planos
de corte
0.75 Fu
0.450 Fu
Partes roscadas que cumplen los
requisitos de la Sección A3.4 del
Manual, cuando las roscas están
excluidas de los planos de corte
0.75 Fu
0.563 Fu
Descripción de los sujetadores
[a] Para tornillos de alta resistencia sujetos a carga de fatiga a tensión, véase el Apéndice 3.
[b] Para conexiones cargadas en los extremos con una longitud del patrón del sujetador mayor de
38 plg (965 mm), Fnv se reduce a 83.3 por ciento de los valores tabulados. La longitud del patrón del
sujetador es la distancia máxima paralela a la línea de la fuerza entre el eje central de los tornillos
que conectan dos partes con una superficie de contacto.
[c] Para tornillos A307, los valores tabulados se reducen en 1 por ciento por cada 1/16 plg (2 mm)
que exceda de 5 diámetros de la longitud en el agarre.
[d] Roscas permitidas en los planos de corte.
Fuente: American Institute of Steel Construction, Manual of Steel Construction, 14a. ed. (Chicago:
AISC, 2011), Tabla J3.2, p. 16.1-120. “Derechos reservados © American Institute of Steel
Construction. Reimpreso con autorización. Todos los derechos reservados.”
tornillos A490.) Si un tornillo se encuentra sometido a cortante doble, se considera que su
resistencia al cortante es igual al doble de su valor en cortante simple.
El estudiante podría preguntarse qué se hace en la práctica del diseño en lo que respecta a la exclusión o no exclusión de las cuerdas de los planos de cortante. Si se usan tornillos y tamaños de miembros normales, las cuerdas casi siempre quedarán excluidas de los
planos de cortante. Sin embargo, es cierto que algunos proyectistas extremadamente conservadores siempre suponen que las cuerdas no están excluidas en el plano de cortante.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
410
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
Algunas veces el proyectista necesita usar tornillos de alta resistencia con diámetros
mayores que los disponibles con tornillos A325 y A490. Un ejemplo es el uso de tornillos
muy grandes para asegurar bases de máquinas. Para estas situaciones, la Especificación A3.3
del AISC permite el uso de tornillos A449 templados y revenidos. (El templado es el calentamiento del acero a aproximadamente 1 650 °F, seguido de un enfriamiento rápido en agua,
aceite, salmuera o plomo derretido. Este proceso produce aceros muy fuertes y duros, pero
al mismo tiempo, aceros que son más susceptibles a los esfuerzos residuales. Por esta razón,
después de efectuar un templado, el acero se reviene. El revenido es el recalentamiento
del acero a una temperatura de tal vez 1 100° o 1 150 °F, después de lo cual se permite que
el acero se enfríe al aire. Los esfuerzos internos se reducen y el acero se hace más tenaz y
más dúctil.)
12.13.2 Resistencia al aplastamiento
La resistencia al aplastamiento de una conexión atornillada no se determina, como podría
esperarse, a partir de la resistencia de los tornillos mismos; más bien, se basa en la resistencia
de las partes conectadas y del arreglo de los tornillos. Específicamente, su resistencia calculada depende de la separación entre los tornillos y de su distancia a los bordes, de la resistencia
Fu especificada a tensión de las partes conectadas, así como de sus espesores.
En la sección J3.10 de la Especificación del AISC se proporcionan expresiones para las
resistencias nominales al aplastamiento (valores Rn) para los agujeros de tornillos. Para deterRn
minar fRn y , f vale 0.75 y Æ vale 2.00. Las diversas expresiones que se listan ahí incluyen
Æ
diámetros nominales de tornillos (d), espesores de miembros que aplastan a los tornillos (t),
y distancias libres (lc) entre los bordes de agujeros y los bordes de los agujeros contiguos o
bordes del material en la dirección de la fuerza. Finalmente, Fu es la resistencia mínima especificada a la tensión del material conectado.
Para ser consistente en este texto, el autor ha supuesto de manera conservadora que el
diámetro de un agujero para tornillo es igual al diámetro del tornillo, más 1/8 plg. Esta dimensión se usa para calcular el valor de Lc que debe sustituirse en las expresiones para Rn.
Las expresiones que siguen se usan para calcular las resistencias nominales al aplastamiento de tornillos que se usan en conexiones que tienen agujeros estándar, holgados o
de ranura corta, independientemente de la dirección de la carga. También son aplicables a
las conexiones con agujeros de ranura larga si las ranuras son paralelas a la dirección de las
fuerzas de aplastamiento.
a. Si la deformación alrededor de los agujeros de tornillo es una consideración de diseño
(es decir, si queremos que la deformación sea … 0.25 plg), entonces
Rn = 1.2IctFu … 2.4 dt Fu
(Ecuación J3-6a del AISC)
Para los problemas considerados en este libro, normalmente se supone que las deformaciones alrededor de los agujeros de tornillos son importantes. Entonces, a menos
que se indique otra cosa, se usará la Ecuación J3-6a para los cálculos de aplastamiento.
Si la deformación alrededor de los agujeros de tornillo no es una consideración de
diseño (es decir, si las deformaciones 7 0.25 plg son aceptables), entonces
Rn = 1.5IctFu … 3.0 dt Fu
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
(Ecuación J3-6b del AISC)
Alfaomega
12.13 Conexiones tipo aplastamiento 411
b. Para tornillos que se usan en conexiones con agujeros de ranura larga, si las ranuras
son perpendiculares a las fuerzas,
Rn = 1.0IctFu … 2.0 dt Fu
(Ecuación J3-6c del AISC)
Como se describe en la Sección 12.9 de este capítulo, los agujeros holgados no pueden
usarse en las conexiones con aplastamiento, pero pueden usarse agujeros de ranura corta en
las conexiones tipo aplastamiento; si las cargas son perpendiculares a la dirección larga de
los ranuras.
Las pruebas hechas en juntas atornilladas han demostrado que ni los tornillos ni el metal en contacto con éstos fallan realmente por aplastamiento. Sin embargo, estas pruebas han
demostrado que la eficiencia de las partes conectadas en tensión y compresión se ve afectada
por la magnitud de los esfuerzos de aplastamiento. Por lo tanto, las resistencias nominales
por aplastamiento dadas por la Especificación del AISC tienen valores arriba de los cuales
la resistencia de las partes conectadas resulta afectada. En otras palabras, esos esfuerzos de
diseño por aplastamiento aparentemente tan altos no son en realidad esfuerzos de aplastamiento, sino índices de las eficiencias de las partes conectadas. Si se permiten esfuerzos de
aplastamiento mayores que los valores dados, los agujeros se alargan más de 1/4 plg y afectan
la resistencia de la conexiones.
De lo anterior, podemos ver que las resistencias por aplastamiento dadas no se especifican para proteger a los sujetadores contra fallas de aplastamiento, porque no necesitan
tal protección. Se usarán los mismos valores de aplastamiento para una junta particular,
independientemente del grado de los tornillos usados e independientemente de la presencia
o ausencia de las roscas de los tornillos en el área de aplastamiento.
12.13.3 Resistencia mínima de conexiones
El Ejemplo 12-1 ilustra los cálculos necesarios para determinar la resistencia de la conexión
de tipo aplastamiento que se muestra en la Figura 12.5. Al usar un procedimiento similar,
se calcula en el Ejemplo 12-2 el número de tornillos necesarios para una cierta condición
de carga. En cada caso, el espesor de aplastamiento por usar es igual al espesor total menor
en un lado o en el otro, ya que el grado de acero para todas las placas es el mismo y ya que
las distancias al borde son idénticas para todas las placas. Por ejemplo, en la Figura 12.6, el
espesor de aplastamiento es igual al menor de 2 × 1/2 plg a la izquierda o 374 plg a la derecha.
En las tablas de conexiones del Manual del AISC y en la literatura técnica sobre tornillos, vemos constantemente abreviaturas usadas al hacerse referencia a los diversos tipos de
tornillos. Por ejemplo, podemos ver A325-SC, A325-N, A325-X, A490-SC, etc. Tales abreviaturas se usan para representar lo siguiente:
A325-SC—tornillos A325 de deslizamiento crítico o completamente tensionados
A325-N—tornillos apretados sin holgura o de aplastamiento con roscas incluidas en
los planos de corte
A325-X—tornillos apretados sin holgura o de aplastamiento con roscas excluidas en
los planos de corte
Ejemplo 12-1
Pn
de la conexión tipo
Æ
aplastamiento mostrada en la Figura 12.5. El acero es A36 (Fy = 36 klb/plg2 y Fu = 58 klb/plg2),
Determine la resistencia de diseño fCPn y la resistencia permisible
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
412
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
1
2
tornillos de
plg
7
8
plg (A ⫽ 0.6 plg2 cada uno)
Pu
Pu
1
2
plg
3 plg
6 plg
Pu
Pu 12 plg
3 plg
3 plg 3 plg 3 plg
Figura 12.5.
los tornillos son de 7/8 plg A325, los agujeros son de tamaño estándar, y las cuerdas están
excluidas del plano de corte. Suponga que se consideran para el diseño las deformaciones en
los agujeros de los tornillos.
Solución
a) Fluencia de la sección total de las placas
1
Pn = Fy Ag = 136 klb/plg2 2a plg * 12 plgb = 216 klb
2
LRFD ft = 0.9
ftn = 10.9212162 = 194.4 klb
ASD Æ t = 1.67
Pn
216
=
= 129.3 klb
Æ
1.67
b) Resistencia a la ruptura por tensión de las placas
1
7
1
An = 6.00 plg2 - 122a plg + plgb a plgb = 5.00 plg2
8
8
2
U = 1.0, ya que todas las partes están conectadas
Ae = UAn = (1.00)(5.00) = 5.00 plg2 < 0.85 Ag
= (0.85)(6.00) = 5.10 plg2 según la Especificación J4.1 del AISC
Pn = Fu Ae = (58 klb/plg2)(5.00 plg2) = 290 klb
LRFD ft = 0.75
ftPn = 10.75212902 = 217.5 klb
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
ASD Æ t = 2.00
Pn
Æt
=
290
= 145 klb
2.00
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12.13 Conexiones tipo aplastamiento 413
c) Resistencia al aplastamiento de los tornillos
lc = el menor de 3 -
1
o 3 – 1 = 2.00 plg
2
Rn = 1.2Ic t Fu (número de tornillos) ⭐ 2.4 dt Fu (número de tornillos)
1
= 11.2212.00 plg2a plgb 158 klb/plg2 2142
2
1
7
= 278.4 klb 7 12.42a plgb a plgb158 klb/plg2 2142 = 243.6 klb
8
2
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.7521243.62 = 182.7 klb
Rn
243.6
=
= 121.8 klb
Æ
2.00
d) Resistencia al cortante de los tornillos
Rn = Fnv Ab (número de tornillos) = (68 klb/plg2)(0.6 plg2)(4) = 163.2 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.7521163.22 = 122.4 klb
Rn
163.2 klb
=
= 81.6 klb
Æ
2.00
LRFD = 122.4 klb 1rige2
ASD = 81.6 klb 1rige2
Ejemplo 12-2
¿Cuántos tornillos A325 de 3/4 plg en agujeros de tamaño estándar con cuerdas excluidas
del plano de corte se requieren para la conexión tipo aplastamiento mostrada en la Figura
12.6? Use Fu = 58 klb/plg2 y suponga que las distancias al borde son de 2 plg y que la distancia centro a centro de los agujeros es de 3 plg. Suponga que se consideran para el diseño las
deformaciones en los agujeros de los tornillos. Pu = 345 klb (LRFD). Pa = 230 klb (ASD).
PL de 12 plg
tornillos de 34 plg (A ⫽ 0.44 plg2 cada uno)
PL de 34 plg
Pu Pa
o
2
2
Pu Pa
o
2
2
Pu o Pa
PL de 12 plg
2 plg
3 plg
2 plg
Figura 12.6.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
414
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
Solución. Tornillos en doble cortante y aplastamiento sobre ¾ plg
Resistencia al aplastamiento de 1 tornillo
3
1
1
3
+
+
4
8
4
8≥
£
Lc = el menor de 2 = 1.56 plg o 3 - 122
= 2.125 plg
2
2
Rn = 1.2lc tFu … 2.4dtFu
3
3
3
= 11.2211.56 plg2a plgb158 klb/plg2 2 = 81.4 klb 7 12.42a plgb a plgb158 klb/plg22
4
4
4
= 78.3 klb
Resistencia al cortante de 1 tornillo
Rn = (2 * 0.44 plg2)(68 klb/plg2) = 59.8 klb d rige
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.752159.82 = 44.8 klb
Rn
Æ
número de tornillos requeridos =
=
Use ocho tornillos A325 de
de aplastamiento.
3
4
Pu
fRn
=
59.8
= 29.9 klb
2.00
número de tornillos requeridos =
345
= 7.70
44.8
plg del tipo
=
Use ocho tornillos A325 de
de aplastamiento.
3
4
Pa
Rn /Æ
230
= 7.69
29.9
plg del tipo
Cuando se atornillan cubreplacas a los patines de secciones W, los tornillos deben
tomar el cortante longitudinal en el plano ubicado entre las placas y los patines. Haciendo referencia a la viga con cubreplaca de la Figura 12.7, el esfuerzo cortante longitudinal unitario
que debe ser resistido entre una cubreplaca y el patín del perfil W puede determinarse con
la expresión fv = VQ/Ib. La fuerza cortante total a través del patín en 1 plg de longitud de la
viga es igual a (b)(1.0)(VQ/Ib) = VQ/I.
La Especificación (E6.2) del AISC estipula una separación máxima permisible para
tornillos usados en las placas externas de miembros armados. Es igual al espesor de la placa
externa más delgada multiplicado por 0.752E/Fy y no deberá ser mayor de 12 plg.
La separación de los pares de tornillos en una sección específica en la Figura 12.7 se
puede determinar dividiendo la resistencia al cortante de diseño conforme al método LRFD
de dos tornillos por el cortante factorizado por pulgada o dividiendo la resistencia de diseño
al cortante permisible conforme al método ASD de 2 tornillos por el cortante de servicio
por pulgada. Teóricamente, la separaciones variarán de acuerdo con la variación de la fuerza
cortante externa a lo largo del claro. El Ejemplo 12-3 ilustra los cálculos necesarios para
determinar la separación de los tornillos en una viga con cubreplaca.
El lector deberá percatarse de que la Especificación F13.3 del AISC estipula que el
área total de la sección transversal de las cubreplacas de una trabe atornillada no deberá ser
mayor que el 70 por ciento del área total del patín.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.13 Conexiones tipo aplastamiento 415
Ejemplo 12-3
En una cierta sección de la viga con cubreplaca de la Figura 12.7, las fuerzas cortantes externas factorizadas son Vu = 275 klb y Va = 190 klb. Determine la separación requerida entre tornillos A325 de 7/8 plg usados en una conexión tipo aplastamiento. Suponga que las
cuerdas en los tornillos están excluidas del plano de corte, la distancia al borde es de 3.5 plg,
Fy = 50 klb/plg2, y Fu = 65 klb/plg2. Se consideran para el diseño las deformaciones en los
agujeros de los tornillos.
Solución
Revisando la Especificación F13.3 del AISC
3
A de una cubreplaca = a b 1162 = 12.00 plg 2
4
A de un patín 12.00 + (12.5)(1.15) = 26.38 plg2
Área de la placa , área del patín =
12.00
6 0.70
26.38
(OK)
Cálculo de la fuerza cortante que debe ser tomada
Ig = 3 630 + 122a
3
22.1
0.75 2
* 16b a
+
b = 6 760 plg4
4
2
2
LRDF
ASD
Cortante factorizado por pulgada =
para el método LRFD
12752a
=
VuQ
I
3
* 16 * 11.425b
4
= 5.578 klb/plg
6 760
Cortante de carga de servicio por pulgada =
para el método ASD
11902a
=
VaQ
I
3
* 16 * 11.425 b
4
= 3.853 klb/plg
6 760
Tornillos en cortante simple y aplastamiento sobre 0.75 plg
PL 34 plg ⫻ 16
5.5 plg
0.75 plg
P
W21 ⫻ 147
23.6 plg
22.1 plg
(Ix ⫽ 3630 plg4,
tf ⫽ 1.150 plg,
bf ⫽ 12.5 plg.)
PL 34 plg ⫻ 16
0.75 plg
Figura 12.7.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
416
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
Resistencia al aplastamiento de 2 tornillos
Lc =
Rn =
=
=
1
7
+
8
8
= 3.0 plg
3.5 2
1.2Lc tFu … 2.4dtFu
3
12211.2213.0 plg2a plgb 165 klb/plg2 2
4
7
3
351 klb 7 12212.42a plgb a plgb165 klb/plg2 2 = 204.8 klb
8
4
Resistencia al cortante de 2 tornillos
A = 0.60 plg2 para cada tornillo
LRDF f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = (0.75)(81.6) = 61.2 klb
61.2
Separación de los tornillos =
5.578
= 10.97 plg
Rn
81.6
=
= 40.8 klb
Æ
2.00
Separación requerida para los tornillos
=
40.8
= 10.59 plg
3.853
Separación máxima según el AISC (E6.2) = 1t2 ¢ 0.75
E
≤
A Fy
29 * 103
3
= 13.55 plg … 12 plg
= a b10.752
4
B
50
Ahora que tenemos el cálculo de la separación de los pares de tornillos, podemos ver
que Lc en la dirección de la fuerza es 7 Lc al borde del miembro. ‹ no habrá ningún cambio
en la resistencia nominal al aplastamiento de los tornillos.
7
Use tornillos A325 de plg a 10 plg entre centros para ambos métodos LRFD y ASD
8
Se ha supuesto que las cargas aplicadas a una conexión tipo aplastamiento se dividen
por igual entre los tornillos si las distancias a los bordes y las separaciones son satisfactorias.
Para que esta distribución sea correcta, las placas deben ser perfectamente rígidas y los tornillos perfectamente elásticos, pero en realidad las placas conectadas son también elásticas
y sufren deformaciones que afectan a los esfuerzos en los tornillos. El efecto de estas deformaciones es ocasionar una distribución muy compleja de carga en el intervalo elástico.
Si las placas se suponen completamente rígidas e indeformables, todos los tornillos se
deformarán igualmente y tendrán los mismos esfuerzos. Esta situación se muestra en la parte
(a) de la Figura 12.8. En realidad, las cargas que resisten los tornillos de un grupo nunca son
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.13 Conexiones tipo aplastamiento 417
Puente sobre el Río Allegheny en Kittaning, PA. (Cortesía de American Bridge Company.)
iguales (en el intervalo elástico) cuando hay más de dos tornillos en una línea. Si las placas
son deformables, los esfuerzos, así como sus deformaciones, decrecerán de los extremos de
la conexión hacia el centro, como se muestra en la parte (b) de la Figura 12.8. El resultado es
que los elementos más esforzados de la placa superior se hallarán sobre los menos esforzados de la placa inferior y viceversa. El deslizamiento será máximo en los tornillos extremos y
mínimo en los tornillos centrales. Los tornillos extremos tendrán entonces esfuerzos mucho
mayores que los tornillos centrales.
Entre mayor sea el espaciamiento de los tornillos en una conexión, mayor será la variación de sus esfuerzos debido a la deformación de la placa; por ello es muy conveniente el
uso de juntas compactas, ya que así se reduce la variación de los esfuerzos en los tornillos. Sería interesante considerar un método teórico (aunque no práctico) para igualar los esfuerzos
en los tornillos. Teóricamente se tendría que reducir escalonadamente el espesor de la placa
hacia su extremo, en proporción al esfuerzo decreciente. Este procedimiento, que se muestra
en la Figura 12.8 (c), tenderá a igualar las deformaciones de las placas y los esfuerzos en los
tornillos. Un procedimiento similar consistirá en rebajar las placas traslapadas.
El cálculo de los esfuerzos elásticos teóricamente correctos en un grupo de tornillos,
tomando en cuenta la deformación de la placa es un problema tedioso que muy rara vez se
enfrenta en la oficina del diseñador. Por otra parte, el análisis basado en la teoría plástica
resulta muy simple. En esta teoría se supone que los tornillos extremos están en su punto de
esfuerzo de fluencia. Si se incrementa la carga total en la conexión, los tornillos extremos se
deformarán sin resistir carga adicional, los siguientes tornillos en la línea incrementarán sus
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
418
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
(a)
2
4
1
3
5
5
3
4
1
2
(b)
Figura 12.8
(a) Suponiendo placas no
deformables. (b) Suponiendo
placas deformables. (c) Junta
escalonada (impráctica).
(c)
Tres estructuras con tornillos de alta resistencia en la Plaza de la Constitución en
Hartford, CT; se usaron cerca de 195 000 tornillos. (Cortesía de Bethlehem Steel
Corporation.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.14 Conexiones tipo fricción 419
esfuerzos hasta que se alcance también en ellos el esfuerzo de fluencia, etcétera. El análisis
plástico parece justificar hasta cierto punto la hipótesis de placas rígidas e iguales esfuerzos
en los tornillos, que se hace en la práctica del diseño. Esta hipótesis se usa en los problemas
de ejemplo de este capítulo.
Cuando se tienen sólo unos cuantos tornillos en una línea, la teoría plástica de esfuerzos iguales da muy buenos resultados, pero cuando existe un gran número de tornillos
en una línea, la situación cambia. Las pruebas han demostrado claramente que los tornillos
extremos fallan antes de que tenga lugar una redistribución total.4
Es común que las especificaciones exijan un mínimo de dos o tres sujetadores para
las juntas atornilladas sometidas a cargas. La razón para ello es que un conector individual
puede fallar en desarrollar su resistencia especificada, ya sea por una instalación defectuosa
o por debilidad del material, etc., pero si se usan varios sujetadores, los efectos de uno defectuoso en el grupo se podrán superar.
