CAPITULO 11
DISEÑO DE CONEXIONES ATORNILLADAS.
11.1.- INTRODUCCIÓN A CONEXIONES ATORNILLADAS CON LRFD Y
ASD, AISC-2005.
11.1.1.- Introducción.
Hace algunas décadas se utilizaban remaches para conectar los miembros de las
estructuras de acero. Pero de 1960 a la fecha los tornillos y la soldadura han venido
substituyendo a los remaches en las conexiones estructurales. Atornillar estructuras de acero es
un proceso de montaje en campo muy rápido y generalmente requiere de menor trabajo que el
proceso de soldar. La experiencia ha demostrado que las conexiones de campo son más seguras
y más económicas utilizando tornillos de alta resistencia que a través de la soldadura.
11.1.2.- Tipos de tornillos.
Existen algunos tipos de tornillos que pueden utilizarse para conectar miembros de
estructuras de acero. Los tornillos llamados estándar u ordinarios son clasificados como ASTM307 y son hechos de acero al carbón con características de comportamiento esfuerzodeformación muy similar al acero estructural A-36 y están disponibles en el mercado en
diámetros desde 1/2” a 1 1/2” en incrementos de 1/8”.
Los tornillos A-307 generalmente tienen cabeza y tuerca cuadrada para reducir el costo
de su fabricación pero también se pueden conseguir con cabeza hexagonal y por lo mismo son
más fáciles de apretar ya que son más fáciles de sujetar con las llaves para tornillos. Estos
tornillos se siguen utilizando en conexiones de estructuras sujetos a carga estática, ya que con el
tiempo tienden a aflojarse.
Los tornillos de alta resistencia son fabricados con acero de medio carbón, tratados y
también de aleaciones de aceros y tienen resistencias a la tensión de dos ó más veces que los
tornillos A-307.
Existen en el mercado dos tipos, los A-325 que son hechos de acero de medio carbón
tratados en altas temperaturas y los A-490 también tratados en altas temperaturas pero hechos de
aleaciones de aceros. Los tornillos de alta resistencia se utilizan tanto en edificios pequeños
como en edificios altos y puentes de acero. Los tornillos de alta resistencia generalmente son
apretados produciéndose altos esfuerzos de tensión y así permitiendo que las partes que se están
conectando pueden trabajar por fricción. También se pueden conseguir tornillos de alta
resistencia A-499 especialmente para diámetros mayores a 1 1/2”.
11.1.3.- Breve historia de los tornillos de alta resistencia.
Como se dijo anteriormente los tornillos de alta resistencia son mejores en
funcionamiento y economía que los tornillos A-307 y son ahora más utilizados en conexiones de
campo que el proceso de unión mediante soldadura.
C. Batho y E.H. Bateman son los primeros que sugirieron en 1934 el uso de los tornillos
de alta resistencia en estructuras de acero, pero fue hasta 1947 que el “Research Council on
Riveted and Bolted Structural Joints of Engineering Foundation” fue establecido en los Estados
Unidos. Esta institución editó sus primeras especificaciones en 1951 y desde entonces los
- 222 -
tornillos de alta resistencia fueron adaptados para utilizarse en edificios y puentes tanto para
cargas estáticas como dinámicas, con el tiempo su uso es cada vez mayor, una de las grandes
estructuras donde por primera vez se utilizaron tornillos de alta resistencia fue en el “Puente de
Mackinac” en Michigan en 1957 involucrando la utilización de más de 1.5 millones de tornillos
de alta resistencia de los tipos de A-325 y A-490 y hasta ahora la estructura de este puente
continúa en servicio.
11.2.-
PRINCIPALES VENTAJAS
RESISTENCIA.
DE
LOS
TORNILLOS
DE
ALTA
a).- En comparación con tornillos A-307 ó remaches, se requiere un número menor utilizando
tornillos de alta resistencia.
b).- Se pueden obtener conexiones de muy buena calidad con personal con mucho menor
entrenamiento que el que se requiere para conexiones soldadas.
c).- No se requieren tornillos de presentación, que después tienen que ser removidos o
desperdiciados como es el caso de conexiones soldadas.
d).- Se requiere un equipo mucho menos costoso para hacer conexiones con tornillos de alta
resistencia (taladro de banco, llaves de ojo y llaves calibradas para controlar la tensión en
el apriete); a comparación del equipo que se requiere para aplicar el proceso de la
soldadura.
e).- Menor riesgo de accidentes que en los procesos de soldadura.
f).- Las pruebas e investigaciones en conexiones atornilladas demuestran mejor comportamiento
a fatiga que cuando se utilizan los tornillos ordinarios e igual o mejor comportamiento que
cuando se utiliza soldadura.
g).- La facilidad de desmontar una estructura (simplemente se quitan los tornillos) con respecto a
una estructura que tienen conexiones soldadas.
11.3.-
ESPECIFICACIONES PARA EL DISEÑO
ATORNILLADAS, CON FORME AL AISC-2005.
DE
CONEXIONES
11.3.1.- Tornillos apretados al llegue y completamente apretados (Pretensionados).
Los tornillos de alta resistencia según el diseño de la conexión pueden ser apretados al
llegue (conexión tipo aplastamiento) y completamente apretados, pretensionados (conexión tipo
fricción). El apriete se logra mediante una llave de apriete calibrada, u otros métodos.
Es muy importante que en los dibujos se especifique claramente que tipo de conexión se va a
utilizar ya sea aplastamiento o fricción. Cuando las cargas son aplicadas los tornillos apretados al
llegue pueden sufrir algo de deslizamiento ya que los agujeros son un poco más grandes que el
tornillo y como resultado las placas de conexión se pueden mover respecto de los tornillos.