12.14
CONEXIONES TIPO FRICCIÓN: CARGAS QUE PASAN POR EL CENTRO
DE GRAVEDAD DE LAS CONEXIONES
Casi todas las conexiones atornilladas con agujeros de tamaño estándar se diseñan como conexiones del tipo aplastamiento. Sin embargo, en algunas ocasiones, especialmente en puentes, se piensa que debe impedirse el deslizamiento. Pueden diseñarse conexiones atornilladas
de alta resistencia tales que se impida el deslizamiento, ya sea para el estado límite de la
carga de servicio o para el estado límite de resistencia. A éstas se les denomina conexiones
tipo fricción.
Estas conexiones deberán usarse solamente si el ingeniero piensa que el deslizamiento
va a afectar en forma adversa a la condición de servicio de una estructura. Para una estructura de este tipo, el deslizamiento puede causar una distorsión excesiva de la estructura o
una reducción de la resistencia o de la estabilidad, aun si es adecuada la resistencia de la
conexión. Como ejemplo, se piensa que es necesario usar conexiones tipo fricción si se usan
agujeros holgados o si se conciben ranuras paralelas a la dirección de carga de la fuerza. En
la Sección J3.8 del Comentario de la Especificación del AISC se describen otras situaciones
en las cuales son convenientes los tornillos tipo fricción.
Si los tornillos se aprietan a las tensiones requeridas por las conexiones tipo fricción
(véanse las Tablas 12.1 y 12.1M) es poco probable que éstos se apoyen sobre las placas que
están conectando. De hecho, las pruebas muestran que es poco probable que ocurra un deslizamiento, a menos que exista un cortante calculado por lo menos del 50% de la tensión total
del tornillo. Como siempre hemos afirmado, esto significa que los tornillos tipo fricción no
están sometidos a esfuerzo cortante; sin embargo, la Especificación J3.8 del AISC proporciona resistencias de diseño por cortante (en realidad son valores de diseño para la fricción en la
superficie de contacto) de modo que el proyectista pueda tratar las conexiones tipo fricción
de la misma manera como lo hace en las conexiones tipo aplastamiento.
Aun cuando hay poco o ningún aplastamiento en los tornillos que se usan en las conexiones tipo fricción, el AISC en su Sección J3.10 estipula que debe revisarse la resistencia al
aplastamiento para ambas conexiones de tipo aplastamiento y tipo fricción debido a que aun
existe la posibilidad de que pueda ocurrir un deslizamiento; por lo tanto, la conexión deberá
tener la suficiente resistencia como conexión de tipo aplastamiento.
4
Trans. ASCE 105 (1940), p. 1 193.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
420
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
La Especificación J3.8 del AISC estipula que la resistencia nominal al deslizamiento
de una conexión (Rn) se determinará con la expresión
Rn = mDuhf Tb ns
(Ecuación J3-4 del AISC)
en donde
m = coeficiente medio de deslizamiento = 0.30 para superficies de contacto de Clase A
y 0.5 para superficies de contacto de Clase B. La Sección 3 de la Parte 16.2 del Manual
del AISC proporciona información detallada con respecto a estas dos superficies. Brevemente, la Clase A denota superficies limpias sin pintar, superficies con escamas de
laminadora o superficies con recubrimientos Clase A en superficies de acero limpiadas
con chorro de arena. Las superficies de Clase B son superficies de acero sin pintar limpiadas con chorro de arena o superficies con recubrimientos de Clase B
Du = 1.13. Éste es un multiplicador que da la relación de la pretensión media instalada
entre la pretensión mínima especificada dada en la Tabla 12.1 de este libro (Tabla J3.1
en la Especificación del AISC)
hf = factor para rellenos, que se determina como sigue:
1) Donde se han añadido tornillos para distribuir las cargas en el relleno, hf = 1.0
2) Donde no se han añadido tornillos para distribuir la carga en el relleno,
i) Para un relleno entre las partes conectadas, hf = 1.0
ii) Para dos o más rellenos entre las partes conectadas, hf = 0.85
Tb = tensión mínima en el sujetador, como se da en la Tabla 12.2 de este libro
ns = número de planos de deslizamiento
Para agujeros de ranura corta de tamaño estándar perpendiculares a la dirección de
la carga
f = 1.00 (LRFD)
Æ = 1.50 (ASD)
Para agujeros de ranura corta y holgados paralelos a la dirección de la carga
f = 0.85 (LRFD)
Æ = 1.76 (ASD)
Para agujeros de ranura larga
f = 0.70 (LRFD)
Æ = 2.14 (ASD)
Se permite introducir rellenos de 1/4 plg de espesor en conexiones de deslizamiento
crítico con agujeros estándar sin necesidad de reducir los valores de las resistencias de diseño
de los tornillos a las especificadas para agujeros ranurados (Sección J3.2 de la Especificación del AISC).
En la exposición anterior relativa a las juntas tipo fricción no se mencionó el caso
posible de que durante el montaje las juntas se ensamblen con tornillos, y que al montar los
miembros, su propio peso empuje a los tornillos contra los lados de los agujeros antes de
apretarlos definitivamente y someterlos entonces a corte y aplastamiento.
La mayoría de las conexiones atornilladas que se hacen con agujeros de tamaño estándar se pueden diseñar como conexiones tipo aplastamiento sin necesidad de preocuparse de
la condición del servicio. Además, si las conexiones se hacen con tres o más tornillos en agujeros de tamaños estándar o se usan con ranuras perpendiculares a la dirección de la fuerza,
probablemente no pueda ocurrir un deslizamiento, ya que cuando menos uno y tal vez más
tornillos estarán aplastados antes de aplicar las cargas externas.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.14 Conexiones tipo fricción 421
Algunas veces, los tornillos se usan en situaciones donde las deformaciones pueden
causar cargas crecientes que pueden ser mayores que los estados límite de resistencia. Estas
situaciones pueden ocurrir en conexiones que emplean agujeros holgados o agujeros ranurados que son paralelos a la carga.
Si se usa una conexión de fricción con agujeros estándar o de ranura corta perpendicular a la dirección de la carga, el deslizamiento no resultará en una carga incrementada y se
usa un valor de f = 1.0 o de Æ = 1.5. Para agujeros holgados y de ranura corta paralelos a la
dirección de la carga que podrían conducir a una situación de carga incrementada, se usa un
valor de f = 0.85 o de Æ = 1.76. En forma similar, para agujeros de ranura larga es aplicable
un valor de f = 0.70 o de Æ = 2.14.
El Ejemplo 12-4 que sigue ilustra el diseño de tornillos tipo fricción para una junta
traslapada. El ejemplo presenta la determinación del número de tornillos que se requieren
para el estado límite de deslizamiento.
Ejemplo 12-4
Para la junta traslapada mostrada en la Figura 12.9, las cargas axiales de servicio son
PD = 27.5 klb y PL = 40 klb. Determine el número de tornillos de fricción A325 de 1 plg para
agujeros de tamaño estándar que se necesitan para el estado límite de deslizamiento si la superficie de contacto es de Clase A. La distancia al borde es de 1.75 plg, y la separación centro
a centro de los tornillos es de 3 plg. Fy = 50 klb/plg2. Fu = 65 klb/plg2.
Solución
Cargas que deben resistirse
LRFD
ASD
Pu = 11.22127.52 + 11.621402 = 97 klb
Pa = 27.5 + 40 = 67.5 klb
Resistencia nominal de 1 tornillo
Rn = mDuhf Tb ns
μ = 0.30 para una superficie de Clase A
Du = 1.13 multiplicador
hf =1.00 factor del relleno
Tb = 51 klb pretensión mínima del tornillo
ns = 1.0 = numero de planos de deslizamento
Rn = (0.30)(1.13)(1.00)(51 klb)(1.00) = 17.29 klb/tornillo
5
8
P
Figura 12.9.
Alfaomega
plg
(Ecuación J3-4 del AISC)
(Tabla J3-1 del AISC)
5
8
plg
P
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
422
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
a) Diseño de fricción para impedir el deslizamiento
LRFD f = 1.00
ASD Æ = 1.50
fRn = 11.002117.292 = 17.29 klb
Rn
Número de tornillos que se requieren
=
17.29
=
= 11.53 klb
Æ
1.50
Número de tornillos que se requieren
97
= 5.61
17.29
Use 6 tornillos.
=
67.5
= 5.86
11.53
Use 6 tornillos.
Resistencia al aplastamiento de 6 tornillos
1
Lc = el menor de 3 - a 1 + b = 1.875 plg o 1.75 8
1 +
2
1
8
= 1.187 plg
Rn total = 16211.5lctFu) … 16212.4dtFu2
= 162a 1.5 * 1.187 plg *
5
plg * 65 klb/plg 2b
8
= 434 klb 6 162a 2.4 * 1.00 plg *
LRFD f = 0.75
fRn = 10.75214342 = 326 klb 7 97 klb OK
5
plg * 65 klb/plg2b = 585 klb
8
ASD Æ = 2.00
Rn
Æ
=
434
= 217 klb 7 67.5 klb OK
2.00
Resistencia al cortante de 6 tornillos (cortante simple)
Rn total = 6FnvAb = (6)(68 klb/plg2)(0.785 plg2) = 320.3 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.7521320.32 = 240.2 klb 7 97 klb OK
Rn
320.3
=
= 160.2 klb 7 67.5 klb OK
Æ
2.00
Use 6 tornillos.
Use 6 tornillos.
El lector puede pensar que la revisión de la resistencia al aplastamiento para las conexiones de fricción es una pérdida de tiempo. Puede pensar que las conexiones no van a
deslizarse ni aplastarán a los tornillos. Además, existe la idea de que si ocurre el deslizamiento, la resistencia calculada al aplastamiento del tornillo será tan grande en comparación con
la resistencia calculada al cortante que todo esto puede desecharse. Generalmente, estas
ideas son correctas, pero si por alguna razón una conexión se hace con partes muy delgadas,
muy bien puede ser que rija el aplastamiento.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.15 Problemas para resolver
423
Ejemplo 12-5
Repita el Ejemplo 12-4 si las placas tienen agujeros de ranura larga en la dirección de la
carga. Suponga que las deformaciones de las conexiones causarán un incremento en la carga
crítica. Por lo tanto, diseñe la conexión para impedir el deslizamiento al estado límite de
deslizamiento.
Solución
Pu = 97 klb y Pa = 67.5 klb de la solución del Ejemplo 12-4.
Resistencia nominal de 1 tornillo
Rn = mDuhf Tb ns
μ = 0.30 para una superficie de Clase A
Du = 1.13 multiplicador
hf =1.00 factor del relleno
Tb = 51 klb pretensión mínima del tornillo
ns = 1.0 = número de planos de deslizamento
Rn = (0.30)(1.13)(1.00)(51)(1.00) = 17.29 klb/tornillo
Número de tornillos que se requieren para agujeros de ranura larga
LRFD f = 0.70
ASD Æ = 2.14
fRn = 10.702117.292 = 12.10 klb
Número requerido =
97
= 8.02 tornillos
12.10
Rn
17.29
=
= 8.08 klb
Æ
2.14
Número requerido =
67.5
= 8.35 tornillos
8.08
Nota: El cortante y el aplastamiento se revisaron en el Ejemplo 12-4 y obviamente, pasan
aquí, ya que son mayores de lo que eran antes.
Resp.
12.15
Use 9 tornillos.
Use 9 tornillos.
PROBLEMAS PARA RESOLVER
En cada uno de los problemas listados, deberá usarse la siguiente información, a menos que
se indique otra cosa: a) la Especificación del AISC; b) agujeros de tamaño estándar; c) los
miembros tendrán superficies laminadas libres de escamas (clase A); d) Fy = 36 klb/plg2 y
Fu = 58 klb/plg2, a menos que se indique otra cosa; e) la deformación para las cargas de
servicio es una consideración de diseño. No considere el bloque de cortante, a menos que se
indique otra cosa.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
424
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
12-1 al 12-5. Determine la resistencia de diseño por tensión según el método LRFD y la
resistencia permisible de diseño por tensión según el método ASD para el
miembro mostrado, suponiendo una conexión tipo aplastamiento.
2 plg
6 plg
6 plg
2 plg
2 plg 3 plg
3 plg 2 plg
PL 1 ⫻ 16
PL 1 ⫻ 16
Figura P12-1 a 12-5.
12-1. Tornillos A325 de 34 plg , roscas excluidas del plano de corte. (Resp. 202.0
klb, 134.7 klb.)
12-2. Tornillos A325 de 1 plg, roscas excluidas del plano de corte.
12-3. Tornillos A490 de 1 plg, roscas no excluidas del plano de corte. (Resp. 281.6
klb, 190.7 klb.)
12-4. Tornillos A325 de 78 plg, roscas excluidas del plano de corte.
12-5. Tornillos A490 de 34 plg, roscas no excluidas del plano de corte. (Resp. 202.0
klb, 134.7 klb.)
12-6 al 12-10. Determine la resistencia de diseño por tensión según el método LRFD y la
resistencia permisible de diseño por tensión según el método ASD para el
miembro y las conexiones tipo aplastamiento.
3 plg
3 plg
3 plg
3 plg
2 plg
PL
5
8
3 plg
3 plg
2 plg
⫻ 12
P/2
PL 1 ⫻ 12
P
P/2
Figura P12-6 a 12-10.
5
PL 8 ⫻ 12
12-6. Tornillos A325 de 34 plg, roscas excluidas de los planos de corte.
12-7. Tornillos A490 de 78 plg, roscas no excluidas de los planos de corte. (Resp.
388.8 klb, 258.7 klb.)
12-8. Tornillos A490 de 34 plg, roscas excluidas del plano de corte.
12-9. Acero con Fy = 50 klb/plg2, Fu = 70 klb/plg2, tornillos A490 de 78 plg, roscas
excluidas del plano de corte. (Resp. 472.5 klb, 315 klb.)
12-10. Acero con Fy = 50 klb/plg2, Fu = 70 klb/plg2, tornillos A490 de 1 plg, roscas
excluidas de los planos de corte.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.15 Problemas para resolver
425
12-11 al 12-13. ¿Cuántos tornillos se requieren para los métodos LRFD y ASD para la conexión tipo aplastamiento mostrada, si PD = 50 klb y PL = 100 klb?
PL 58 plg
PL 58 plg
P
P
2 plg 3 plg
3 plg 2 plg
Figura P12-11 a 12-13.
12-11. Tornillos A325 de 34 plg , roscas excluidas del plano de corte. (Resp. 10 tanto
para el método RFD como para el ASD.)
12-12. Fy = 50 klb/plg2, Fu = 70 klb/plg2, tornillos A325 de 34 plg, roscas excluidas del
plano de corte.
12-13. Tornillos A490 de 1 plg, roscas no excluidas del plano de corte. (Resp. 6
tanto para el método RFD como para el ASD.)
12-14 al 12-16. ¿Cuántos tornillos se requieren (LRFD y ASD) para la conexión tipo aplastamiento mostrada, si PD = 120 klb y PL = 150 klb?
PLs de 12 plg
PLs de 34 plg
P/2
P
P/ 2
2 plg 4 plg
4 plg 2 plg
Figura P12-14 a 12-16.
12-14. Tornillos A325 de 78 plg, roscas excluidas de los planos de corte.
12-15. Tornillos A490 de 34 plg , roscas no excluidas de los planos de corte. (Resp. 9
o 10 tanto para el método LRFD como para el ASD.)
12-16. Tornillos A325 de 1 plg, roscas no excluidas de los planos de corte.
12-17. El miembro de armadura mostrado en la figura consiste en dos canales
C12 × 25 (acero A36) conectadas a una placa de nudo de 1 plg. ¿Cuántos
tornillos A325 de 78 plg (roscas excluidas del plano de corte) se requieren
para desarrollar la capacidad total a tensión del miembro, si se trata de
una conexión tipo aplastamiento? Suponga U = 0.85. Use ambos métodos
LRFD y ASD. (Resp. 8 tanto para el método LRFD como para el ASD.)
Pu
Pu
2 plg 3 plg 3 plg 2 plg
Figura P12-17.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
426
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
12-18. Repita el Prob. 12-17, usando tornillos A490 de 34 plg (roscas excluidas).
12-19. Repita el Prob. 12-17, si se usan tornillos A490 de 78 plg (roscas no excluidas). Fy = 50 klb/plg2 y Fu = 65 klb/plg2. (Resp. 9 tanto para el método LRFD
como para el ASD.)
12-20. En la conexión mostrada en la siguiente figura, Pu = 360 klb y Pa = 260
klb. Determine mediante los métodos LRFD y ASD el número de tornillos
A325 de 1 plg requeridos para una conexión tipo aplastamiento, usando
acero A36. Roscas excluidas del plano de corte.
5
PLs 8 ⫻ 16
7
PLs 8 ⫻ 16
Pu o Pa
Pu o Pa
Figura P12-20.
2 plg
3 plg
2
3
Pu o 23 Pa
2
3
Pu o 23 Pa
2
3
Pu o 23 Pa
2 plg
12-21. Repita el Prob. 12-20, usando tornillos A490 de 78 plg (roscas no excluidas
del plano de corte). (Resp. 12 para el método LRFD y 13 o 14 para el ASD.)
12-22. ¿Cuántos tornillos A490 de 34 plg (roscas excluidas de los planos de corte)
en una conexión tipo aplastamiento se requieren para desarrollar la resistencia a tensión de diseño del miembro mostrado? Suponga que se usa
acero A36 y que existen dos líneas de tornillos en cada patín (cuando menos tres en cada línea separados 4 plg centro a centro). LRFD y ASD. No
considere el bloque de cortante.
PL 34 ⫻ 12
W18 ⫻ 65
P
2
P
P
2
Figura P12-22.
PL 34 ⫻ 12
4 plg 4 plg
2 plg
2 plg
12-23. Para la viga mostrada en la siguiente figura, ¿cuál es la separación requerida entre los tornillos A490 de 34 plg (roscas no excluidas del plano de corte)
1 ⫻ 12 PL
W24 ⫻ 94
Figura P12-23.
1 ⫻ 12 PL
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.15 Problemas para resolver
427
en una conexión tipo aplastamiento para una sección donde la fuerza
cortante externa es VD = 80 klb y VL = 160 klb? LRFD y ASD. Suponga
Lc = 1.50 plg. (Resp. 8 tanto para el método LRFD como para el ASD.)
12-24. La sección con cubreplacas mostrada en la siguiente figura se usa para soportar una carga uniforme wD = 10 klb/pie (incluye el efecto del peso de la
viga y wL = 12.5 klb/pie para un claro simple de 24 pies). Si se usan tornillos A325 de 78 plg (roscas excluidas) en una conexión tipo aplastamiento,
determine el diagrama de separación para todo el claro, solamente para el
método LRFD.
3
8
16 PL
W27 178
3
8
16 PL
Figura P12-24.
12-25. Para la sección mostrada en la siguiente figura, determine, solamente para
el método ASD, la separación requerida entre los tornillos A490 de 78 plg
(roscas excluidas) para una conexión tipo aplastamiento si el miembro consiste en acero A572 grado 60 (Fu = 75 klb/plg2). VD = 100 klb y VL = 140 klb.
Suponga superficies Clase A y Lc = 1.0 plg. (Resp. 6 plg para ambos.)
1
2 2 plg
PL 12 48
1
48 2 plg
1
43 2 plg
1
2 2 plg
1
Ls8 4 2
(alas cortas espalda con espalda)
Figura P12-25.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
428
Capítulo 12
Conexiones atornilladas
12-26. Para un cortante externo Vu de 600 klb, determine mediante el método
LRFD la separación requerida entre los tornillos en el alma A325 de 1 plg
(roscas excluidas) en una conexión tipo aplastamiento para la sección armada mostrada en la siguiente figura. Suponga que lc = 1.5 plg y acero A36.
PLs 12 20
3 plg
Ls8 8 1
2
3 plg
2 plg
PL 58 54
1
42 2 plg
1
54 2 plg
Nota: Los tornillos
no están salteados.
3 plg
3 plg
Figura P12-26.
12-27. Determine la resistencia de diseño Pu y la resistencia permisible Pa para la
conexión mostrada si se usan tornillos A325 de 78 plg (roscas excluidas) en
una conexión tipo fricción con un factor para rellenos, hf = 1.0. Suponga
acero A36 y una superficie de contacto de Clase B así como agujeros de
tamaños estándar. (Resp. 132.2 klb, 88.1 klb.)
PL 12 10
PL 12 10
Pa o Pu
Pu o Pa
2 plg
Pa Pu
6 plg
Pu o Pa
2 plg
1
1
2
plg
4 plg
4 plg
1 12 plg
Figura P12-27.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
12.15 Problemas para resolver
429
12-28 al 12-33. Repita estos problemas, usando las cargas dadas y determine el número de
tornillos que se requieren para una conexión tipo fricción. Suponga superficies Clase A, agujeros de tamaño estándar, hf = 1.00 y valores de lc de 1.50
plg, UNO.
12-28. Problema 12-6. PD = 100 klb, PL = 150 klb.
12-29. Problema 12-11. PD = 50 klb, PL = 100 klb. (Resp. 24 tanto para LRFD,
como para ASD.)
12-30. Problema 12-13. PD = 75 klb, PL = 160 klb.
12-31. Problema 12-14. PD = 120 klb, PL = 150 klb. (Resp. 16 tanto para LRFD,
como para ASD.)
12-32. Problema 12-16. PD = 40 klb, PL = 100 klb.
12-33. Problema 12-20. (Resp. 11 LRFD, 12 ASD.)
12-34 y 12-35. Usando la conexión tipo aplastamiento de cada problema dado, determine
el número de tornillos A490 de 1 plg que se requieren, mediante los métodos
LRFD y ASD, para una conexión tipo fricción. Suponga agujeros de ranura
larga en la dirección de la carga, superficies de contacto Clase A, hf = 1.00, y
lc = 1.25 plg.
12-34. Problema 12-12.
12-35. Problema 12-15. (Resp. 11 o 12 LRFD, 12 ASD.)
12-36. Determine la resistencia de diseño por tensión Pu y la resistencia permisible por tensión Pa de la conexión mostrada si se usan ocho tornillos tipo
aplastamiento A325 de 78 plg (roscas excluidas del plano de corte) en cada
patín. Incluya el bloque de cortante en sus cálculos. Se usa acero A36.
1
1 2 plg
Pu
3 @ 3 plg
9 plg
1
5 2 plg
1
1 2 plg
Pu
3
PL 4 14
W21 101
Pu
2
Pu
Pu
2
3
PL 4 14
Figura P12-36.
12-37. Repita el Prob. 12-36, usando tornillos tipo aplastamiento A490 de
Fy = 50 klb/plg2 y Fu = 65 klb/plg2. (Resp. 604.8 klb, 403.2 klb.)
Alfaomega
7
8
plg.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
C A P Í T U L O
1 3
Conexiones atornilladas
cargadas excéntricamente
y notas históricas sobre
los remaches
13.1
TORNILLOS SUJETOS A CORTE EXCÉNTRICO
Los grupos de tornillos cargados excéntricamente están sujetos a corte y a momentos de
flexión. El lector puede suponer que tales situaciones son raras, pero la verdad es que son
mucho más comunes de lo que se sospecha. Por ejemplo, en una armadura es conveniente
tener el centro de gravedad de un miembro, alineado exactamente con el centro de gravedad
de los tornillos en sus conexiones de extremo. Esto no es tan fácil de realizar como parece, y
a menudo las conexiones están sujetas a momentos.
La excentricidad es absolutamente obvia en la Figura 13.1 (a), donde la viga se une a una
columna con una placa. En la parte (b) de la figura, una viga está unida a una columna con un
par de ángulos para alma. Es obvio que esta conexión debe resistir cierto momento, porque el
centro de gravedad de la carga proveniente de la viga no coincide con la reacción de la columna.
Figura 13.1
Grupos de tornillos cargados
excéntricamente.
430
(a)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
(b)
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 431
Puente sobre el desfiladero New River en el condado Fayette cerca de Charleston, West Virginia.
(Cortesía de American Bridge Company.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
432
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
En general, las especificaciones para tornillos y soldaduras establecen claramente que
el centro de gravedad de la conexión debe coincidir con el centro de gravedad del miembro,
a menos que la excentricidad se tome en cuenta en los cálculos. Sin embargo, la Sección
J1.7 de la Especificación del AISC hace algunas excepciones a esta regla. Se establece que
la regla no es aplicable a las conexiones de extremo de ángulos simples, ángulos dobles y
miembros similares cargadas estáticamente. En otras palabras, las excentricidades entre los
centros de gravedad de esos miembros y los centros de gravedad de las conexiones se pueden ignorar, a menos que estén implicadas cargas de fatiga. Además, la excentricidad entre
los ejes de gravedad y las líneas de gramil de miembros atornillados puede despreciarse en
miembros cargados estáticamente.
La Especificación del AISC presenta valores para calcular las resistencias de diseño
de tornillos o remaches individuales, pero no especifica un método para calcular las fuerzas
en estos sujetadores cuando están cargados excéntricamente. En consecuencia, el método de
análisis queda a criterio del proyectista.
A través de los años se han desarrollado tres métodos generales para el análisis de
conexiones cargadas excéntricamente. El primero es el muy conservador método elástico en
el que la fricción o la resistencia al deslizamiento entre las partes conectadas se ignora. Además, se supone que las partes conectadas son completamente rígidas. Este tipo de análisis se
ha usado por lo menos desde 1870.1, 2
Las pruebas han demostrado que el método elástico por lo general proporciona resultados muy conservadores. Debido a ello, se han propuesto3 varios métodos reducidos o de
excentricidad efectiva. El análisis se efectúa igual que con el método elástico, excepto que se
emplean menores excentricidades y momentos en los cálculos.
El tercer método, llamado el método del centro instantáneo de rotación, proporciona
los valores más compatibles con los obtenidos en pruebas, pero su aplicación es extremadamente tediosa, por lo menos al usar calculadoras manuales. Las Tablas 7-7 a 7-14 de la Parte
7 del Manual para conexiones atornilladas cargadas excéntricamente se basan en el método
de resistencia última y nos permiten resolver la mayor parte de este tipo de problemas fácilmente, siempre que el arreglo de los tornillos o remaches sea simétrico. El resto de esta
sección se dedica al estudio de estos tres métodos de análisis.
13.1.1 Análisis elástico
Para esta exposición, se supone que los tornillos de la Figura 13.2 (a) están sujetos a una
carga P que tiene una excentricidad e con respecto al centro de gravedad del grupo de tornillos. Para considerar la condición de fuerzas en los tornillos, se suponen dos fuerzas iguales
a P, una hacia arriba o la otra hacia abajo, actuando en el centro de gravedad del grupo de
tornillos. Esta condición, mostrada en la parte (b) de la figura, de ninguna manera cambia
las fuerzas en los tornillos. La fuerza en un tornillo específico debe, por lo tanto, ser igual a
P dividida entre el número de tornillos en el grupo, como se ve en la parte (c), más la fuerza
debida al momento ocasionado por el par, mostrado en la parte (d) de la figura.
Ahora se estudiará la magnitud de las fuerzas en los tornillos debido al momento Pe.
En la Figura 13.3, d1, d2, etc., representan las distancias de cada tornillo al centro de gravedad
del grupo. Se supone que el momento producido por el par tiende a hacer girar la placa
alrededor del centro de gravedad de la conexión de tornillo, siendo la magnitud de la rotación
o de la deformación unitaria para un tornillo específico proporcional a su distancia desde el
1
W. McGuire, Steel Structures (Englewood Cliffs, NJ: Prentice Hall, 1968), p. 813.
C. Reilly, “Studies of iron Girder Bridges”, Proc. Inst. Civil Engrs. 29 (Londres, 1870).
3
T. R. Higgins, “New Formulas for Fasteners Loaded Off Center”, Engr. News Record (mayo 21, 1964).
2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 433
P
P
P
e
e
c.g.
c.g.
P
(a)
(b)
P
P
e
c.g.
c.g.
P
(c)
Figura 13.2.
(d)
P
e
r1
d1
d4
c.g.
r4
Figura 13.3.
d3
d2
r2
r3
centro de gravedad. (Para esta deducción, las placas de unión se consideran de nuevo como
perfectamente rígidas y los tornillos como perfectamente elásticos.) El esfuerzo es máximo
en el tornillo cuya distancia al centro de gravedad es máxima, ya que el esfuerzo es proporcional a la deformación unitaria en el intervalo elástico.
Se considera que la rotación produce las fuerzas r1, r2, r3 y r4, respectivamente, en los
tornillos de la figura. El momento transmitido a los tornillos debe equilibrarse con los momentos resistentes de éstos como se muestra en la ecuación (1)
Mc.g. = Pe = r1d1 + r2d2 + r3d3 + r4d4
Alfaomega
(1)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
434
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Como se supone que la fuerza causada en cada tornillo es directamente proporcional
a su distancia al centro de gravedad, puede escribirse la siguiente expresión:
r1
r2
r3
r4
=
=
=
d1
d2
d3
d4
Escribiendo cada valor de r en términos de r1 y d1, obtenemos
r1 =
r1d1
d1
r2 =
r1d2
d1
r3 =
r1d3
d1
r4 =
r1d4
d1
Sustituyendo estos valores en la ecuación (original) y simplificando obtenemos
M =
r1d22
r1d23
r1d24
r1 2
r1d21
+
+
+
=
1d1 + d22 + d23 + d242
d1
d1
d1
d1
d1
Por lo tanto,
M =
r1 ©d2
d1
Ahora, la fuerza en cada tornillo puede escribirse como sigue:
r1 =
Md1
©d
2
r2 =
d2
Md2
r =
d1 1
©d2
r3 =
Md3
©d
2
r4 =
Md4
©d2
Cada valor de r es perpendicular a la línea trazada desde el centro de gravedad hasta
el tornillo correspondiente. Por lo general es más conveniente representarlos por sus componentes vertical y horizontal. Al respecto, se hace referencia a la Figura 13.4.
En esta figura, las componentes vertical y horizontal de la distancia d1 están representadas por h y v, respectivamente, y las componentes vertical y horizontal de fuerza están
V
r1
h
d1
v
H
d1
v
v
h
c.g.
Figura 13.4.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
h
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 435
representadas por H y V, respectivamente. Ahora es posible escribir la siguiente relación, de
la que puede obtenerse H:
r1
H
=
v
d1
H =
r1v
Md1
v
= ¢
≤¢ ≤
d1
d1
©d2
Por lo tanto,
H =
Mv
©d2
V =
Mh
©d2
Mediante un procedimiento similar,
Ejemplo 13-1
Determine la fuerza en el tornillo sometido a mayor esfuerzo del grupo mostrado en la Figura 13.5, usando el método de análisis elástico.
e
3 pulg
P 30 klb
6 pulg
3 pulg
3 pulg
centro de gravedad
de los tornillos
3 pulg
Figura 13.5.
Solución. En la Figura 13.6 se muestran los croquis de las fuerzas que se aplican a cada tornillo por carga directa, así como los momentos en el sentido del movimiento de las manecillas
del reloj. El lector observará en estos croquis que los tornillos sometidos a mayor esfuerzo
son los que están a la derecha arriba y abajo, y cuyos correspondientes esfuerzos son iguales:
e = 6 + 1.5 = 7.5 plg
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
436
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
V
P/8
P/8
H2
H2
V
V
P/8
P/8
H1
H1
V
V
c.g.
P/8
P/8
H1
H1
V
V
P/8
P/8
H2
H2
V
Figura 13.6.
M = Pe = 130 klb217.5 plg2 = 225 klb-plg
©d2 = ©h2 + ©v2
©d2 = 18211.522 + 14211.52 + 4.522 = 108 plg2
Para el tornillo inferior derecho:
1225 klb-plg214.5 plg2
Mv
=
= 9.38 klb ;
2
©d
108 plg 2
1225 klb-plg211.5 plg2
Mh
=
= 3.13 klb T
V =
©d2
108 plg2
H =
P
30 klb
=
= 3.75 klb T
8
8
Estas componentes se muestran abajo para el tornillo inferior derecho:
3.13 klb
R
3.75 klb
9.38 klb
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 437
La fuerza resultante aplicada a este tornillo es:
R = 213.13 + 3.7522 + 19.3822 = 11.63 klb
La carga excéntrica puede ser inclinada y representarse por sus componentes vertical
y horizontal y se puede determinar el momento de cada una con respecto al centro de gravedad del grupo de tornillos. Pueden desarrollarse diversas fórmulas de diseño con las que
el ingeniero sería capaz de diseñar directamente las conexiones excéntricas, pero probablemente, el proceso de suponer un cierto número y arreglo de tornillos, verificar los esfuerzos,
y rediseñar, es igualmente satisfactorio.
El problema con este método de análisis inexacto, pero muy conservador, es que en
efecto estamos suponiendo que hay una relación lineal entre las cargas y las deformaciones
en los sujetadores; y que además, sus esfuerzos de fluencia no se exceden cuando se alcanza
la carga última en la conexión. Varios experimentos han mostrado que estas hipótesis son
incorrectas.
Si recapitulamos este estudio, podemos decir que el método elástico es mucho más fácil de aplicar que el método del centro instantáneo de rotación que se describe en la Sección
13.1.3. Sin embargo, es probablemente demasiado conservador, ya que desprecia la ductilidad de los tornillos y la ventaja de la redistribución de cargas.
13.1.2 Método de la excentricidad reducida
El método de análisis elástico que se acaba de describir sobreestima en mucho las fuerzas
por momento aplicadas a los conectores. Debido a esto, se han presentado varias propuestas
a lo largo de varios años, que emplean una excentricidad efectiva, lo que implica el tomar en
cuenta la resistencia al deslizamiento en las superficies de contacto o de empalme. A continuación se presenta una serie de valores de excentricidades reducidas que han sido comunes
en otras épocas:
1. Con una línea de gramil de sujetadores y en donde n es el número de sujetadores en la
línea:
1 + 2n
eefectiva = ereal 4
2. Con dos o más líneas de gramil de sujetadores colocados simétricamente y en donde n
es el número de sujetadores en cada línea:
eefectiva = ereal -
1 + n
2
En la Figura 13.7 se muestran los valores de la excentricidad reducida para dos arreglos de sujetadores.
Para analizar una conexión específica con el método de la excentricidad reducida, se
calcula el valor de la eefectiva, como se describió antes y se usa para calcular el momento excéntrico. El resto de los cálculos se hace igual que con el método elástico.
13.1.3 Método del centro instantáneo de rotación
Los métodos elástico y de la excentricidad reducida para analizar grupos de sujetadores cargados excéntricamente se basan en la hipótesis de que el comportamiento de los sujetadores
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
438
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
ereal 5 plg Pu
Pu
ereal 6 pulg
13
2
3.0 pulg
eefectiva 5 1 (2)(4)
4
3.75 plg
eefectiva 6 Figura 13.7.
Pu
e⬘
e
1
d1
2
R1
d2
O
4
3
d6 d3
R3
d5
Figura 13.8.
R2
c.g.
R5
5
R4
R6
6
es elástico. Un método de análisis mucho más realista es el método del centro instantáneo de
rotación, que se describe en los siguientes párrafos. Los valores dados en el Manual del AISC
para grupos de sujetadores cargados excéntricamente se calcularon usando este método.
Si uno de los tornillos o remaches extremos en una conexión cargada excéntricamente
comienza a deslizarse o a fluir, la conexión no fallará. Si la magnitud de la carga excéntrica
se incrementa, los tornillos interiores soportarán más carga y la falla no ocurrirá hasta que
todos los tornillos fluyan o se deslicen.
La carga excéntrica tiende a causar una rotación relativa y una traslación del material
conectado. En efecto, esto es equivalente a una rotación pura de la conexión con respecto
a un solo punto llamado centro instantáneo de rotación. En la Figura 13.8 se muestra una
conexión atornillada cargada excéntricamente y el punto 0 representa el centro instantáneo.
Éste se encuentra localizado a una distancia e¿ del centro de gravedad del grupo de tornillos.
Se supone que las deformaciones de estos tornillos varían en proporción a sus distancias al centro instantáneo. La fuerza cortante última que uno de ellos puede resistir no es
igual a la fuerza cortante pura que un tornillo puede resistir. Más bien, depende de la relación
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 439
carga-deformación en el tornillo. Los estudios de Crawford y Kulak4 muestran que esta fuerza
puede estimarse con bastante precisión con la expresión:
R = Rult(1 - e-10¢)0.55
En esta fórmula, Rult es la carga cortante última de un solo sujetador, igual a 74 klb
para un tornillo A325 de 3/4 plg de diámetro, e es la base de los logaritmos naturales (2.718)
y ¢ es igual a la deformación total del tornillo. Su valor máximo se determina experimentalmente como 0.34 plg. Se supone que los valores ¢ para los otros tornillos están en proporción
a R como sus distancias d son a d para el tornillo con la mayor d. Los coeficientes 10.0 y
0.55 también se obtuvieron experimentalmente. La Figura 13.9 ilustra esta relación cargadeformación.
Esta expresión muestra claramente que la carga cortante última soportada por un tornillo específico, en una conexión cargada excéntricamente, es afectada por su deformación.
Entonces, la carga aplicada a un tornillo específico depende de su posición en la conexión
con respecto al centro instantáneo de rotación.
Las fuerzas resistentes de los tornillos de la conexión en la Figura 13.8 se representan
con las letras R1, R2, R3, etc. Se supone que cada una de estas fuerzas actúa en una dirección
perpendicular a una línea trazada del punto 0 al centro del tornillo considerado. Para esta
conexión simétrica, el centro instantáneo de rotación quedará sobre una línea horizontal que
pase por el centro de gravedad del grupo de tornillos. Éste es el caso porque la suma de las
componentes horizontales de las fuerzas R debe ser cero, como también lo debe ser la suma
de los momentos de las componentes horizontales respecto al punto 0. La posición del punto
0 sobre la línea horizontal puede encontrarse mediante un tedioso procedimiento de tanteos
que se describirá aquí.
Con referencia a la Figura 13.8, el momento de la carga excéntrica respecto al punto
0 debe ser igual a la suma de los momentos de las fuerzas resistentes R respecto al mismo
punto. Si conociéramos la posición del centro instantáneo, podríamos calcular los valores R
de los tornillos con la fórmula de Crawford-Kulak y determinar Pu de la expresión que sigue,
en donde e y e¿ son las distancias mostradas en las Figuras 13.8 y 13.11.
80
Carga (R), klb
60
40
10.0
0.55
20
Figura 13.9
Fuerza cortante última R en
un tornillo en función de la
deformación.
0
0.10
0.20
0.30
Deformación (), plg
4
S. F. Crawford y G. L. Kulak, “Eccentrically Loaded Bolt Connections”, Journal of Structural Division,
ASCE 97, ST3 (marzo, 1971), pp. 765-783.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
440
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Pu1e¿ + e2 = ©Rd
Pu =
©Rd
e¿ + e
Para determinar la resistencia de diseño de tal conexión de acuerdo con la Especificación del AISC, podemos reemplazar Rult en la fórmula Crawford-Kulak por la resistencia
de diseño por cortante de un tornillo en una conexión donde la carga no sea excéntrica.
Por ejemplo, si tenemos tornillos A325 de 7/8 plg (roscas excluidas del plano de corte) en
cortante simple con apoyo sobre un espesor suficientemente grande de manera que el aplastamiento no rija, Rult será igual, mediante el método de LRDF:
Rult = fFnAb = (0.75)(68 klb/plg2)(0.60 plg2) = 30.6 klb
Sin embargo, la posición del centro instantáneo no se conoce. Su posición se estima,
se determinan los valores R y se calcula Pu como se describió. Obsérvese que Pu debe ser
igual a la suma de las componentes verticales de las fuerzas resistentes R (©Rv). Si este valor
se calcula y es igual al valor de Pu calculado con la fórmula anterior, tendremos la posición
correcta del centro instantáneo. Si no resulta así, ensayamos otra posición, etcétera.
En el Ejemplo 13-2, el autor muestra los tediosos cálculos por tanteos necesarios para
localizar el centro instantáneo de rotación para una conexión simétrica de cuatro tornillos.
Además, se determinan la resistencia de diseño fRn según el método LRFD de la conexión
y la resistencia permisible Rn/Æ.
Para resolver este problema, es muy conveniente efectuar los cálculos en forma tabular, similar a la usada en la solución que sigue. En la tabla mostrada, los valores h y v dados
son las componentes horizontal y vertical de las distancias d del punto 0 a los centros de
gravedad de los tornillos. Se supone que el tornillo más alejado del punto 0 tiene un valor
¢ de 0.34 plg. Se supone que los valores ¢ para los otros tornillos son proporcionales a sus
distancias al punto 0. Los valores ¢ así determinados se usan en la fórmula para R.
En las Tablas 7-7 a 7-14 del Manual del AISC se presenta un conjunto de tablas tituladas “Coefficients C for Eccentrically Loaded Bolt Groups” (Coeficientes C para grupos
de tornillos cargados excéntricamente). Los valores de estas tablas se determinaron con el
procedimiento descrito aquí. Un gran porcentaje de los casos prácticos que encontrará el proyectista se incluyen en las tablas. Si se le presentara al proyectista una situación que las tablas
no abarquen, podría decidirse a usar el procedimiento elástico más conservador, previamente
descrito.
Ejemplo 13-2
Los tornillos A325 de 7/8 plg tipo aplastamiento de la conexión mostrada en la Figura 13.10
tienen una resistencia nominal al cortante rn = (0.60 plg2)(68 klb/plg2) = 40.8 klb. Localice el
centro instantáneo de rotación de la conexión usando el procedimiento de tanteos y determine el valor de Pu.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 441
P
5 pulg
6 pulg
3 pulg
Figura 13.10.
e 3 pulg
1
e 5 pulg
R1
2
d1
Pu
R2
3 pulg
d2
c.g.
O
d4
3 pulg
d3
R3
3
4
R4
3 pulg
Figura 13.11.
Solución. Por tanteos: Ensayamos un valor e¿ = 3 plg, haciendo referencia a la Figura 13.11.
En la siguiente tabla, ¢ para el tornillo 1 es igual a (3.3541/5.4083)(0.34) = 0.211 plg y R para
el mismo tornillo es igual a 30.6(1 – e-(10)(0.211))0.55.
Tornillo núm.
h (plg)
v (plg)
d (plg)
¢ (plg)
R (klb)
Rv (klb)
Rd (klb-plg)
1
2
3
4
1.5
4.5
1.5
4.5
3
3
3
3
3.3541
5.4083
3.3541
5.4083
0.211
0.34
0.211
0.34
28.50
30.03
28.50
30.03
12.74
24.99
12.74
24.99
© = 75.46
95.58
162.43
95.58
162.43
© = 516.03
Pu =
©Rd
516.03
=
= 64.50 klb no es = 75.46 klb
e¿ + e
3 + 5
NO SE ACEPTA
Después de varios ensayos, suponemos e¿ = 2.40 plg.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
442
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Tornillo núm.
h (plg)
v (plg)
d (plg)
¢ (plg)
R (klb)
Rv (klb)
Rd (klb-plg)
1
2
3
4
0.90
3.90
0.90
3.90
3
3
3
3
3.1321
4.9204
3.1321
4.9204
0.216
0.34
0.216
0.34
28.61
30.03
28.61
30.03
8.22
23.81
8.22
23.81
© = 64.06
89.62
147.78
89.62
147.78
© = 474.80
Entonces, tenemos
Pu =
474.80
©Rd
=
= 64.16 klb casi igual a 64.06 klb
e¿ + e
2.4 + 5
OK
Pu = 64.1 klb
Aunque el desarrollo de este método de análisis se basó en conexiones tipo aplastamiento en las que puede ocurrir el deslizamiento, tanto la teoría como los ensayos con carga
han demostrado que se puede aplicar conservadoramente a conexiones tipo fricción.5
El método del centro instantáneo de rotación puede ampliarse para incluir cargas
inclinadas y arreglos asimétricos de tornillos, pero los cálculos con tanteos con calculadora
de mano resultan demasiado largos en tales situaciones.
Los Ejemplos 13-3 y 13-4 proporcionan ilustraciones del uso de las tablas de resistencia última en la Parte 7 del Manual del AISC, tanto para análisis como para diseño.
Ejemplo 13-3
Repita el Ejemplo 13-2, usando las tablas en la Parte 7 del Manual. Estas tablas se titulan
“Coefficients C for Eccentrically Loaded Bolt Groups” (Coeficientes C para grupos de tornillos con carga excéntrica). Determine tanto la resistencia de diseño según el método LRFD
como la resistencia permisible según el método ASD para la conexión.
Solución. Consulte la Tabla 7-8 del Manual con un ángulo = 0°, s = 6 plg, ex = 5 plg y n = 2
filas verticales.
C = 2.24
rn = Fnv Ag = (68 klb/plg2)(0.6 plg2) = 40.8 klb
(Del enunciado en el Ejemplo 13-2, los controles de cortante no se revisan, y por tanto el
aplastamiento no se revisa.)
Rn = Crn = (2.24)(40.8) = 91.4 klb
5
G. L. Kulak, “Eccentrically Loaded Slip-Resistant Connections“, Engineering Journal, AISC, vol. 12,
núm. 2 (segundo trimestre, 1975), pp. 52-55.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.1 Tornillos sujetos a corte excéntrico 443
ASD Æ = 2.00
LRFD f = 0.75
fRn = 10.752191.42 = 68.6 klb
Rn
91.4
=
= 45.7 klb
Æ
2.00
Generalmente concuerda con la solución
por tanteos en el ejemplo anterior.
Ejemplo 13-4
Usando ambos métodos LRFD y ASD, determine el número requerido de tornillos A325 de
7/8 plg en agujeros de tamaño estándar para la conexión mostrada en la Figura 13.12. Considere acero A36 y que la conexión es tipo aplastamiento con las cuerdas excluidas del plano
de cortante. Suponga que los tornillos trabajan en cortante simple y su aplastamiento tiene
lugar en 1/2 plg. Use el método del centro instantáneo de rotación presentado en las tablas
de la Parte 7 del Manual del AISC. Suponga Lc = 1.0 y que la deformación en los agujeros de
tornillos para las cargas de servicio no son una consideración de diseño.
Solución
ex = e = 5 12 plg = 5.5 plg
Pernos en cortante simple y aplastamiento sobre 1/2 plg:
rn = resistencia nominal por cortante por sujetador
= FnvAb = (68 klb/plg2)(0.6 plg2)= 40.8 klb
rn = resistencia nominal por aplastamiento por sujetador
1
= 1.5lc tFu = 11.5211.0 plg2a plgb158 klb/plg2 2 = 43.5 klb
2
7 1
< 3.0 dtFu = 13.02a b a b1582 = 76.1 klb
8 2
ex e
(n1) @ 3 pulg
centro a centro
3 pulg
4 pulg
PD 35 klb y PL 45 klb
3 pulg
3 pulg
3 pulg
Figura 13.12.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
444
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Con referencia a la Tabla 7-8 del Manual, El valor de Cmín requerido para proporcionar un número suficiente de pernos puede determinarse como sigue:
ASD Æ = 2.00
LRFD f = 0.75
Pu = 11.221352 + 11.621452 = 114 klb
Cmín =
Pu
frn
=
114
= 3.73
10.752140.82
Pa = 35 + 45 = 80 klb
Cmín =
12.00280
ÆPa
= 3.92
=
rn
40.8
* Use cuatro tornillos A325 y 78 en cada fila, como
se describe a continuación.
*Con ex = 5 1/2 plg y una separación vertical s de 3 plg, nos movemos horizontalmente en la
tabla hasta que encontramos el número de pernos en cada fila vertical que proporcione una
C de 3.73 o mayor. Con ex = 5 plg y n = 4, encontramos C = 4.51. Entonces, con ex = 6 plg y
n = 4, encontramos C = 4.03. Interpolando para ex = 5 1/2, encontramos C = 4.27 7 3.73, OK
para el método de LRFD.
Como C = 4.27 7 3.92 OK para el método de ASD
Use cuatro tornillos A325 y 7/8 plg en cada fila (para ambos métodos LRFD y ASD).
Nota: Si la situación encontrada por el proyectista no está contenida en las tablas para grupos de tornillos con carga excéntrica dadas en la Parte 7 del Manual del AISC, se recomienda
usar el procedimiento elástico más conservador para tratar el problema, sea éste de análisis
o de diseño.
13.2
TORNILLOS SUJETOS A CORTE Y TENSIÓN (CONEXIONES
TIPO APLASTAMIENTO)
Los tornillos usados en muchas conexiones de acero estructural están sujetos a una combinación de corte y tensión. Un caso en donde esto ocurre se ve claramente en la Figura 13.13,
en donde una riostra diagonal está conectada a una columna. La componente vertical de la
fuerza en la figura, V, está tratando de degollar los tornillos en la cara de la columna, en tanto
que la componente horizontal de la fuerza, H, está tratando de fracturarlos a tensión.
Las pruebas en tornillos tipo aplastamiento sujetos a una combinación de corte y tensión muestran que sus resistencias se pueden representar por medio de una curva elíptica de
interacción, como se muestra en la Figura 13.14. Las tres líneas rectas punteadas mostradas
en la figura pueden usarse con bastante exactitud para representar la curva elíptica. En esta
figura, la línea punteada horizontal representa al esfuerzo de diseño a tensión fFnt según el
método LRFD o el esfuerzo permisible a tensión Fnt/Æ según el método ASD si no se aplican fuerzas de cortante a los tornillos. La línea punteada vertical representa el esfuerzo de
diseño por cortante fFnv según el método LRFD o el esfuerzo permisible por cortante Fnv/Æ
según el método ASD si no se aplican fuerzas de tensión a los tornillos.
La línea recta con pendiente en la figura está representada por la expresión para F ¿nt,
el esfuerzo nominal a tensión modificado para incluir los efectos de la fuerza cortante. Enseguida se muestran expresiones para F ¿nt. Estos valores se proporcionan en la Sección J3.7 de
la Especificación del AISC.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.2
Tornillos sujetos a corte y tensión (conexiones tipo aplastamiento) 445
V
P
1
1
2
2Ls 6 3 2 H
1
2
7
Ocho tornillos A325 de 8 plg
Te estructural
Tornillos considerados
Figura 13.13
Figura 13.14
Tornillos en una conexión tipo
aplastamiento sometidos a
una combinación de cortante
y tensión.
Esfuerzo de tensión requerido
Conexión sometida a una combinación de cortante y tensión.
Fnt o Fnt
Fnv o Fnv
Esfuerzo cortante requerido
Para LRFD (f = 0.75)
œ
= 1.3Fnt F nt
Fnt
frv … Fnt
fFnv
(Ecuación J3-3a del AISC)
ÆFnt
frv … Fnt
Fnv
(Ecuación J3-3b del AISC)
Para ASD (Æ = 2.00)
œ
F nt
= 1.3Fnt -
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
446
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Edificio APD, Dublín, GA. (Cortesía de Britt, Peters y Asociados.)
en donde
Fnt es el esfuerzo de tensión nominal de la Tabla 12-5 (Tabla J3.2 del AISC), klb/plg2.
Fnv es el esfuerzo cortante nominal de la Tabla 12-5 (Tabla J3.2 del AISC), klb/plg2.
frv es el esfuerzo cortante requerido usando combinaciones de carga LRFD o ASD,
klb/plg2.
El esfuerzo cortante disponible del sujetador debe ser igual o superior al esfuerzo cortante requerido, frv.
La Especificación (J3.7) del AISC establece que si el esfuerzo requerido, f, ya sea en
cortante o a tensión, es igual o menor del 30% del esfuerzo disponible correspondiente, no
es necesario investigar el efecto del esfuerzo combinado.
Ejemplo 13-5
El miembro a tensión mostrado anteriormente en la Figura 13.13 tiene ocho tornillos A325
de alta resistencia de 7/8 plg en una conexión de tipo aplastamiento. ¿Son suficientes los
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.3
Tornillos sujetos a corte y tensión (conexiones de fricción) 447
tornillos para resistir las cargas aplicadas PD = 80 klb y PL = 100 klb, usando las especificaciones de LRFD y ASD, si se excluyen de los planos de cortante las cuerdas de los tornillos?
Solución
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
Pu = 11.221802 + 11.6211002 = 256 klb
V =
1
25
2
12562 = 114.5 klb
V =
12562 = 229 klb
25
Fnt = 90 klb/plg2
Fnv = 68 klb/plg2
114.5 klb
= 23.85 klb/plg2
frv =
18210.6 plg 22
229 klb
= 47.7 klb/plg2
frt =
18210.6 plg22
Fnt
œ
F nt
= 1.3Fnt f … Fnt
fFnv rv
90
= 11.321902 123.852
10.7521682
2
= 74.9 klb/plg 6 90 klb/plg2
H =
Pa = 80 + 100 = 180 klb
La conexión es aceptable.
13.3
25
2
11802 = 80.5 klb
11802 = 161 klb
25
Fnt = 90 klb/plg2
Fnv = 68 klb/plg2
80.5 klb
= 16.77 klb/plg2
fv =
18210.6 plg22
161 klb
= 33.54 klb/plg2
ft =
18210.6 plg22
ÆFnt
œ
F nt
= 1.3Fnt frv … Fnt
Fnv
12.0021902
= 11.321902 116.772
68
2
= 72.6 klb/plg 6 90 klb/plg2
œ
F nt
72.6
=
= 36.3 klb/plg2 7 33.54 klb/plg2
Æ
2.00
La conexión es aceptable.
H =
œ
fF nt
= 10.752174.92 = 56.2 klb/plg2 7 47.7 klb/plg2
1
TORNILLOS SUJETOS A CORTE Y TENSIÓN (CONEXIONES DE FRICCIÓN)
Cuando se aplica una fuerza axial de tensión a una conexión tipo fricción, la fuerza de agarre se reducirá y la resistencia de diseño por cortante debe disminuirse en proporción a la
pérdida de agarre o preesfuerzo. Esto se lleva a cabo en la Especificación del AISC (Sección
J3.9) al multiplicar la resistencia disponible de los tornillos al deslizamiento (tal como se
determina en la Sección J.8 del AISC) por un factor ksc.
Para el método LRFD
ksc = 1 -
Tu
DuTb nb
(Ecuación J3-5a del AISC)
ksc = 1 -
1.5Ta
DuTb nb
(Ecuación J3-5b del AISC)
Para el método ASD
Aquí, los factores se definen como sigue:
Tu = fuerza de tensión debida a la combinación de cargas LRFD (es decir,
Pu
)
nb
Du = un multiplicador = 1.13, definido anteriormente en la Sección 12.14 (Sección J3.8
del AISC)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
448
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Tb = tensión mínima en el sujetador, tal como se da en la Tabla 12.1 (Tabla J3.1, AISC)
nb = número de tornillos que soportan la tensión aplicada
Ta = fuerza de tensión debida a la combinación de cargas ASD (es decir,
Pa
)
nb
Ejemplo 13-6
Un grupo de doce tornillos A325 de alta resistencia de 7/8 plg con agujeros estándar se usa
en una junta traslapada para una junta de fricción diseñada para impedir el deslizamiento.
La conexión debe resistir las cargas de servicio de cortante VD = 40 klb y VL = 50 klb, así
como las cargas de servicio a tensión TD = 50 klb y TL = 50 klb. ¿Es satisfactoria la conexión
si la superficie de contacto es de Clase B y el factor de rellenos, hf, vale 1.00?
Solución
Rn para 1 tornillo en una conexión ordinaria de fricción
Rn = mDuhfTb ns = 10.50211.13211.0021392112 = 22.03 klb/tornillo
LRFD f = 1.00
Vu = 11.221402 + 11.621502 = 128 klb
Va = 40 + 50 = 90 klb
Tu = 11.221502 + 11.621502 = 140 klb
Ta = 50 + 50 = 100 klb
fRn = 11.02122.032 = 22.03 klb/tornillo
Reducción debida a la carga a tensión
ksc
Tu
= 1 DuTb nb
= 1 -
140
= 0.735
11.13213921122
Valor reducido de fRn/tornillo
= 10.7352122.03 klb2 = 16.20 klb/tornillo
13.4
ASD Æ = 1.50
Rn
22.03
=
= 14.69 klb/tornillo
Æ
1.50
Reducción debida a la carga a tensión
ksc = 1 = 1 -
1.5Ta
DuTb nb
11.5211002
11.13213921122
Valor reducido de
= 0.716
Rn
/tornillo
Æ
= 10.7162114.692 = 10.52 klb/tornillo
Diseñar la resistencia al deslizamiento para
12 tornillos = 1122116.202 = 194.4 klb
Resistencia permisible al deslizamiento para
12 tornillos = 1122110.522 = 126.2 klb
7128 klb OK
790 klb OK
La conexión es satisfactoria.
La conexión es satisfactoria.
CARGAS DE TENSIÓN EN JUNTAS ATORNILLADAS
En el pasado, los proyectistas evitaron hasta donde fue posible las conexiones atornilladas
y remachadas sujetas a cargas de tensión pura. El uso de conexiones de tensión fue forzada,
principalmente, por los sistemas de contraventeo en los edificios altos. Sin embargo, hay
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.4
Cargas de tensión en juntas atornilladas 449
algunos otros lugares donde se han usado, como son las conexiones de colgantes para puentes, conexiones de brida para sistemas de tuberías, etc. La Figura 13-15 muestra la conexión
de un colgante con una carga aplicada de tensión.
Los remaches colocados en caliente y los tornillos de alta resistencia completamente
tensados, no tienen libertad para acortarse, con lo que se producen grandes esfuerzos de
tensión en éstos durante su instalación. Estas tensiones iniciales están próximas a los puntos
de cedencia. Siempre ha habido una gran resistencia entre los proyectistas a aplicar cargas
de tensión a conectores de este tipo, por temor a que las cargas externas puedan incrementar
fácilmente los esfuerzos existentes de tensión, ocasionando su falla. Sin embargo, la verdad
es que cuando se aplican cargas de tensión externas a las conexiones de este tipo, no hay
mucha variación en el esfuerzo.
Los tornillos de alta resistencia completamente tensionados, en realidad preesfuerzan
contra las cargas de tensión a las juntas en las cuales se utilizan. (Piense en una viga de concreto preesforzado que tiene cargas externas de compresión aplicadas en cada extremo.) Los
esfuerzos de tensión en los conectores comprimen a los miembros conectados. Si se aplica
una carga de tensión a esta conexión en la superficie de contacto, no podrá ejercer ninguna
carga adicional en los tornillos o remaches hasta que los miembros comiencen a separarse
sometiendo entonces a esfuerzos adicionales a los tornillos o remaches. Los miembros no
pueden separarse hasta que la carga que se aplique sea mayor que la tensión total en los
conectores de la junta. Este enunciado implica que la junta está preesforzada contra fuerzas
de tensión, por un esfuerzo aplicado inicialmente en las espigadas de los conectores.
Otro modo de decir esto, es que si se aplica una carga de tensión P a la superficie de
contacto, tiende a reducir un poco el espesor de las placas, pero al mismo tiempo la presión
de contacto entre las placas se reducirá en forma correspondiente, y las placas tenderán a dilatarse la misma cantidad. Entonces, el resultado teórico es que no hay cambio en el espesor
de la placa y no hay cambio en la tensión del conector. Esta situación continúa hasta que P
es igual a la tensión del conector. En este momento, un incremento de P se traducirá en la
separación de las placas y después de eso, la tensión en el conector será igual a P.
Si la carga se aplicara a las superficies externas, habría un aumento inmediato de la
deformación en el conector. Este incremento estaría acompañado por una dilatación de las
placas, aunque la carga no excediera el preesfuerzo, pero el incremento sería muy ligero,
porque la carga irá a la placa y a los conectores en proporción aproximada a sus rigideces.
Puesto que la placa es por mucho la más rígida, recibirá la mayor parte de la carga. Puede
Figura 13.15
Conexión de un colgante.
Alfaomega
P
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
450
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
desarrollarse una expresión para el alargamiento del tornillo basada en su área y el área de
contacto considerada entre las placas. Dependiendo del área de contacto considerada, se encontrará que, a menos que P sea mayor que la tensión del tornillo, el incremento del esfuerzo
estará en el intervalo del 10%. Si la carga excede al preesfuerzo, el esfuerzo del tornillo se
elevará apreciablemente.
La exposición más bien prolija que se ha hecho es aproximada, pero explica por qué
una carga de tensión ordinaria aplicada a una junta remachada o atornillada no cambiará
mucho el estado de esfuerzo.
La resistencia nominal por tensión según el AISC para tornillos, remaches y partes
roscadas, la da la siguiente expresión, que es independiente de cualquier fuerza inicial de
apretado:
Rn = FnAb, con Fn = Fnt para tensión o Fnv para cortante. (Ecuación J3-1 del AISC)
Cuando los sujetadores se cargan a tensión, generalmente hay algo de flexión debido a
la deformación de las partes conectadas. Por ello, el valor de f de 0.75 para el método LRFD
es algo pequeño, y el valor de Æ para el método ASD es algo grande e igual a 2.00. La Tabla
12.5 de este libro (Tabla J3.2 del AISC) da valores de Fnt, la resistencia nominal a tensión
(klb/plg2) para diferentes clases de conectores, con los valores de las partes roscadas siendo
bastante conservadores.
En esta expresión, Ab es el área nominal de un remache o de la porción sin cuerda de
un tornillo, o de la porción roscada sin incluir a las barras recalcadas. Una barra recalcada
tiene en sus extremos un diámetro mayor que la barra regular, y las cuerdas se localizan en
esta sección agrandada de manera que el área en la raíz de la cuerda es mayor que la de la
barra regular. En la Figura 4.3 se muestra una barra recalcada. El uso de barras recalcadas
no resulta económico y debe evitarse, a menos que se ordene una cantidad grande de ellas.
Si se usa una barra recalcada, la resistencia nominal a la tensión de la porción roscada
es igual a 0.75Fu veces el área de la sección transversal en su mayor diámetro de cuerda. Este
valor debe ser mayor que Fy veces el área nominal de la barra en su sección no recalcada.
El Ejemplo 13-7 ilustra el cálculo de la resistencia de una conexión a tensión.
Ejemplo 13-7
Determine la resistencia de diseño a tensión (LRFD) y la resistencia permisible a tensión
(ASD) de los tornillos de la conexión de colgante de la Figura 13.15 si se usan ocho tornillos
A490 de alta resistencia de 7/8 plg con las cuerdas excluidas del plano de corte. Desprecie la
acción separadora.
Solución
Rn para 8 tornillos = 8FntAb = (8)(113 klb/plg2)(0.6 plg2) = 542.4 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.7521542.42 = 406.8 klb
Rn
542.4
=
= 271.2 klb
Æ
2.00
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.5
13.5
Acción separadora 451
ACCIÓN SEPARADORA
Otro aspecto por considerar en las conexiones a tensión es la acción separadora. En la Figura
13.16(a) se muestra una conexión a tensión sujeta a la acción separadora como se ilustra en
la parte (b) de la misma figura. Si los patines de la conexión son bastante gruesos y rígidos
o tienen placas atiesadoras, como se ve en la Figura 13.16(c), la acción separadora probablemente podría ignorarse, pero éste no es el caso si los patines son delgados, flexibles y sin
atiesadores.
Generalmente es conveniente limitar el número de hileras de tornillos o remaches en
una conexión a tensión, porque un gran porcentaje de la carga la soportan las hileras interiores aun bajo carga ultima. La conexión a tensión mostrada en la Figura 13.17 ilustra este
punto, pues la acción separadora mandará una parte considerable de la carga a los conectores interiores, sobre todo si las placas son delgadas y flexibles. En las conexiones sujetas a
cargas puras de tensión, se debe analizar la posibilidad de la acción separadora y estimar su
magnitud.
La fuerza adicional en los tornillos debido a la acción separadora debe sumarse a la
fuerza de tensión resultante directamente de las fuerzas aplicadas. La determinación precisa
T
T
T
Placas
atiesadoras
T
T
T
(a)
(b)
(c)
Figura 13.16.
T
Una parte considerable de la carga
está soportada por las hileras interiores
de los tornillos si los patines son flexibles.
Figura 13.17.
Alfaomega
T
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
452
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
de las fuerzas de separación es bastante difícil, y sobre el tema aún se llevan a cabo investigaciones. Se han desarrollado varias fórmulas empíricas que dan resultados aproximados a los
de las pruebas. Entre éstas se encuentran las expresiones del AISC que se incluyen en esta
sección.
Las conexiones de colgantes y otras conexiones a tensión se deben diseñar para prevenir deformaciones considerables. La parte más importante en tales diseños son los patines
rígidos. La rigidez es más importante que la resistencia a la flexión. Para lograr este objetivo,
la distancia b mostrada en la Figura 13.18 debe hacerse lo más pequeña posible, con un valor
mínimo igual al espacio requerido para usar una llave para apretar los tornillos. La información relativa a las dimensiones libres para el paso de las llaves se presenta en una tabla
titulada “Entering and Tightening Clearance” (Distancias libres para entrar y apretar) en las
Tablas 7-16 y 7-17 de la Parte 7 del Manual del AISC.
La acción separadora, que está presente sólo en las conexiones atornilladas, es causada
por la deformación de los elementos conectores cuando se aplican fuerzas de tensión. Los
resultados son fuerzas incrementadas en algunos de los tornillos por arriba de las fuerzas causadas directamente por las fuerzas de tensión. Si los espesores de las partes conectadas son tan
grandes o mayores que los valores dados por las fórmulas del AISC, que se dan en las páginas
9-10 del Manual, se considera que la acción separadora es despreciable. Aquí se hace referencia a la Figura 13.18 para los términos involucrados en las fórmulas.
Para el método LRFD
tmín =
Para el método ASD
4.44Tb¿
B pFu
tmín =
6.66Tb¿
B pFu
Se definen los siguientes términos para estas fórmulas:
T = resistencia requerida de cada tornillo = rut
rat =
Tu o Ta
, klb
número de tornillos
b¿ = ¢ b -
db
≤ , plg
2
q
q
g gramil
T
Figura 13.18.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
T
q
q
b
a
b
a
2T
Alfaomega
13.5
Acción separadora 453
b = distancia de de tornillos al paño de la te (para un ángulo b se mide a
del ala del ángulo) plg
db = diámetro del tornillo
p = longitud tributaria por par de tornillos (› al plano del papel) de
preferencia no 7 g, plg
Fu = resistencia a la tensión mínima especificada del elemento conector, klb/plg2
El Ejemplo 13-8 siguiente, presenta el cálculo del espesor mínimo necesario para un
patín de una te estructural de modo que no tenga que considerarse la acción separadora para
los tornillos.
Ejemplo 13-8
Una WT8 × 22.5 (tf = 0.565 plg, tw = 0.345 plg, y bf = 7.04 plg) de 10 plg de largo está conectada
a una W36 × 150 como se muestra en la Figura 13.19, con seis tornillos A325 de alta resistencia de 7/8 plg separados 3 plg centro a centro. Si se usa acero A36, Fu = 58 klb/plg2, ¿es
suficiente el espesor del patín si se considera acción separadora? PD = 30 klb y PL = 40 klb.
W36 150
bf 7.04 plg
g gramil 4 plg
q
T
q
WT 8 22.5
t 0.345 plg
q
T
q
b
a
b
a
0.565 plg tf
2 plg
2T Tu o Ta
Figura 13.19.
Solución
LRFD
ASD
Tu = 11.221302 + 11.621402 = 100 klb
T = rut =
Alfaomega
100
= 16.67 klb cada tornillo
6
Ta = 30 + 40 = 70 klb
T = rat =
70
= 11.67 klb cada tornillo
6
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
454
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
b¿ = a2 -
0.875
0.345
b = 1.39 plg
2
2
db = 0.875 plg
p = 3 plg
LRFD
tmín =
14.442116.67211.392
B
1321582
= 0.769 plg 7 tf = 0.565 plg
‹ Debe considerarse la acción separadora.
ASD
tmín =
16.662111.67211.392
B
1321582
= 0.788 plg 7 tf = 0.565 plg
‹ Debe considerarse la acción separadora.
Nota: Aunque no se presentan aquí, las páginas 9-10 a la 9-13 del Manual del AISC proporcionan ecuaciones para calcular la fuerza adicional de tensión (q) causada por la acción
separadora.
13.6
NOTAS HISTÓRICAS SOBRE LOS REMACHES
Durante muchos años los remaches fueron el método aceptado para conectar los elementos
de las estructuras de acero. Sin embargo, actualmente éstos no proporcionan las conexiones
más económicas y son obsoletos. Es dudoso que usted pueda encontrar a un fabricante de
acero que se dedique a fabricar remaches. Sin embargo, es conveniente que el proyectista
conozca la técnica del remachado, aunque jamás tenga que diseñar una estructura remachada. Podría suceder que tuviese que analizar una estructura remachada existente con cargas
nuevas o una ampliación de la misma. El propósito de estas secciones es presentar solamente
una introducción muy breve al análisis y diseño de remaches. Una ventaja de estudiar estos
conectores obsoletos es que, al hacerlo, usted aprende automáticamente a analizar tornillos
A307 comunes. Estos tornillos se manejan exactamente igual que los remaches, excepto que
los esfuerzos de diseño son ligeramente diferentes. El Ejemplo 13-11ilustra el diseño de una
conexión con tornillos A307.
Los remaches usados en la construcción de estructuras generalmente se fabricaban
con un acero de grado dulce o suave que no se volvía frágil al calentarlo y martillarlo con
una pistola remachadora para formar las cabezas. El remache común constaba de un vástago
cilíndrico de acero con una cabeza redondeada en uno de sus extremos. Se calentaba en la
obra a un color rojo cereza (aproximadamente 1 800°F), se insertaba en el agujero y se le formaba una cabeza en el otro extremo por medio de una pistola remachadora portátil accionada con aire comprimido. La pistola remachadora, que tenía una depresión en su extremo
para dar a la cabeza del remache una forma adecuada, aplicaba a ésta una rápida sucesión
de golpes.
En el remachado hecho en taller, los remaches se calentaban a un color rojo cereza
suave y se instalaban con un remachador de presión. Este tipo de remachador, comúnmente
conocido como máquina fija de remachar, comprimía el remache con una presión variable
de entre 50 y 80 toneladas (445 a 712 kN) y lo colocaba con un solo golpe. Debido a esta
gran presión, el remache en estado plástico era forzado a llenar el agujero en forma muy
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.7 Tipos de remaches
455
La U. S. Customs Court, un edificio de oficinas federales
en construcción en la ciudad de Nueva York. (Cortesía de
Bethlehem Steel Corporation.)
satisfactoria. Este tipo de remachado era muy favorecido sobre aquel hecho con martillo
neumático, pero las especificaciones para remaches no permitían resistencias nominales mayores. Las máquinas fijas de remachar se fabricaban para una operación mucho más rápida
que la de los remachadores portátiles, pero éstos se requerían en los lugares de difícil acceso
(por ejemplo, para montajes).
Al enfriarse, el remache se contraía o se encogía y apretaba las partes conectadas.
El efecto de apretado causaba realmente una transferencia considerable de esfuerzo entre las partes conectadas por medio de esfuerzos de fricción. Esta fricción no era confiable,
por lo que las especificaciones no permitían su inclusión en la resistencia de una conexión.
Los remaches se acortan tanto en dirección longitudinal como transversal y se vuelven más
pequeños que los agujeros que se supone deben llenar completamente. (Las resistencias permisibles para remaches se daban en términos de sus áreas transversales nominales antes de
colocarlos.)
Algunos remaches de taller se instalaban en frío a grandes presiones. Obviamente, el
proceso de instalación en frío funcionaba mejor para remaches pequeños (3/4 plg de diámetro
o menores), aunque a veces se usaba con éxito con remaches grandes. Los remaches colocados en frío llenan mejor los agujeros, eliminando el costo del calentamiento y son más
fuertes, debido a que el acero se trabaja en frío. Sin embargo, hay una reducción de la fuerza
de agarre, ya que los remaches no se contraen después de colocarlos.
13.7
TIPOS DE REMACHES
Los tamaños de remaches usados comúnmente en estructuras eran de 3/4 plg y de 7/8 plg de
diámetro, pero podían conseguirse en tamaños estándar de 1/2 plg a 1 1/2 plg con incrementos de 1/8 plg. (Los tamaños más pequeños se usaban para armaduras ligeras de techo, letreros, torres pequeñas, etc., y los tamaños mayores se usaban para puentes muy largos o torres
muy grandes y edificios muy altos.) El empleo de más de uno o dos tamaños de remaches o
tornillos en una misma estructura no es conveniente, debido a lo caro que resulta punzonar
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
456
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Cabeza de botón
Abocardado
y enrasado
Cabeza
plana
Vástago
Agarre
Agarre
Figura 13.20
Tipos de remaches.
agujeros diferentes en un miembro en el taller, y a la confusión que puede crearse al instalar
remaches o tornillos de diferentes tamaños en la obra. Existen casos en donde es absolutamente necesario usar diferentes tamaños, como cuando se requieren tornillos o remaches
más pequeños para mantener las distancias justas al borde en ciertas secciones, pero dichas
situaciones deben evitarse siempre que sea posible.
Las cabezas de los remaches, generalmente de forma redonda, se llamaban cabezas de
botón, pero por requisitos de distancia libre, las cabezas a veces eran planas o abocardadas y
enrasadas. Estos tipos se muestran en la Figura 13.20.
Los remaches abocardados y enrasados no tenían áreas suficientes de apoyo para desarrollar su resistencia total, y generalmente el proyectista reducía la resistencia calculada en
un 50 por ciento. Un remache con cabeza aplanada era preferible a un remache abocardado,
pero si se requería una superficie lisa, era necesario usar los remaches abocardados y enrasados. Este último tipo de remache era bastante más caro que el tipo con cabeza de botón y
además era más débil y por eso no se usaban sino cuando era estrictamente necesario.
Había tres clasificaciones de la ASTM para remaches en aplicaciones de acero estructural, como se describen en los siguientes párrafos.
13.7.1 Especificación A502 de la ASTM, Grado 1
Estos remaches se usaron para la mayoría de los trabajos estructurales. Tenían un bajo contenido de carbono de aproximadamente 0.80 por ciento, eran más débiles que el acero estructural al carbono ordinario y tenían una mayor ductilidad. El hecho de que estos remaches
eran más fáciles de instalar que los remaches de mayor resistencia fue la principal razón para
que, cuando se usaban remaches, eran probablemente A502, Grado 1, independientemente
de la resistencia del acero que se usara en los miembros estructurales.
13.7.2 Especificación A502 de la ASTM, Grado 2
Estos remaches de acero al carbono-manganeso tenían resistencias más altas que los de
Grado 1 y se fabricaban para usarse con aceros de alta resistencia. Sus altas resistencias
permitían al proyectista usar menos remaches en una conexión, y por tanto, placas de nudo
más pequeñas.
13.7.3 Especificación A502 de la ASTM, Grado 3
Estos remaches tenían las mismas resistencias nominales que los de Grado 2, pero tenían
una resistencia mucho mayor a la corrosión atmosférica, igual a aproximadamente cuatro
veces la de los remaches de acero al carbono sin cobre.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.8
13.8
Resistencia de conexiones remachadas: remaches en cortante y aplastamiento
457
RESISTENCIA DE CONEXIONES REMACHADAS: REMACHES
EN CORTANTE Y APLASTAMIENTO
Los factores que determinan la resistencia de un remache son su grado, su diámetro y el
espesor y arreglo de las partes conectadas. La distribución real de los esfuerzos alrededor
de un agujero para remache es difícil de determinar, si es que se puede; para simplificar los
cálculos, se supone una variación uniforme sobre un área rectangular igual al diámetro del
remache, multiplicada por el espesor de la placa.
La resistencia de un remache en cortante simple es igual a la resistencia nominal al
cortante, multiplicada por el área de la sección transversal del vástago del remache. Si un
remache se encuentra sometido a cortante doble, su resistencia al cortante se considera igual
al doble de su resistencia en cortante simple.
El Apéndice 5.2.6 del AISC indica que, al revisar estructuras más viejas fabricadas con
remaches, el proyectista debe suponer que los remaches son A502 de la ASTM, Grado 1, a
menos que se determine un grado más alto mediante documentación o pruebas. La resistencia nominal al cortante de los remaches A502, del grado 1, era de 25 klb/plg2 y f tenía un
valor de 0.75.
Los Ejemplos 13-9 y 13-10 muestran los cálculos necesarios para determinar las resistencias de diseño del método LRFD y permisible del método ASD de conexiones existentes
o para diseñar conexiones remachadas. Aquí se hace poca mención de los tornillos A307. La
razón es que todos los cálculos para estos sujetadores se hacen exactamente igual que para
remaches, excepto que las resistencias por cortante dadas en la Especificación del AISC son
diferentes. Sólo se incluye un breve ejemplo (Ejemplo 13-11) con esos tornillos ordinarios.
La Especificación del AISC no incluye actualmente a los remaches, y por tanto no se
incluyen valores de f y de Æ. Para los siguientes problemas de ejemplo, el autor usa los valores de f para remaches que se dieron en la tercera edición de la Especificación del método
LRFD. Entonces, el autor determinó los valores de Æ con la expresión Æ = 1.50/f, tal como
se hizo para la presente especificación.
Ejemplo 13-9
Determine la resistencia de diseño fPn según el método LRFD y la resistencia permisible
Pn/Æ según el método ASD de la conexión tipo aplastamiento mostrada en la Figura 13.21.
1
2
plg
Pu o Pa
Pu o Pa
1
2
Pu 10 plg
o
Pa
Pu o Pa
Figura 13.21.
Alfaomega
plg
112 plg
3 plg
112 plg
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
458
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
En la conexión se usan remaches de acero A36 y A502, de Grado 1, y se supone que se usan
agujeros de tamaño estándar y las distancias al borde y centro a centro son = 1.5 plg y 3 plg,
respectivamente. Desprecie el bloque de cortante. Los remaches tienen un diámetro de
3/4 plg y su Fnv vale 25 klb/plg2.
Solución. Fuerza de tensión de diseño aplicada a las placas
1
Ag = a plgb 110 plg2 = 5.00 plg2
2
1
7
1
A n = c a plgb 110 plg2 - 122a plgb a plgb d = 4.125 plg 2
2
8
2
Para la fluencia a la tensión
Pn = FyAg = (36 klb/plg2)(5.00 plg2) = 180 klb
LRFD ft = 0.90
ASD Æ t = 1.67
ftPn = 10.90211802 = 162 klb
Pn
180
= 107.8 klb
=
Æt
1.67
Para la fractura a tensión
Ae = UAn = 1.0 * 4.125 plg2 = 4.125 plg2
Pn = FuAe = (58 klb/plg2)(4.125 plg2) = 239.25 klb
LRFD ft = 0.75
ASD Æ t = 2.00
ftPn = 10.7521239.252 = 179.4 klb
Pn
239.25
= 119.6 klb
=
Æt
2.00
Remaches en cortante simple y aplastamiento sobre 1/2 plg
Rn = (Aremache)(Fnv)(número de remaches) = (0.44 plg2)(25 klb/plg2)(4) = 44.0 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.752144.02 = 33.0 klb
Rn
44.0
=
= 22.0 klb
Æ
2.00
; rige
1
3
+
4
8
= 1.06 plg
Para el aplastamiento con lc = 1.50 2
1
Rn = 1.2l c tFu (número de remaches) = 11.2211.062a b1582142 = 147.55 klb
2
3 1
6 2.4dtFu (número de remaches) = 12.42a b a b1582142 = 208.8 klb
4 2
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.8
Resistencia de conexiones remachadas: remaches en cortante y aplastamiento
LRFD f = 0.75
459
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.7521147.552 = 110.7 klb
Rn
147.55
=
= 73.8 klb
Æ
2.0
Resp. Pu = 33.0 klb
Resp. Pa = 22.0 klb
Ejemplo 13-10
¿Cuántos remaches A502, Grado 1, de 7/8 plg se requieren para la conexión mostrada en la
Figura 13.22, si las placas son de acero A36, los agujeros son de tamaño estándar y las distancias al borde y centro a centro son de 1.5 plg y 3 plg, respectivamente? Resuelva para los dos
métodos LRFD y ASD. Para el método ASD, use los valores de Æ supuestos para el Ejemplo
13-9. Pu = 170 klb y Pa = 120 klb
1
4
Pu Pa
o
2
2
Pu Pa
o
2
2
pulg
Pu o Pa
1 12 pulg
1 12 pulg
3 pulg
1
4
1
pulg
2
pulg
Figura 13.22.
Solución
Remaches en cortante doble y aplastamiento sobre 1/2 plg
Resistencia nominal al cortante doble de 1 remache
rn = (2Aremache)(Fnv) = (2 × 0.6 plg2)(25.0 klb/plg2) = 30 klb
LRFD f = 0.75
frn = 10.752130.02 = 22.5 klb
ASD Æ = 2.00
rn
Æ
=
30.00
= 15.0 klb
2.00
; rige
Resistencia nominal al aplastamiento de 1 remache
1
7
+
8
8
= 1.00 plg
lc = 1.50 2
1
rn = 1.2lc tFu = 11.2211.02a b1582 = 34.8 klb
2
7 1
< 2.4 dtFu = 12.42a b a b1582 = 60.9 klb
8 2
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
460
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
frn = 10.752134.82 = 26.1 klb/remache
rn
Æ
=
34.8
= 17.4 klb/remache
2.00
LRFD
ASD
Número de remaches necesarios
Número de remaches necesarios
170
=
= 7.56
22.5
=
120
= 8
15.0
Use ocho remaches de 78 plg
Use ocho remaches de 78 plg
A502, Grado 1.
A502, Grado 1.
Ejemplo 13-11
Repita el Ejemplo 13-10, usando tornillos A307 de 7/8 plg, para los cuales Fnv = 27 klb/plg2.
Solución. Tornillos en cortante doble y aplastamiento sobre .5 plg:
Resistencia nominal al cortante de 1 tornillo
rn = (Atornillo)(Fnv) = (2 × 0.6 plg2)(27 klb/plg2) = 32.4 klb
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
frn = 10.752132.42 = 24.3 klb
rn
Æ
=
32.4
= 16.2 klb
2.00
; rige
Resistencia nominal al aplastamiento de 1 tornillo
1
rn = 1.2 lc tFu = 11.2211.02a b1582 = 34.8 klb
2
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
frn = 10.752134.82 = 26.1 klb
rn
34.8
=
= 17.4 klb
Æ
2.00
LRFD
ASD
Número de remaches necesarios
170
= 7.00
=
24.3
Número de remaches necesarios
120
=
= 7.41
16.2
Use siete tornillos A307 de 78 plg.
Use ocho tornillos A307 de 78 plg.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.9 Problemas para resolver
13.9
461
PROBLEMAS PARA RESOLVER
En cada uno de los problemas listados, deberá usarse la siguiente información, a menos que
se indique otra cosa: a) acero A36; b) agujeros de tamaño estándar; c) cuerdas de tornillos
excluidas del plano de cortante.
13-1 a 13-7. Determine la carga resultante en el tornillo más esforzado de las siguientes conexiones cargadas excéntricamente usando el método elástico.
13-1. (Resp. 23.26 klb.)
Pu 50 klb
2 plg
6 plg
4 plg
Figura P13-1.
13-2.
Pu 60 klb
3 plg
6 plg
6 plg
3 plg
3 plg
1
5 2 plg
Figura P13-2.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
462
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
13-3. (Resp. 16.49 klb.)
Pu 20 klb
12 pulg
3 pulg
PL de 34 pulg
3 pulg
1
2
PL de pulg
3 pulg
3 pulg
Figura P13-3.
13-4.
Pu ⫽ 140 k
1
3 in
1
6 in
6 in
6 in
3 in
1
5 2 in
Figura P13-4.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
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13.9 Problemas para resolver
463
13-5. (Resp. 21.87 klb.)
Pu 120 klb
4 pulg
4 pulg
4 pulg
3 pulg 3 pulg 3 pulg
Figura P13-5.
13-6.
Pu 60 klb
14 pulg
2
1
4 pulg
4 pulg
4 pulg
4 pulg
Figura P13-6.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
464
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
13-7. (Resp. 33.75 klb.)
Pu 50 klb
6 pulg
6 pulg
6 pulg
6 pulg
6 pulg
Figura P13-7.
13-8. Repita el Prob. 13-2, usando el método de le excentricidad reducida dado en la
sección 13.1.2.
13-9. Usando el método elástico, determine la resistencia de diseño según el método LRFD y la resistencia permisible según el método ASD de la conexión
mostrada tipo aplastamiento. Los tornillos son A325 de 3/4 plg trabajando en
cortante simple y sobre un espesor de 5/8 plg de aplastamiento. Los agujeros
son de tamaño estándar y las cuerdas de los tornillos se excluyen del plano de
cortante. (Resp. 58.0 klb LRFD, 38.7 klb ASD.)
Pu
1
52
pulg
12 pulg
3 pulg
6 pulg
6 pulg
6 pulg
3 pulg
3 pulg
3 pulg
Figura P13-9.
13-10. Usando el método elástico, determine la resistencia permisible según el método ASD Pn/Æ y la resistencia de diseño según el método LRFD, fPn para la
conexión tipo fricción mostrada. Los tornillos A325 de 7/8 plg están sometidos
a “cortante doble”. Todas las placas tienen un espesor de 1/2 plg. Las superficies son de Clase A. Los agujeros son de tamaño estándar y hf = 1.0.
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Alfaomega
13.9 Problemas para resolver
465
P
3 pulg
45
3 pulg
3 pulg
3 pulg
3 pulg 3 pulg 3 pulg 3 pulg
Figura P13-10.
13-11. Repita el Prob. 13-9, usando las tablas de resistencia última llamadas “Coefficients C for Eccentrically Loaded Bolt Groups” (Coeficientes C para grupos
de tornillos cargados excéntricamente) en la Parte 7 del Manual del AISC.
(Resp. 73.6 klb.)
13-12. Repita el Prob. 13-10, usando las tablas de resistencia última llamadas “Coefficients C for Eccentrically Loaded Bolt Groups” (Coeficientes C para grupos
de tornillos cargados excéntricamente) en la Parte 7 del Manual del AISC.
13-13. Determine si la conexión tipo aplastamiento mostrada en la siguiente figura es
suficiente para resistir la carga de 200 klb que pasa por el centro de gravedad
del grupo de tornillos, de acuerdo con las especificaciones de LRFD y ASD.
(Resp. fF ¿nt = 54.7 klb/plg2, F ¿nt /Æ = 37.8 klb/plg2. Por lo tanto, la conexión es
satisfactoria.)
Pu 200 klb o Pa 125 klb
3
4
Ocho tornillos A325 de 78 plg
Figura P13-13.
13-14. Repita el Prob. 13-13 si se usan tornillos de fricción para el nivel requerido de
resistencia y si las superficies son de Clase A, hf = 1.00 y se usan agujeros de
tamaño estándar.
13-15. Determine la carga máxima Pu que la conexión tipo aplastamiento mostrada
en la siguiente figura puede soportar y Pu pasa por el centro de gravedad del
grupo de tornillos, de acuerdo con las especificaciones de LRFD y ASD. Las
cuerdas de los tornillos están excluidas de los planos de cortante. (Resp. 148.7
klb LRFD, 99.2 klb ASD.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
466
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
Pu o Pa
1
2
Ocho tornillos A490 de 34 plg
Figura P13-15.
13-16. Repita el Prob. 13-15 considerando tornillos A325.
13-17 al 13-24. Resuelva estos problemas mediante los métodos LRFD y ASD.
13-17. Determine el número de tornillos A325 de 3/4 plg requeridos en los ángulos y
en el patín del perfil W mostrado en la siguiente figura si se considera que la
conexión es de tipo aplastamiento (apretada sin holgura). Use acero de 50 klb/
plg2, Fu = 65 klb/plg2, Lc = 1.0 plg. La deformación alrededor de los agujeros de
tornillo es una consideración de diseño. (Resp. 4 en ángulos, tanto LRFD como
ASD; 8 en patín de W, tanto LRFD como ASD.)
Pu 165 klb o Pa 115 klb
2Ls 5 3 1
2
W18 65
3
4
7
8
PL
2 hileras verticales
de tornillos
Figura P13-17.
13-18. Determine la resistencia de diseño fPn y la resistencia permisible Pn/Æ de la
conexión mostrada si se usan remaches A502 de Grado 1 y acero A36. Suponga Fv = 25 klb/plg2 y las cuerdas se excluyen de los planos de cortante.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
13.9 Problemas para resolver
1 12 pulg 3 pulg
467
3 pulg 1 12 pulg
Pu o P a
Pu o Pa
1
PLs 2 14
Pu
Pu
Figura P13-18.
5 pulg
13-19. El miembro a tensión de una armadura mostrado en la figura consiste en un
solo ángulo 5 × 3 × 5/16 y está conectado a una placa de nudo de 1/2 plg con
cinco remaches A502, Grado 1 de 7/8 plg. Determine fPn y Pn/Æ si se supone
U igual a 0.9. Desprecie el bloque de cortante. El acero es A36. Fv = 25 klb/plg2.
(Resp. 56.2 klb, 37.5 klb.)
Pu
Pu
4@3 pulg
2 pulg
2 pulg
Figura P13-19.
13-20. ¿Cuántos remaches A502, Grado 1 de 7/8 plg se requieren para soportar la
carga mostrada en la siguiente figura si Fv = 25 klb/plg2?
1
2
PL
Pu 185 klb
Pa 125 klb
Pu 185 klb, Pa 125 klb
2 pulg 4 pulg 2 pulg
1
2
PL
Figura P13-20.
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468
Capítulo 13
Conexiones atornilladas cargadas excéntricamente y notas históricas...
13-21. Repita el Prob. 13-20 si se usan tornillos A307. (Resp. 22 LRFD; 22 ASD.)
13-22. ¿Cuántos remaches A502, Grado 1 de 1 plg de diámetro son necesarios usar
para la junta a tope mostrada en la figura? PD = 60 klb, PL = 80 klb.
1
2
PL
3
4
Pu Pa
o
2
2
Pu Pa
o
2
2
PL
Pu o P a
1
2
3 pulg 3 pulg
PL
1
1 2 pulg
Figura P13-22.
13-23. Para la conexión mostrada en la siguiente figura, Pu = 475 klb y Pa = 320 klb,
determine el número necesario de remaches A502, Grado 2 de 7/8 plg. Fv = 25
klb/plg2. (Resp. 22 LRFD; 22 ASD.)
PLs
7
8
1
16
PLs 1 4 16
P u Pa
o
3
3
P u Pa
o
3
3
P u Pa
o
3
3
P u Pa
o
2
2
P u Pa
o
2
2
1
1 2 pulg
3 pulg
3 pulg
1
1 2 pulg
Figura P13-23.
13-24. Para la viga A36 mostrada en la siguiente figura, ¿Qué separación es necesaria
entre los tornillos A307 de 7/8 plg si Vu = 140 klb y Va = 100 klb? Suponga que
Fv = 25 klb/plg2, Lc = 1.50 plg.
PL 34 ⫻ 12
p
W21⫻ 68
p
p
p
PL 34 ⫻ 12
Figura P13-24.
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Alfaomega
C A P Í T U L O
1 4
Conexiones soldadas
14.1
GENERALIDADES
La soldadura es un proceso en el que se unen partes metálicas mediante el calentamiento de
sus superficies a un estado plástico o fluido, permitiendo que las partes fluyan y se unan (con
o sin la adición de otro metal fundido). Resulta imposible determinar exactamente cuándo
se originó la soldadura, pero sucedió cuando menos hace varios miles de años. El arte de
trabajar metales, incluyendo la soldadura, fue un arte en la antigua Grecia desde hace por lo
menos tres mil años, pero la soldadura se había practicado, sin duda alguna, durante muchos
siglos antes de aquellos días. La soldadura antigua era probablemente un proceso de forja
en el que los metales eran calentados a cierta temperatura (no la de fusión) y unidos a golpe
de martillo.
Aunque la soldadura moderna existe desde hace bastantes años, es hasta en las últimas
décadas que ha adquirido gran importancia en las fases de edificios y puentes de la ingeniería
estructural. La adopción de la soldadura estructural fue muy lenta durante varias décadas,
porque muchos ingenieros pensaban que tenía dos grandes desventajas: 1) que tenía poca
resistencia a la fatiga en comparación con las conexiones atornilladas o remachadas y 2) que
era imposible asegurar una alta calidad de soldadura si no se contaba con una inspección
irracionalmente prolija y costosa.
Estas apreciaciones negativas persistieron durante muchos años, aunque las pruebas
parecían indicar que ninguna de las razones era válida. Haciendo caso omiso de la validez
de los temores mencionados, éstas se mantuvieron en todos los órdenes e indudablemente
retardaron el uso de la soldadura, en particular en los puentes carreteros y en mayor escala en
los puentes ferroviarios. En la actualidad, la mayoría de los ingenieros aceptan que las juntas
soldadas tienen una resistencia considerable a la fatiga. También se admite que las reglas que
gobiernan a la capacitación de los soldadores, la técnica mejorada utilizada y los requerimientos para la mano de obra de las especificaciones de la AWS (American Welding Society) hacen
de la inspección de la soldadura un problema menos difícil. Además, la química de los aceros manufacturados actualmente está especialmente formulada para mejorar su soldabilidad.
Como consecuencia, la soldadura se permite ahora en casi todos los trabajos estructurales.
Respecto al tema de la soldadura, es interesante considerar los barcos soldados. Éstos
están sujetos a cargas de impacto realmente severas y difíciles de predecir, pero aun así los arquitectos navales usan con gran éxito barcos totalmente soldados. Un planteamiento similar
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
469
470
Capítulo 14
Conexiones soldadas
Armadura de techo para las escuelas Cherokee Central, Cherokee, NC. (Cortesía de CMC
South Carolina Steel.)
puede hacerse para los aeroplanos y los ingenieros en aeronáutica que utilizan la soldadura.
La adopción de la soldadura estructural ha sido más lenta en los puentes ferroviarios. Estos
puentes están indudablemente sujetos a cargas más pesadas que los puentes carreteros, a
mayores vibraciones y a más inversiones de esfuerzos pero, ¿son estas condiciones de esfuerzos tan serias y tan difíciles de predecir como aquéllas en los barcos y aviones?
14.2
VENTAJAS DE LA SOLDADURA
Actualmente es posible aprovechar las grandes ventajas que la soldadura ofrece, ya que los
temores de fatiga e inspección se han eliminado casi por completo. Algunas de las muchas
ventajas de la soldadura se presentan en los siguientes párrafos:
1. Para la mayoría de los proyectistas, la primera ventaja es la economía, porque el uso
de la soldadura permite grandes ahorros en el peso del acero utilizado. Las estructuras
soldadas permiten eliminar un gran porcentaje de las placas de unión y de empalme,
tan necesarias en las estructuras remachadas o atornilladas, así como la eliminación
de las cabezas de remaches o tornillos. En algunas estructuras de puentes es posible
ahorrar hasta un 15% o más del peso de acero con el uso de la soldadura.
2. La soldadura tiene un área de aplicación mucho mayor que los remaches o los tornillos. Considere una columna de tubo de acero y las dificultades para conectarla a los
otros miembros de acero, con remaches o tornillos. Una conexión remachada o atornillada puede resultar virtualmente imposible, pero una conexión soldada presentará
pocas dificultades. El lector puede apreciar muchas otras situaciones similares, donde
la soldadura tiene decidida ventaja.
3. Las estructuras soldadas son más rígidas, porque los miembros por lo general están
soldados directamente uno a otro. Frecuentemente, las conexiones con remaches o
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
14.4 Tipos de soldadura 471
4.
5.
6.
7.
14.3
tornillos se realizan a menudo mediante ángulos de conexión o placas que se deforman debido a la transferencia de carga, haciendo más flexible la estructura completa.
Por otra parte, la mayor rigidez puede ser una desventaja donde se tienen conexiones
de extremo simples con baja resistencia a los momentos. En tal caso, el calculista debe
tener cuidado de especificar el tipo de junta.
El proceso de fusionar las partes por unir, hace a las estructuras realmente continuas.
Esto se traduce en la construcción de una sola pieza, y puesto que las juntas soldadas
son tan fuertes o más que el metal base, no debe haber limitaciones a las uniones. Esta
ventaja de la continuidad ha permitido el montaje de un sinfín de estructuras de acero
estáticamente indeterminadas, esbeltas y agraciadas en todo el mundo. Algunos de los
más prominentes defensores de la soldadura se han referido a las estructuras remachadas y atornilladas, con sus pesadas placas y gran número de remaches o tornillos, como
semejantes a tanques o carros blindados, al compararlas con las limpias y suaves líneas
de las estructuras soldadas. La ilustración gráfica de esta ventaja la tiene el lector si
compara las conexiones resistentes a momento de la Figura 15.5.
Resulta más fácil realizar cambios en el diseño y corregir errores durante el montaje
(y a menor costo) si se usa soldadura. En relación con esta ventaja se tiene el caso de
las reparaciones realizadas con soldadura en equipo militar en condiciones de batalla
durante las décadas pasadas.
Otro detalle que a menudo es importante es lo silencioso que resulta soldar. Imagínese
la importancia de este hecho cuando se trabaja cerca de hospitales o escuelas, o cuando se realizan adiciones a edificios existentes. Cualquiera que tenga un oído cercano
a lo normal, que haya intentado trabajar en una oficina a unos cuantos metros de un
trabajo de remachado, dará testimonio de esta ventaja.
Se usan menos piezas y, como resultado, se ahorra tiempo en detalle, fabricación y
montaje de la obra.
SOCIEDAD ESTADOUNIDENSE DE SOLDADURA
El Código de soldadura estructural1 de la Sociedad Americana de Soldadura es el estándar
generalmente reconocido para soldar en Estados Unidos. La Especificación del AISC establece claramente que las normas del Código AWS son aplicables bajo la Especificación
del AISC, con unas cuantas excepciones menores que se encuentran enlistadas en la Especificación J2. Tanto la Especificación AWS como la AASHTO cubren estructuras cargadas
dinámicamente. Por lo general, la especificación AWS se usa para diseñar las soldaduras de
edificios sujetos a cargas dinámicas.
14.4
TIPOS DE SOLDADURA
Aunque se dispone tanto de soldadura con gas, como con arco, casi toda la soldadura estructural es de arco. En 1801, Sir Humphry Davy descubrió cómo crear un arco eléctrico al
acercar dos terminales de un circuito eléctrico de voltaje relativamente alto. Aunque por lo
general se le da crédito por el descubrimiento de la soldadura moderna, en realidad pasaron
muchos años antes de que la soldadura se efectuara con el arco eléctrico. (Su trabajo fue
de la mayor importancia para el mundo estructural moderno, pero es interesante saber que
mucha gente opina que su mayor descubrimiento no fue el arco eléctrico, sino más bien un
1
American Welding Society, Structural Welding Code-Steel, AWS D.1.1-00 (Miami: AWS, 2006).
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
472
Capítulo 14
Conexiones soldadas
asistente de laboratorio cuyo nombre era Michael Faraday.) Varios europeos idearon soldaduras de uno u otro tipo en la década de 1880 con el arco eléctrico, mientras que en Estados
Unidos la primera patente para soldadura de arco fue expedida a favor de Charles Coffin,
de Detroit, en 1889.2
Las figuras que se muestran en este capítulo ilustran la necesidad de proporcionar
metal adicional a las juntas que se sueldan, para lograr una conexión satisfactoria. En la
soldadura de arco eléctrico, la barra metálica que se usa, denominada electrodo, se funde
dentro de la junta a medida que ésta se realiza. Cuando se usa soldadura por gas, es necesario
introducir una barra metálica conocida como llenador o barra de soldar.
En la soldadura por gas, en la boquilla de un maneral o soplete, ya sea manejado por el
soldador o por una máquina automática, se quema una mezcla de oxígeno con algún otro tipo
adecuado de gas. El gas que se utiliza comúnmente en soldadura estructural, es acetileno, y
el proceso recibe el nombre de soldadura oxiacetilénica. La flama producida puede utilizarse
tanto para corte de metales como para soldar. La soldadura por gas es muy fácil de aprender
y el equipo necesario para efectuarla es relativamente barato. Sin embargo, es un proceso
algo lento comparado con algunos otros y normalmente se usa para trabajos de reparación y
mantenimiento y no para la fabricación y montaje de grandes estructuras de acero.
En la soldadura por arco, se forma un arco eléctrico entre las piezas que se sueldan y
el operador sostiene el electrodo con algún tipo de maneral o una máquina automática. El
arco es una chispa continua entre el electrodo y las piezas que se sueldan, lo que provocará la
fusión. La resistencia del aire o gas entre el electrodo y las piezas que se sueldan, convierten
la energía eléctrica en calor. Se produce en el arco una temperatura que fluctúa entre los
6 000 y 10 000 F. A medida que el extremo del electrodo se funde, se forman pequeñas gotitas
o globulitos de metal fundido, que son forzadas por el arco hacia las piezas por unir, penetrando
en el metal fundido para formar la soldadura. El grado de penetración puede controlarse
con precisión por la corriente consumida. Puesto que las gotitas fundidas de los electrodos,
en realidad son impulsadas a la soldadura, la soldadura de arco puede usarse con éxito en
trabajos en lo alto.
El acero fundido en estado líquido puede contener una cantidad muy grande de gases en solución, y si no hay protección contra el aire circundante, aquel puede combinarse
químicamente con el oxígeno y el nitrógeno. Después de enfriarse, las soldaduras quedarán
relativamente porosas debido a pequeñas bolsas formadas por los gases. Esas soldaduras son
relativamente quebradizas y tienen mucha menor resistencia a la corrosión. Una soldadura
debe protegerse utilizando un electrodo recubierto con ciertos compuestos minerales. El
arco eléctrico hace que el recubrimiento se funda, creando un gas inerte o vapor alrededor
del área que se suelda. El vapor actúa como un protector alrededor del metal fundido y lo
protege de quedar en contacto directo con el aire circundante. También deposita escoria en
el metal fundido, que tiene menor densidad que el metal base y aflora a la superficie, protegiendo a la soldadura del aire mientras se enfría. Después del enfriamiento, la escoria puede
removerse fácilmente con una piqueta (o cincel), o con un cepillo de alambre (esa remoción
es indispensable antes de la aplicación de la pintura o de otra capa de soldadura). En la
Figura 14.1, se muestran los elementos del proceso de soldadura por arco protegido. Este
esquema se tomó del Procedure Handbook of Arc Welding Design and Practice (Manual de
procedimientos para el diseño y práctica de la soldadura por arco), publicado por la Lincoln
Electric Company. El término Shielded metal arc welding (soldadura de arco metálico protegido) se abrevia aquí como SMAW.
2
Lincoln Electric Company, Procedure Handbook of Arc Welding Design and Practice, 11a. ed. Parte I
(Cleveland, OH, 1957).
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
14.4 Tipos de soldadura 473
Electrodo
Recubrimiento
extruido
Escoria
Gas
protector
Arco
Metal base
Figura 14.1
Elementos del proceso de
soldadura de arco metálico
protegido (SMAW).
Charco fundido
El tipo de electrodo que se use para soldar es muy importante porque afecta decididamente las propiedades de la soldadura tales como resistencia, ductilidad y resistencia a la
corrosión. Se fabrican un buen número de diferentes tipos de electrodos, y el tipo por utilizar
en cierto trabajo depende del tipo de metal que se suelda, la cantidad de material que se necesita depositar, la posición del trabajo, etc. Los electrodos se dividen en dos clases generales: los
electrodos con recubrimiento ligero y los electrodos con recubrimiento pesado.
Los electrodos con recubrimiento pesado se utilizan normalmente en la soldadura estructural, porque al fundirse sus recubrimientos producen una protección de vapor o atmósfera
Soldadura por arco metálico protegido (SMAW) y electrodo justo antes de comenzar un
arco por soldadura de filete entre el ángulo y el alma de la viga. (Cortesía de CMC South
Carolina Steel.)
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
474
Capítulo 14
Conexiones soldadas
muy satisfactoria alrededor del trabajo, así como escoria en la soldadura. Las soldaduras resultantes son más fuertes, más resistentes a la corrosión y más dúctiles que las realizadas con
electrodos con recubrimiento ligero. Cuando se usan electrodos con recubrimiento ligero, no
se intenta prevenir la oxidación y no se forma escoria. Los electrodos se recubren ligeramente con algún estabilizador químico del arco, tal como la cal.
La soldadura por arco sumergido (u oculta) (SAW) es un proceso automático en el que
el arco está cubierto por un montículo de material granular fundible y queda entonces oculto
a la vista. Un electrodo metálico desnudo es alimentado desde un carrete, es fundido y depositado como material de relleno. El electrodo, la fuente de potencia y una tolva de fundente
están unidos a un bastidor que se coloca sobre rodillos y se mueve a cierta velocidad conforme se forma el cordón de soldadura. Las soldaduras SAW se hacen rápida y eficientemente
y son de alta calidad, exhibiendo alta resistencia al impacto, alta resistencia a la corrosión y
buena ductilidad. Además, ellas proporcionan penetración más profundad, por lo que el área
efectiva para resistir cargas es mayor. Un gran porcentaje de las soldaduras hechas para estructuras de puentes es SAW. Si se usa un solo electrodo, el tamaño de la soldadura obtenida
con un solo pase es limitado. Sin embargo, pueden usarse electrodos múltiples, lo que permite
soldaduras mucho más largas.
Las soldaduras hechas con el proceso SAW (automático o semiautomático) son consistentemente de alta calidad y son muy adecuadas para cordones largos de soldadura. Una
desventaja es que el trabajo debe posicionarse para un soldado casi plano u horizontal.
Otro tipo de soldadura es la soldadura de arco con núcleo fundente (FCAW). En
este proceso un tubo de acero lleno de fundente es alimentado continuamente desde un
carrete. Con el fundente se forma una protección de gas y escoria. La Especificación (4.14)
de la AWS proporciona tamaños límite para los diámetros de los electrodos de soldado y
para los tamaños de soldaduras, así como otros requisitos relativos a los procedimientos de
soldado.
Soldadura por arco sumergido. (FCAW). (Cortesía de CMC South Carolina Steel.)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
14.6 Inspección de la soldadura 475
14.5
SOLDADURA PRECALIFICADA
La AWS acepta cuatro procesos de soldado como precalificados. En este contexto, la palabra
precalificada implica que los procesos son aceptables sin necesidad de pruebas ulteriores
sobre su calidad por medio de procedimientos de calificación. Queremos decir que, con base
en muchos años de experiencia, el metal de aportación con las propiedades deseadas se puede depositar si el trabajo se efectúa de acuerdo con los requisitos del Código de Soldadura
Estructural del AWS. Los procesos aceptados por la Especificación 1.3.1 del AWS son: 1)
soldadura por arco metálico protegido (SMAW), 2) soldadura por arco sumergido (SAW),
3) soldadura de arco metálico con gas (GMAW), y 4) soldadura de arco con núcleo fundente
(FCAW). El proceso SMAW es el proceso usual que se aplica para soldadura manual, mientras que los otros tres son generalmente automáticos o semiautomáticos.
14.6
INSPECCIÓN DE LA SOLDADURA
Para asegurarse de una buena soldadura en un trabajo determinado, deben seguirse tres
pasos: 1) establecer buenos procedimientos de soldadura, 2) usar soldadores calificados, y
3) emplear inspectores competentes en el taller y en la obra.
Cuando se siguen los procedimientos establecidos por la AWS y el AISC para soldaduras y cuando se utilizan los servicios de buenos soldadores, que previamente hayan demostrado su habilidad, es seguro que se obtendrán buenos resultados. Sin embargo, la seguridad
absoluta sólo se tendrá cuando se recurra a inspectores calificados.
Un buen procedimiento de soldadura incluye la selección apropiada de electrodos,
corriente y voltaje; las propiedades del metal base y de aportación; y la posición de la soldadura —para nombrar solamente algunos factores—. La práctica usual en los trabajos grandes es emplear soldadores que tengan certificados que muestren sus habilidades. Además, no
es mala práctica que cada soldador ponga una marca de identificación en cada una de sus
soldaduras, de modo que las personas que muy a menudo realizan un mal trabajo puedan ser
ubicadas. Esta práctica probablemente mejore la calidad general del trabajo realizado.
14.6.1 Inspección visual
Otro factor que ayudará a los soldadores a realizar un mejor trabajo, es justamente la presencia de un inspector que ellos consideren que sabrá apreciar una buena soldadura cuando
la vea. Un buen inspector deberá haber soldado él mismo y deberá haber dedicado bastante
tiempo a observar el trabajo de buenos soldadores. Basándose en esta experiencia, será
capaz de saber si un soldador está logrando la fusión y penetración satisfactorias. También debe reconocer buenas soldaduras en su forma, dimensiones y apariencia general. Por
ejemplo, el metal en una buena soldadura se aproximará a su color original después de
enfriarse. Si se ha calentado demasiado, tendrá un tono mohoso o apariencia rojiza. Un
inspector puede utilizar diversas escalas y escantillones para verificar las dimensiones y
formas de la soldadura.
La inspección visual hecha por una persona competente generalmente da una buena
indicación de la calidad de las soldaduras, pero no es una fuente de información perfecta,
especialmente con respecto a la condición interior de la soldadura. Es seguramente el método de inspección más económico y es particularmente útil para soldaduras de un solo pase.
Sin embargo, este método es solamente bueno para detectar imperfecciones superficiales.
Existen diversos métodos para determinar la calidad interna o sanidad de una soldadura,
Alfaomega
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476
Capítulo 14
Conexiones soldadas
Soldadora a presión Lincoln ML-3 montada sobre tractor de
propulsión propia, sin rieles, deposita un cordón de soldadura
de 1/4 plg entre alma y patín a una velocidad de 28 plg/min.
(Cortesía de Lincoln Electric Company.)
incluyendo el uso de tinturas penetrantes y partículas magnéticas, ensayos con ultrasonido y
procedimientos radiográficos. Estos métodos pueden usarse para detectar defectos internos
tales como porosidades, penetración de la soldadura, y la presencia de escorias.
14.6.2 Líquidos penetrantes
Pueden extenderse diversos tipos de tinturas sobre las superficies de soldadura. Estos tintes
penetrarán en las grietas superficiales de la soldadura. Después de que la tintura ha penetrado en la grieta, se limpia el exceso de material en la superficie y se usa un polvo absorbente,
el cual causará que el tinte salga a la superficie y revelará la existencia de la grieta. Entonces
puede verse a simple vista el contorno de la grieta. Se usan algunas variaciones de este método para mejorar la visibilidad de los defectos, incluyendo el uso de tinturas fluorescentes.
Después de retirar el tinte de las grietas, éstas resplandecen con brillantez bajo el examen
con luz negra.3 Al igual que la inspección visual, este método permite detectar grietas que
están abiertas a la superficie.
3
James Hughes, “It’s Superinspector”. Steelways, 25, núm. 4 (Nueva York: American Iron and Steel Institute. Septiembre/octubre, 1969), pp. 19-21.
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14.6 Inspección de la soldadura 477
14.6.3 Partículas magnéticas
En este método, la soldadura por inspeccionar se magnetiza eléctricamente. Las grietas que
están en o cerca de la superficie de la soldadura originan la formación de polos norte y sur
en cada uno de sus lados. En las grietas se colocan limaduras en polvo de hierro seco o una
suspensión líquida de partículas. Estas partículas forman siluetas al adherirse muchas de
ellas a las grietas, mostrándose así la ubicación de las grietas e indicando su tamaño y su
forma. Sólo grietas, costuras, inclusiones, etc., aproximadamente a 1/10 plg de la superficie
pueden localizarse por este método. La desventaja es que si se usan soldaduras con cordones
múltiples, el método debe aplicarse a cada cordón.
14.6.4 Prueba ultrasónica
En años recientes, la industria del acero ha aplicado el ultrasonido a la manufactura del acero. Si bien el equipo es costoso, el método es bastante útil también en la inspección de soldadura. Las ondas sónicas se envían a través del material que va a probarse y se reflejan desde
su lado opuesto. La onda reflejada se detecta en un tubo de rayos catódicos. Los defectos en
la soldadura afectan el tiempo de transmisión del sonido. El operador puede leer el cuadro
del tubo, localizar las fallas y conocer qué tan severas son. La prueba ultrasónica se puede
usar con éxito para localizar discontinuidades en aceros al carbono y de baja aleación, pero
no funciona muy bien para algunos aceros inoxidables con grano extremadamente grueso.
14.6.5 Procedimientos radiográficos
Los métodos radiográficos, que son más costosos, se pueden utilizar para revisar soldaduras ocasionales en estructuras importantes. Mediante estas pruebas, es posible realizar una
buena estimación del porcentaje de soldaduras defectuosas en una estructura. El uso de
máquinas portátiles de rayos x (donde el acceso no sea un problema) y el uso de radio o
cobalto radiactivos para tomar fotografías son métodos de prueba excelentes, pero costosos.
Resultan satisfactorios en soldaduras a tope (por ejemplo, soldadura de tuberías importantes de acero inoxidable en los proyectos de plantas químicas y de energía nuclear), pero no
son satisfactorios para soldadura de filete, ya que las fotografías son difíciles de interpretar.
Una desventaja adicional de estos métodos es el riesgo de la radiactividad. Deben utilizarse
procedimientos cuidadosos para proteger tanto a los técnicos como a los trabajadores cercanos. En una obra de construcción, este peligro posiblemente requiera la inspección nocturna
cuando sólo unos cuantos trabajadores se encuentran cerca del área de inspección. (Por lo
general, se requerirá una obra muy grande antes de que el uso extremadamente costoso del
material radiactivo pueda justificarse.)
Una conexión soldada bien hecha, puede resultar mucho más resistente (tal vez hasta
el doble) que las partes conectadas. Como consecuencia, la resistencia real es mucho mayor
que la requerida por las especificaciones. Las causas de esta resistencia adicional son las siguientes: Los electrodos se fabrican con acero especial, el metal se funde eléctricamente (tal
como en la manufactura de los aceros de alta calidad) y la rapidez de enfriamiento es mayor.
Por todo esto es poco probable que un soldador haga una soldadura con menor resistencia
que la requerida por el diseño.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
478
14.7
Capítulo 14
Conexiones soldadas
CLASIFICACIÓN DE LAS SOLDADURAS
En esta sección se describen tres clasificaciones independientes de las soldaduras. Estas clasificaciones se basan en el tipo de soldadura realizada, en la posición de la soldadura y en el
tipo de junta que se use.
14.7.1 Tipo de soldadura
Los dos tipos principales de soldaduras son las soldaduras de filete y de ranura. Existen además las soldaduras de tapón y de muesca, que no son comunes en el trabajo estructural.
Estos cuatro tipos de soldadura se muestran en la Figura 14.2.
Las soldaduras de filete son aquellas que se hacen con las partes que se traslapan una
sobre otra, como se muestra en la Figura 14.2(a). También pueden usarse en juntas te (como
se ilustra en la Figura 14.4). Las soldaduras de filete son las de uso más económico, ya que
es necesaria poca preparación de las partes que se van conectar. Además, los soldadores que
tienen menos experiencia pueden hacerlas muy bien en comparación con aquellas que se
requieren para buenos trabajos con otros tipos de soldaduras.
Las soldaduras de filete han demostrado ser más débiles que las soldaduras de ranura;
sin embargo, la mayoría de las conexiones estructurales se realizan con soldaduras de filete
(aproximadamente el 80%). Cualquier persona que haya tenido experiencia en estructuras
de acero entenderá el porqué las soldaduras de filete son más comunes que las soldaduras de
ranura. Las soldaduras de ranura, que se muestran en la Figura 14.2(b) y (c) (que son soldaduras que se hacen en ranuras entre los miembros que van a conectarse) se usan cuando los
miembros que se conectan están alineados en el mismo plano. Usarlas en cualquier situación
(a) Soldaduras de filete
(b) Soldaduras de ranura de penetración completa
(c) Soldaduras de ranura de penetración parcial
Soldadura de muesca
Soldaduras de
tapón
Soldadura de filete
Figura 14.2
Cuatro tipos de soldaduras
estructurales.
(d) Soldaduras de muesca y tapón
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
14.7
Clasificación de las soldaduras 479
implicaría un ensamble prefecto de los miembros por conectar, cosa que lamentablemente
no sucede en la estructura de acero común y corriente. Muchos lectores han visto a los operarios tirando y golpeando miembros de acero para ponerlos en posición. Cuando se pueden
traslapar los miembros de acero, se permiten tolerancias mayores en el montaje, siendo las
soldaduras de filete las que se utilizan. Sin embargo, las soldaduras de ranura son bastante
comunes en muchas conexiones tales como los empalmes en columnas y las conexiones a
tope de patines de vigas a columnas, etc., y constituyen alrededor del 15 por ciento de las
soldaduras estructurales. Las soldaduras de ranura pueden ser de penetración completa, que
se extienden sobre todo el espesor de las partes conectadas o de penetración parcial, que se
extienden sólo en parte del espesor de los miembros.
Las soldaduras de ranura son generalmente más caras que las soldaduras de filete debido a los costos de preparación. De hecho, las soldaduras de ranura pueden costar entre 50 a
100 por ciento más que las soldaduras de filete.
Una soldadura de tapón es una soldadura circular que atraviesa a un miembro hasta
llegar a otro, uniéndolos de esta manera. Una soldadura de muesca es una soldadura formada en una muesca o agujero alargado, que une un miembro con otro a través de la muesca.
El material de la soldadura puede llenar parcial o totalmente la muesca. Estas soldaduras se
muestran en la Figura 14.2(d). Estos onerosos tipos de soldaduras se pueden utilizar cuando
los miembros se traslapan y no se tiene la longitud del filete de soldadura. También se pueden utilizar para unir partes de un miembro, como en el caso de tener que fijar las cubreplacas en un miembro compuesto.
Las soldaduras de tapón y las de muescas no se consideran en general adecuadas para
transmitir fuerzas de tensión perpendiculares a la superficie de contacto, ya que generalmente no hay mucha penetración de la soldadura en el miembro situado detrás del tapón
o la muesca y el hecho es que la resistencia a la tensión la proporciona principalmente la
penetración.
Algunos proyectistas estructurales consideran satisfactorias las soldaduras de tapón y
de muesca para conectar las diferentes partes de un miembro, pero otros no las consideran
adecuadas para transmitir fuerzas cortantes. La penetración de las soldaduras de muesca o
de tapón en los otros miembros es dudosa; y además puede haber poros críticos en las soldaduras que no se detectan con los procedimientos comunes de inspección.
14.7.2 Posición
Las soldaduras se clasifican respecto a la posición en que se realizan como: planas, horizontales, verticales y en la parte superior o sobrecabeza, siendo las planas las más económicas y
las de la parte superior las más costosas. Un buen soldador puede realizar una soldadura
plana en forma muy satisfactoria, pero sólo los mejores soldadores pueden hacerla en la
parte superior. Aunque las soldaduras planas pueden hacerse con una máquina automática,
gran parte de la soldadura estructural se realiza a mano. Se ha indicado previamente que no
es necesaria la fuerza de la gravedad para efectuar buenas soldaduras, pero sí puede acelerar
el proceso. Los glóbulos de los electrodos fundidos pueden forzarse hacia los cordones de
soldadura depositados sobre la parte superior y resultan buenas soldaduras, pero el proceso
es lento y caro, por lo que debe evitarse esta posición siempre que sea posible. Estos tipos de
soldadura se muestran en la Figura 14.3.
14.7.3 Tipos de juntas
Las soldaduras también se pueden clasificar de acuerdo con el tipo de junta usada: a tope,
traslapada, en te, de canto, en esquina, etc. Véase la Figura 14.4.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
480
Capítulo 14
Conexiones soldadas
Soldadura
horizontal
Soldadura
vertical
Soldaduras
en lo alto
Figura 14.3
Posiciones
de soldado.
Soldadura plana
A tope
Traslapada
Figura 14.4
Tipos de juntas
de soldadura.
14.8
Te
De canto
En esquina
SÍMBOLOS PARA SOLDADURA
La Figura 14.5 presenta los diversos símbolos de soldadura desarrollados por la American
Welding Society (Sociedad Americana de Soldadura). Con este excelente sistema taquigráfico, se da toda la información necesaria con unas cuantas líneas y números, ocupando apenas
un pequeño espacio en los planos y dibujos de ingeniería. Estos símbolos eliminan la necesidad de dibujos en las soldaduras y hacer largas notas descriptivas. Ciertamente es conveniente para los proyectistas y dibujantes utilizar este sistema estándar. Si la mayoría de las
soldaduras indicadas en un dibujo son de las mismas dimensiones, puede ponerse una nota y
omitir los símbolos, excepto en las soldaduras fuera de medida.
El propósito de esta sección es dar una idea general de la apariencia de los símbolos de
soldadura y la información que pueden contener. (Para información más detallada, consulte
el Manual del AISC y otros materiales publicados por la AWS.) La información presentada
en la Figura 14.5 puede ser bastante confusa; por esta razón, se presentan en la Figura 14.6
algunos símbolos comunes de soldaduras de filete, junto con la explicación de cada uno.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
Juntas soldadas precalificadas
Símbolos básicos de soldadura
Posterior
Filete
Ranura o a tope
Tapón
o
ranura
Cuadrado
V
Bisel
U
J
Ensanchamiento Ensanchamiento
en V
de bisel
Símbolos suplementarios de soldadura
Respaldo
Espaciado
Contorno
Soldadura
todo
alrededor
Soldadura
de campo
Al ras
Convexo
Véase AWS A2.4 para
otros símbolos básicos
y complementarios
de soldadura
Posición estándar de los elementos de un símbolo de soldadura
Símbolo de acabado
Ángulo de ranura o ángulo
incluido o abocardar para
soldaduras de tapón
Símbolo de contorno
Abertura en la raíz, profundidad
del relleno en soldaduras de
muesca y tapón
Longitud de la soldadura
en pulgadas
Garganta efectiva
Profundidad de la
preparación o tamaño
en pulgadas
Línea de referencia
Símbolo de soldadura de campo
Símbolo básico de
soldadura o referencia
de detalle
Otro
lado
Símbolo de soldadura todo alrededor
LP
Lado de
la flecha
S(E)
T
(Ambos lados)
R
Especificación, proceso
u otras referencias
Cola (se omite cuando
no se usan referencias)
Paso (espaciamiento entre centros)
de las soldaduras en pulgadas
F
A
Los elementos en esta
área quedan como
se indica cuando se
invierten la cola
y la flecha.
A
B
La flecha conecta la línea de referencia
al lado de la junta con flecha. Use un
quiebre como en A o B para indicar
que la flecha apunta al miembro ranurado
en las juntas con bisel o con bisel y J.
Nota:
Tamaño, símbolo de la soldadura, longitud y espaciamiento deben leerse en ese orden de izquierda a derecha sobre
la línea de referencia. Ni la orientación de la línea de referencia ni la posición de la flecha alteran esta regla.
El lado perpendicular de los símbolos
, , , , debe estar a la izquierda.
Las dimensiones de las soldaduras de filete deben mostrarse tanto en el lado con la flecha como en otro lado.
Los símbolos se aplican entre cambios bruscos en la dirección de la soldadura, a menos que se muestre el símbolo
de “todo alrededor” o se indique algo diferente.
Estos símbolos no se refieren explícitamente al caso de ocurrencia frecuente en las estructuras, en donde material
duplicado (por ejemplo, atiesadores) se localiza en el lado posterior de una placa de nudo o alma. Los fabricantes
han adoptado la siguiente convención de estructuras: cuando en la lista de embarque del material en detalle se
detecte la existencia de un miembro en el lado alejado, así como en el lado cercano, la soldadura mostrada para
el claro cercano se duplicará para el lado alejado.
Figura 14.5.
Fuente: Manual del AISC, Tabla 8-2, p. 8-35, 14a. ed., 2011. “Derechos reservados © American
Institute of Steel Construction. Reproducido con autorización. Todos los derechos reservados.”
482
Capítulo 14
Conexiones soldadas
1
4
Soldadura de filete sobre el lado cercano
(lado de la flecha). El tamaño de la soldadura
( 14 plg) se pone a la izquierda del símbolo de
la soldadura y la longitud (6 plg) a la derecha
del mismo.
6
1
2
2@6
1
Soldadura de filete de 2 plg en el lado alejado,
soldaduras intermitentes de 2 plg de longitud
a cada 6 plg entre centros.
1
4
3
8
6
1
Soldadura de campo de filete de 4 plg en ambos
lados y 6 plg de longitud. Como las soldaduras
son iguales en ambos lados, no es necesario pero
se permite indicar sus dimensiones en ambos
lados de la línea. La bandera indica que es una
soldadura de campo.
2@6
3
Soldadura de filete de 8 plg alternada e
intermitente de 2 plg de longitud a 6 plg entre
centros, en ambos lados.
Símbolo de soldadura todo alrededor de la junta.
A2
La cola se usa para indicar referencia a una
cierta especificación o proceso.
Figura 14.6
Ejemplos de símbolos de soldadura.
14.9
SOLDADURAS DE RANURA
Cuando la penetración es completa y las soldaduras de ranura están sujetas a tensión o
compresión axial, el esfuerzo en la soldadura se supone igual a la carga dividida entre el área
transversal neta de la soldadura. En la Figura 14.7 se muestran tres tipos de soldadura de
Refuerzo
1
4
plg máximo
(a) Unión sin preparación a escuadra
(b) V sencilla
Figura 14.7
Soldaduras
de ranura.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
(c) V doble
Alfaomega
14.9 Soldaduras de ranura
483
ranura. La unión sin preparación a escuadra, mostrada en la parte (a) de la figura, se utiliza
para unir material relativamente delgado de hasta un máximo de 1/4 plg de espesor. A medida que el material es más grueso, es necesario usar soldaduras de ranura en V y soldaduras
de ranura en doble V, como las ilustradas en las partes (b) y (c), respectivamente, de la Figura
14.7. En estas dos soldaduras, los miembros se biselan antes de soldarse, para permitir la
penetración total de la soldadura.
Se dice que las soldaduras de ranura mostradas en la Figura 14.7 tienen refuerzo. El refuerzo es metal de aportación que hace mayor la dimensión de la garganta que la del espesor
del material soldado. En función del refuerzo, las soldaduras de ranura se llaman soldaduras
de 125 porciento, 150 porciento, etc., según sea el espesor extra en la soldadura. Existen dos
razones principales para tener refuerzo: 1) el refuerzo da cierta resistencia extra porque el
metal adicional contrarresta los poros y otras irregularidades, y 2) al soldador le es más fácil
realizar una soldadura un poco más gruesa que el material soldado. El soldador tendría dificultad, si no es que una tarea imposible, para realizar soldaduras perfectamente lisas, sin que
hubiera partes ni más gruesas ni más delgadas que el material soldado.
Es indudable que el refuerzo origina soldaduras de ranura más fuertes, cuando van a
estar sujetas a cargas estáticas. Sin embargo, cuando la conexión va a estar sujeta a cargas
repetidas y vibratorias, el refuerzo no resulta tan satisfactorio porque las concentraciones
de esfuerzos parecen desarrollarse en el refuerzo y contribuyen a una falla más rápida. Para
tales casos, una práctica común es proporcionar refuerzo y luego rebajarlo enrasándolo con
el material conectado (Sección 10.34.2.1 de la AASHTO).
En la Figura 14.8 se muestran algunas de las preparaciones necesarias en los bordes,
para las soldaduras de ranura. En la parte (a) se muestra un borde biselado. Cuando se usan
estos bordes existe siempre el problema de la socavación. Ésta se puede reducir dándole al
bisel una parte recta, tal como la que se muestra en la parte (b) de la figura, o usando una
solera de respaldo como se muestra en (c). La placa de respaldo puede ser de cobre de 1/4 plg
de espesor. El metal de aportación no se adhiere al cobre y éste tiene una muy alta conductividad que resulta útil para remover el exceso de calor y reducir la distorsión. En ocasiones
se usan respaldos de acero, los que generalmente se dejan para que formen parte de la conexión. Las porciones rectas en los biseles no deben usarse junto con los respaldos, debido
al riesgo de que se formen bolsas de gas que impidan la penetración completa. Cuando se
usan bordes de doble bisel, como se muestra en la parte (d) de la figura, a veces se introducen
separadores para prevenir la socavación. Los separadores se retiran después de soldar por
un lado de la junta.
Parte recta del bisel
(a)
(b)
Separador
(c)
(d)
Figura 14.8
Preparación de los bordes para soldaduras de ranura. (a) Canto biselado. (b) Bisel con parte
recta. (c) Bisel con placa de respaldo. d) Bisel doble con separador.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
484
Capítulo 14
Conexiones soldadas
Desde el punto de vista de la solidez, de la resistencia al impacto y a esfuerzos repetidos, y de la cantidad de metal de aporte requerido, se prefieren las soldaduras de ranura a las
de filete. Sin embargo, desde otros puntos de vista no son tan atractivas, por lo que la inmensa
mayoría de las soldaduras estructurales son de filete. Si bien las soldaduras de ranura tienen
esfuerzos residuales más altos, y las preparaciones (tales como el empalmado y el biselado)
de los bordes de los miembros para la soldadura de ranura son costosas, probablemente la
mayor desventaja es el problema que presenta la preparación de las piezas para su ensamble
en la obra. (Las ventajas de las soldaduras de filete a este respecto, se describieron en la Sección 14.7.) Por estas razones, las juntas de ranura en obra no se usan con frecuencia, excepto
en trabajos pequeños o en los que los miembros fueron fabricados un poco más largos y
cortados en la obra a las longitudes necesarias.
14.10
SOLDADURAS DE FILETE
Las pruebas han mostrado que las soldaduras de filete son más resistentes a la tensión y a la
compresión que al corte, de manera que los esfuerzos determinantes en soldaduras de filete
que se estipulan en las especificaciones para soldadura, son esfuerzos de corte. Cuando sea
práctico usar soldadura de filete, es conveniente arreglar las conexiones de modo que estén
sujetas únicamente a esfuerzos de corte, y no a la combinación de corte y tensión, o corte y
compresión.
Cuando las soldaduras de filete se prueban a la ruptura con cargas paralelas a los ejes
de la soldadura, parecen fallar por corte en ángulos de aproximadamente 45 a través de la
garganta. Por consiguiente, su resistencia se supone igual al esfuerzo de corte de diseño o
permisible por el área teórica de la garganta de la soldadura. El grueso teórico de la garganta
de diversas soldaduras de filete se muestra en la Figura 14.9. El área de la garganta es igual al
grueso teórico de ésta por la longitud de la soldadura. En esta figura, la raíz de la soldadura
es el punto donde las superficies de las caras de las piezas de metal original se intersecan, y
la garganta teórica de la soldadura es la distancia más corta de la raíz de la soldadura a su
cara esquemática.
Para el filete de 45 o de lados iguales, el grueso de la garganta es 0.707 veces el tamaño
de la soldadura, pero tiene diferentes valores para soldaduras de filete de lados desiguales.
De preferencia la soldadura de filete debe tener una superficie plana o ligeramente convexa,
Lado
Raíz
(a)
Cara de la soldadura
Cara de la soldadura
Cara teórica
o esquemática
Garganta teórica
Garganta teórica
Lado
(b)
Garganta teórica
(c)
Figura 14.9
(a) Superficie convexa. (b) Superficie cóncava. (c) Soldadura de filete de lados desiguales.
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
Alfaomega
14.11 Resistencia de las soldaduras
485
aunque la convexidad de la soldadura no se sume a su resistencia calculada. A primera vista,
la superficie cóncava podría parecer la forma ideal para la soldadura de filetes, porque aparentemente los esfuerzos podrían fluir suave y uniformemente alrededor de la esquina, con
poca concentración de esfuerzos. La experiencia de años ha demostrado que los cordones
de paso simple de forma cóncava, tienen gran tendencia a agrietarse por efecto del enfriamiento, y este factor es de mayor importancia que el efecto alisador de esfuerzos debido a la
forma convexa.
Cuando una soldadura cóncava se contrae, en su superficie tiene lugar una tensión que
la tiende a agrietar.
Tensión en la cara de la soldadura
debido a la contracción de la soldadura
Cuando la superficie de una soldadura convexa se contrae, eso no causa tensión en la
superficie exterior; sino al contrario, como la cara se acorta, se produce compresión.
Compresión en la cara de la soldadura
debido a la contracción de la soldadura
Otro detalle importante con respecto a la forma de las soldaduras de filete, es el ángulo de la soldadura con las piezas que se sueldan. El valor más conveniente de este ángulo
está en la vecindad de los 45. Para las soldaduras de filete a 45, las dimensiones de los lados
son iguales y dichas soldaduras se conocen por la dimensión de sus lados (como por ejemplo,
una soldadura de filete de 1/4 plg). Si en una soldadura las dimensiones de los lados son diferentes (no soldaduras a 45) se dan las dimensiones de ambos lados para describirla (como
por ejemplo, una soldadura de filete de 3/8 por 1/2 plg).
El espesor de la garganta efectiva puede incrementarse en los cálculos si se demuestra
que se obtiene una penetración consistente más allá de la raíz de la soldadura esquemática
debido al proceso de soldadura que se use (Especificación J2.2a del AISC). En el caso de la
soldadura de arco sumergido, se ha asegurado en el pasado que ocurre en forma consistente
una mayor penetración.
14.11
RESISTENCIA DE LAS SOLDADURAS
Para esta exposición se hace referencia a la Figura 14.10. El esfuerzo en un filete de soldadura se considera igual a la carga dividida entre el área efectiva de la garganta de la soldadura
sin tomar en cuenta la dirección de la carga. Sin embargo, las pruebas han mostrado que
las soldaduras de filete cargadas transversalmente son apreciablemente más fuertes que las
cargadas paralelamente al eje de la soldadura.
Las soldaduras de filete transversales son más fuertes por dos razones: primero, ellas
quedan sometidas a esfuerzos más uniformes sobre toda su longitud, mientras que las soldadura de filete longitudinales quedan sometidas a esfuerzos no uniformes debido a deformaciones que varían a lo largo de su longitud; segundo, las pruebas muestran que la falla ocurre
según ángulos diferentes a 45, por lo que las soldaduras tienen entonces áreas efectivas más
grandes en la garganta.
Alfaomega
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
486
Capítulo 14
Conexiones soldadas
Pu
Pu
Pu
Soldaduras longitudinales
Pu Soldaduras transversales
(c)
Pu
(a)
(b)
Figura 14.10
(a) Soldadura de filete longitudinal. (b) Soldadura de filete transversal. (c) Soldaduras transversales
y longitudinales.
El método para determinar la resistencia de los filetes a lo largo de sus ejes longitudinales, independientemente de la dirección de la carga, tiene por objetivo simplificar los
cálculos. Es bastante común que los proyectistas determinen la resistencia de todas las soldaduras de filete suponiendo que las cargas se aplican en la dirección longitudinal.
14.12
REQUISITOS DEL AISC
Cuando se hacen soldaduras, el material del electrodo deberá tener propiedades del metal
base. Si las propiedades son comparables, se dice que el metal de aportación es compatible
con el metal base. (Es decir, sus resistencias nominales son similares.)
La Tabla 14.1 (que es la Tabla J2.5 de la Especificación del AISC) proporciona las
resistencias nominales de varios tipos de soldadura, incluyendo las de filete, de tapón, de
muesca y las de ranura con penetración completa y parcial.
La resistencia de diseño de una soldadura específica (fRn) y la resistencia permisible
Rn/Æ de las juntas soldadas se toma como el menor de los valores de la resistencia del material base determinada de acuerdo con los estados límite de la fractura a la tensión y de la
fractura al cortante, y la resistencia del metal de la soldadura determinada de acuerdo con el
estado límite de la fractura mediante las siguientes expresiones:
Para el metal base, la resistencia nominal es
Rn = FnBMABM
(Ecuación J2-2 del AISC)
Para el metal de la soldadura, la resistencia nominal es
Rn = FnwAwe
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak
(Ecuación J2-3 del AISC)
Alfaomega
TABLA 14.1
Resistencia disponible de las juntas soldadas, klb/plg2 (MPa).
Tipo y dirección de la
carga en relación con el
Metal
eje de la soldadura
pertinente
fyæ
Área
Resistencia
efectiva
nominal
(FnBM o Fnw) (ABM o Awe)
klb/plg2 (MPa) plg2 (mm2)
Nivel de resistencia requerido
del metal
de aportación[a][b]
SOLDADURAS DE RANURA CON PENETRACIÓN COMPLETA EN LA JUNTA
Tensión
Normal al eje
de la soldadura
La resistencia de la junta está controlada
por el metal base.
Debe usarse metal de aportación
que sea compatible. Para juntas
de esquina o en T con refuerzo
colocado en su lugar, se requiere
metal de relleno robusto en la
muesca. Véase la Sección J2.6.
Compresión
Normal al eje
de la soldadura
La resistencia de la junta está controlada
por el metal base.
Se permite metal de aportación
con un nivel de resistencia igual
o menor que el metal
de aportación compatible.
Tensión o compresión
Paralela al eje
de la soldadura
No es necesario considerar tensión o compresión
en partes unidas en sentido paralelo a la
soldadura para el diseño de las soldaduras
que unen a las partes.
Se permite metal de aportación
con un nivel de resistencia igual
o menor que el metal
de aportación compatible.
Cortante
La resistencia de la junta está controlada
por el metal base.
Deberá usarse metal de
aportación que sea compatible.[c]
SOLDADURAS DE RANURA CON PENETRACIÓN PARCIAL EN LA JUNTA INCLUYENDO
SOLDADURAS DE RANURA ACAMPANADA EN V Y CON RANURA ACAMPANADA BISELADA
Área
Tensión
f = 0.75
Base
Fu
efectiva
Normal al eje
Æ = 2.00
de la soldadura
Véase
f = 0.80
Soldadura
0.60 FEXX
J2.1a
Æ = 1.88
Compresión
Placas de columna con
No es necesario considerar el esfuerzo a compresión
base y empalmes de
en el diseño de las soldaduras que unan a las partes.
columnas diseñados
conforme a J1.4(a)
Compresión
f = 0.90
Base
Conexiones de
Æ = 1.67
miembros diseñadas
para el soporte de
elementos que no sean Soldadura f = 0.80
Æ = 1.88
columnas como se
describe en J1.4(b)
Compresión
Conexiones sin
terminado para
el soporte
Base
f = 0.90
Æ = 1.67
f = 0.80
Soldadura Æ = 1.88
Fy
Véase
J4
0.60 FEXX
Véase
J2.1a
Fy
Véase
J4
0.90 FEXX
Véase
J2.1a
Se permite metal de aportación
con un nivel de resistencia igual
o menor que el metal de aportación compatible.
Tensión o compresión No es necesario considerar tensión o compresión en
Paralela al eje
partes unidas en sentido paralelo a la soldadura para
de la soldadura
el diseño de las soldaduras que unen a las partes.
Regido por J4
Base
Cortante
Alfaomega
Soldadura
f = 0.75
Æ = 2.00
0.60 FEXX
Véase
J2.1a
(Continúa)
Diseño de Estructuras de Acero – McCormac /Csernak 487
488
Capítulo 14
TABLA 14.1
Conexiones soldadas
(Continuación).
Tipo y dirección de la
carga en relación con el
Metal
eje de la soldadura
pertinente
fyæ
Resistencia
Área
nominal
efectiva
(FnBM o Fnw) (ABM o Awe)
klb/plg2 (MPa) plg2 (mm2)
Nivel de resistencia requerido
del metal
de aportación[a][b]
SOLDADURAS DE FILETE INCLUYENDO FILETES EN LOS AGUJEROS Y RANURAS
ASÍ COMO JUNTAS T ESVIAJADAS
Base
Regido por J4
f = 0.75
Soldadura
Æ = 2.00
Cortante
Véase
J2.1a
Se permite metal de aportación
con un nivel de resistencia igual
o menor que el metal
Tensión o compresión No es necesario considerar tensión o compresión en
de
aportación compatible.
Paralela al eje
partes unidas en sentido paralelo a la soldadura para
de la soldadura
el diseño de las soldaduras que unen a las partes.
0.60 FEXX
SOLDADURAS DE TAPÓN Y DE MUESCA
Cortante
Paralela al área
de contacto en
el área efectiva
Base
Soldadura
Regido por J4
f = 0.75
Æ = 2.00
0.60 FEXX
J2.3a
Se permite metal de aportación
con un nivel de resistencia igual
o menor que el metal
de aportación compatible.
[a]
Para metal de soldadura que sea compatible véase AWS D1.1, Sección 3.3.
Se permite metal de aportación con un nivel de resistencia que sea un nivel mayor que la resistencia del metal
compatible.
[c]
Pueden usarse metales de aportación con un nivel de resistencia menor que el metal compatible para
soldadura de ranura entre el alma y los patines de secciones compuestas que transfieren cargas de cortante,
o en aplicaciones donde sea relevante una alta sujeción. En estas aplicaciones, deberá detallarse la junta de
la soldadura y la soldadura se diseñará usando el espesor del material como la garganta efectiva, f = 0.80,
Æ = 1.88 y 0.60FEXX como la resistencia nominal.
[d]
Alternativamente se permiten las disposiciones de J2.4(a), siempre que se considere la compatibilidad
de deformación de los diversos elementos de soldadura. Como alternativa, las Secciones J2.4(b) y (c) son
aplicaciones especiales de J2.4(a) que proporcionan la compatibilidad de la deformación.
[b]
Fuente: Especificación del AISC, Tabla J2.5, p. 16.1-114 y 16.1-115, junio 22, 2010. “Derechos reservados ©
American Institute of Steel Construction. Reimpreso con autorización. Todos los derechos reservados.”
En las ecuaciones anteriores,
FnBM = el esfuerzo nominal del metal base, klb/plg2
Fnw = el esfuerzo nominal del metal de la soldadura, klb/plg2
ABM = área efectiva del metal base, plg2
Awe = área efectiva de la soldadura, plg2
La Tabla 14.1 (Tabla J2.5 de la Especificación del AISC) proporciona los valores de
soldadura necesarios para usar estas ecuaciones: f, Æ, FBM, y Fw. En esta tabla también se
dan las limitaciones para estos valores.
Los electrodos de metal de relleno para la soldadura por arco protegido se designan
como E60XX, E70XX, etc. En esta clasificación, la letra E representa a un electrodo, mientras que el primer conjunto de dígitos (60, 70, 80, 90, 100 o 110) indica la resistencia mínima
a la tensión de la soldadura, en klb/plg2.
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14.12
Requisitos del AISC 489
Los dígitos restantes especifican el tipo de recubrimiento. Como la resistencia es el factor más importante para el ingeniero estructurista, usualmente especificamos los electrodos
como E70XX, E80XX o simplemente E70, E80, etc. Para la situación usual, los electrodos
E70 se usan para aceros con valores Fy de entre 36 a 60 klb/plg2, mientras que los E80 se usan
cuando Fy = 65 klb/plg2.
Además de los esfuerzos nominales dados en la Tabla 14.1, existen otras disposiciones
aplicables a la soldadura que se dan en la Sección J2.2b de la Especificación del LRFD. Entre
las más importantes están las siguientes:
1. La longitud mínima de una soldadura de filete no debe ser menor que cuatro veces la
dimensión nominal del lado de la soldadura. Si su longitud es menor que este valor, el
tamaño de soldadura que se considera efectiva debe reducirse a un cuarto de la longitud de la soldadura.
2. El tamaño máximo de una soldadura de filete a lo largo de los bordes de material
menor de 1/4 plg de grueso debe ser igual al grueso del material. Para material más
grueso, no debe ser mayor que el espesor del material menos 1/16 plg, a menos que la
soldadura se arregle especialmente para dar un espesor completo de la garganta. Para
una placa con un espesor de 1/4 plg, o mayor, conviene terminar la soldadura por lo
menos a 1/16 plg del borde para que el inspector pueda ver claramente el borde de la
placa y determinar con exactitud las dimensiones de la garganta de la soldadura.
En general, la soldabilidad de un material mejora conforme el espesor de la parte por
soldar disminuye. El problema con el material más grueso es que las placas gruesas absorben
el calor de las soldaduras más rápidamente que las placas delgadas, aun si se usan los mismos
tamaños de soldadura. (El problema se puede aliviar un poco precalentando el metal por
soldarse unos cuantos cientos de grados Fahrenheit y manteniéndolo así durante la operación de soldado.)
3. Los tamaños de filetes permisibles mínimos de soldadura según la Especificación del
AISC se dan en la Tabla 14.2 (Tabla J2.4 de la Especificación del AISC). Estos valores
varían entre 1/8 plg para material de 1/4 plg de espesor o menor y 5/16 plg para material con espesor mayor de 3/4 plg. El tamaño mínimo práctico para la soldadura es
de aproximadamente 1/8 plg, y el tamaño que probablemente resulta más económico
es de alrededor de 1/4 plg o 5/16 plg. La soldadura de 5/16 plg es aproximadamente
TABLA 14.2 Tamaños mínimos para las soldaduras de filete.
Espesor del material de la
parte unida más delgada, plg (mm)
Hasta 14 (6) inclusive
Tamaño mínimo de las
soldaduras de filete,[a] plg (mm)
1
8
(3)
Mayor de (6) hasta (13)
3
16
(5)
Mayor de 12 (13) hasta 34 (19)
1
4
(6)
5
16
(8)
1
4
3
4
Mayor de (19)
1
2
[a]
Dimensión del ala de las soldaduras de filete. La soldadura debe ser de una
sola pasada. Véase la Sección J2.2b de la Especificación LRFD para el tamaño
máximo de las soldaduras de filete.
Fuente: Especificación del AISC, Tabla J2.4, p. 16.1-111, junio 22, 2010.
“Derechos reservados © American Institute of Steel Construction. Reimpreso
con autorización. Todos los derechos reservados.”
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490
Capítulo 14
Conexiones soldadas
la máxima que puede hacerse en una sola pasada con el proceso de arco protegido
(SMAW) y la de 1/2 plg cuando se usa el proceso de arco sumergido (SAW).
Estos tamaños mínimos no se desarrollaron con base en consideraciones de resistencia, sino debido al hecho de que los materiales gruesos tienen un efecto de enfriamiento
rápido en las soldaduras pequeñas. Si esto sucede, el resultado es con frecuencia una pérdida
de ductilidad en la soldadura. Además, el material grueso tiende a restringir el acortamiento
propio de la soldadura al enfriarse ésta y pueden, en consecuencia, aparecer grietas en los
cordones que presenten problemas.
Observe que los tamaños mínimos dados en la Tabla 14.2 dependen de la parte más
delgada de las dos partes que se van a unir. Sin embargo, puede ser mayor si así lo requiere
la resistencia calculada.
4. Algunas veces se usan remates de extremo o marcos en la terminación de las soldaduras de filete, como se muestra en la Figura 14.11. En el pasado se recomendaba esta
práctica para proporcionar una mejor resistencia a la fatiga y para asegurarse de conservar el espesor de la soldadura en toda su longitud. Las investigaciones recientes han
demostrado que estos remates no son necesarios para desarrollar la capacidad de estas
conexiones. Los remates de extremo también se usan para incrementar la capacidad
de deformación plástica de estas conexiones (Comentario J2.2d del AISC).
5. Si se usan soldaduras de filete longitudinal para la conexión de placas o barras, su longitud no debe ser menor que la distancia perpendicular entre ellas, debido al retraso
del cortante (que se estudia en el Capítulo 3).
6. Para juntas traslapadas, la cantidad mínima de traslape que se permite es igual a cinco
veces el espesor de la parte más delgada que se va a unir, pero no menor de 1 plg (J2.2b
del AISC). El propósito de este traslape mínimo es evitar que la junta gire excesivamente.
7. Si la longitud real (l) de una soldadura de filete con carga en el extremo es mayor que
100 veces el tamaño de su ala (w), la Especificación (J2.2b) del AISC establece que,
debido a la variación de esfuerzos a lo largo de la soldadura, es necesario determinar
una longitud más pequeña o efectiva para la determinación de la resistencia. Esto se
hace multiplicando l por el término b, de acuerdo con la siguiente ecuación en donde
w es el tamaño del ala de soldadura:
b = 1.2 - 0.002 (1/w) … 1.0
(Ecuación J2-1 del AISC)
Si la longitud real de la soldadura es mayor que 300 w, la longitud efectiva se toma
como 180 w.
Remates
de extremo
(marcos)
Figura 14.11
Remates de extremo (o marcos).
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14.13 Diseño de soldaduras de filete simples 491
Torre del Banco Toronto Dominion
de 56 pisos, totalmente soldada.
(Cortesía de Lincoln Electric Company.)
14.13
DISEÑO DE SOLDADURAS DE FILETE SIMPLES
Los Ejemplos 14-1 y 14-2 ilustran los cálculos necesarios para determinar la resistencia de
varias conexiones soldadas con filetes; el Ejemplo 14.3 presenta el diseño de una conexión de
este tipo. En éstos y otros problemas, las longitudes de las soldaduras se escogen 1/4 plg más
cercano, ya que no cabe esperar una mayor aproximación al fabricarlas en taller o en la obra.
Ejemplo 14-1
a. Determine la resistencia de diseño de una soldadura de filete de 1/4 plg de 1 plg de
longitud formada con el proceso de arco metálico protegido (SMAW) y electrodos
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492
Capítulo 14
Conexiones soldadas
E70 con una resistencia mínima a la tensión FEXX = 70 klb/plg2. Suponga que la carga
se va a aplicar paralela a la longitud de la soldadura.
b. Repita la parte a) si la soldadura tiene 20 plg de longitud.
c. Repita la parte a) si la soldadura tiene 30 plg de longitud.
Solución
a. Rn = FnwAwe
= (resistencia nominal del metal base 0.60 FEEX)(garganta t)(longitud
de la soldadura)
1
= 10.60 * 70 klb/plg2 2a plg * 0.707 * 1.0b = 7.42 k/plg
4
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.75217.422 = 5.56 klb/plg
Rn
7.42
=
= 3.71 klb/plg
Æ
2.00
b. Longitud, l = 20 plg
LRFD
20
l
= 1 = 80 6 100
w
4
ASD
20
L
= 1 = 80 6 100
w
4
‹ b = 1.0
‹ b = 1.0
fRnL = 15.5621202 = 111.2 klb
Rn
L = 13.7121202 = 74.2 klb
Æ
c. Longitud, l = 30 plg
LRFD
l
30
= 1 = 120 7 100
w
4
ASD
L
30
= 1 = 120 7 100
w
4
‹ b = 1.2 - 10.002211202 = 0.96
‹ b = 1.2 - 10.002211202 = 0.96
fRn bL = 15.56210.9621302 = 160.1 klb
Rn
bL = 13.71210.9621302 = 106.8 klb
Æ
Las soldaduras de filete no deben diseñarse con un esfuerzo mayor que el esfuerzo de
diseño de los miembros adyacentes a la conexión. Si la fuerza externa aplicada al miembro
(tensión o compresión) es paralela al eje del metal de la soldadura, su resistencia de diseño
no debe exceder la resistencia de diseño axial del miembro.
El Ejemplo 14-2 ilustra los cálculos necesarios para determinar la resistencia de diseño
de placas conectadas con soldadura de filete longitudinal. En este ejemplo rige la resistencia
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14.13 Diseño de soldaduras de filete simples 493
al corte por pulgada de soldadura, y se multiplica por la longitud total de la soldadura, para
dar la capacidad total de las conexiones.
Ejemplo 14-2
¿Cuál es la resistencia de diseño de la conexión mostrada en la Figura 14.12 si las placas consisten en acero A572 Grado 50 (Fu = 65 klb/plg2)? Se usaron electrodos E70, y las soldaduras
de filete de 7/16 plg se hicieron con el proceso SMAW.
10 plg
PL
3
4
14
10 plg
Pu o Pa
Pu o P a
PL
Figura 14.12.
3
4
10
7
16
Solución
Resistencia de la soldadura = FweAwe = 10.60 * 70 klb/plg22a
7
plg * 0.707 * 20 plgb =
16
= 259.8 klb
10 plg
L
= 22.86 6 100
= 7
w
16 plg
‹ No se requiere reducción en la resistencia de la soldadura ya que b = 1.0.
Revisando la relación de longitud a tamaño de la soldadura
LRFD f = 0.75
ASD Æ = 2.00
fRn = 10.7521259.82 = 194.9 klb
Revise la fluencia a tensión para una PL
Rn
259.8
=
= 129.9 klb
Æ
2.00
; rige
3
* 10
4
3
Rn = FyAg = 150 klb/plg2 2a plg * 10 plgb = 375 klb
4
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LRFD ft = 0.90
ASD Æ t = 1.67
ftRn = 10.90213752 = 337.5 klb
Rn
375
= 224.6 klb
=
Æt
1.67
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494
Capítulo 14
Conexiones soldadas
Revise la resistencia a la fractura por tensión para una PL
3
* 10
4
Ae = AgU
como la longitud de la soldadura, l = 10 plg, es igual a la distancia entre las soldaduras,
U = 0.75 (véase el Caso 4, Tabla D3.1 del AISC)
3
plg * 10 plg * 0.75 = 5.62 plg 2
4
Rn = FuAe = 165 klb/plg2 215.62 plg 22 = 365.3 klb
Ae =
LRFD ft = 0.75
ASD Æ t = 2.00
fRn = 10.7521365.32 = 274.0 klb
LRFD Resp. = 194.9 klb
Rn
365.3
= 182.7 klb
=
Æt
2.00
ASD Resp. = 129.9 klb
Ejemplo 14-3
Usando acero de 50 klb/plg2 y electrodos E70, diseñe soldadura de filete SMAW para resistir
la carga de capacidad plena en el