Cuando exista fatiga y para conexiones sujetas a tensión es recomendable usar conexiones que
no tengan deslizamiento entre sus placas, a este tipo de conexiones se les conoce como “SlipCritical Connections” (Conexiones sin deslizamiento), éstas conexiones se obtienen apretando
complemente los tornillos quedando sujetos a tensiones muy elevadas. Este tipo de conexiones
son más costosas y solo deben utilizarse cuando exista fatiga, grandes tensiones o lo indiquen las
especificaciones. La sección J1-10 de las especificaciones LRFD dan una lista detallada de las
conexiones que deben hacerse sin deslizamiento entre sus placas, algunos ejemplos de ellos son:
a).- Conexiones para soportar equipo con cargas dinámicas y cargas de impacto.
b).- Conexiones donde las cargas vivas puedan producir fatiga, inversión de esfuerzos, o que
tengan cargas de grúas de más de 5 Toneladas de capacidad.
- 223 -
c).- Conexiones de traslape de columnas en estructuras con altura mayor a 60 m.
d).- Conexiones de vigas y trabes a columnas en estructuras que dependen del contraventeo, con
altura mayor a 40 m.
En todos los demás casos es más conveniente utilizar tornillos de alta resistencia apretados
al llegue y en estructuras sencillas utilizar tornillos A-307.
Conviene recordar que las herramientas que se utilizan para tornillos de alta resistencia
apretados al llegue son más sencillos que cuando se utilizan tornillos de alta resistencia
pretensionados. Por lo mismo solo cuando sea requerido por las especificaciones deberán
utilizarse tornillos de alta resistencia pretensionados. A continuación se reproduce la tabla J3.1
de las especificaciones LRFD con la tensión requerida para conexiones pretensionadas
(trabajando a fricción) en kips y en kN (kilo-Newton).
Tabla J 3.1 AISC-2005
Pretensión Mínima de Tornillos, kips*
Tamaño Tornillo
Tornillos A325
Tornillos A490
1/2
5/8
3/4
7/8
1
1 1/8
1 1/4
1 3/8
1 1/2
12
19
28
39
51
56
71
85
103
15
24
35
49
64
80
102
121
148
*Igual a 0.70 veces la resistencia última de los tornillos, redondeada al valor entero más cercano,
tal como lo especifican las Especificaciones ASTM para tornillos A325 y A490 con cuerda
estándar unificada (UNC).
Tabla J 3.1. Tensión requerida en los tornillos para conexiones tipo fricción
y para conexiones sujetas a tensión directa (en kips).
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Tabla J 3.1 M AISC-2005
Pretensión Mínima de Tornillos, kN*
Tamaño Tornillo
Tornillos A325
Tornillos A490
M 16
M 20
M 22
M 24
M 27
M 30
M 36
91
142
176
205
267
326
475
114
179
221
257
334
408
596
*Igual a 0.70 veces la resistencia última de los tornillos, redondeada al valor entero más cercano,
tal como lo especifican las Especificaciones ASTM para tornillos A325 y A490 con cuerda UNC.
Tabla J 3.1 M. Tensión requerida en los tornillos para conexiones tipo fricción y
para conexiones sujetas a tensión directa en kN (kilo-Newton).
Nota: La numeración de las tablas es de acuerdo al AISC.
Es interesante mencionar que una vez que los tornillos son instalados y apretados a dar la
tensión de la tabla J3.1, estos tornillos permanecen con sus tuercas apretadas. En el caso de
cargas dinámicas importantes, se recomienda utilizar contratuerca ó roldanas de presión después
de pretensionar los tornillos y así evitar que los tornillos pudieran aflojarse.
11.3.2.- Métodos para pretensionar tornillos.
a).- Método de vueltas de la tuerca. Los tornillos son llevados a la condición de apriete al llegue
y con una llave de ojo se les da de un tercio a una vuelta completa dependiendo de la
longitud del tornillo y de las pendientes de las superficies de las placas.
b).- Método de la llave calibrada. En este método los tornillos son apretados por una llave de
impacto que es ajustada para producir cierta torsión la cual es teóricamente necesaria para
producir la tensión que requiere el tornillo conforme a las especificaciones AISC-2005. Es
necesario que esta llave se calibre constantemente y que se usen roldanas templadas. A
continuación se presenta una ilustración de la llave de impacto calibrada.
37 cm
26 cm
Dado exagonal para
apretar las tuercas
Llave para pretensionar tornillos de alta resistencia A-325 y A-490, con diferentes diámetros.
- 225 -
c).- Apriete utilizando tornillos con control de torsión en la punta.
d).- Apriete utilizando indicadores de tensión directa. A continuación se muestra una ilustración
de los tornillos con indicadores de tensión directa.
Holgura
con cresta
sin aplanar
Cámara de hule llena de
pintura color rojo o naranja.
Holgura parcial con
cresta semi aplanada
Cuando la cresta está más
aplanada se derrama el color
y esto es el indicador de que
ya se aplicó la fuerza de
pretensión del tornillo
Placas de unión
Antes de tensionar
Tensión parcial
11.3.3.- Conexiones de tipo aplastamiento y de resistencia al deslizamiento.
Cuando se usan tornillos de alta resistencia completamente tensionados ellos fijan
firmemente las placas que se están conectando resultando una gran resistencia al deslizamiento
entre las placas de unión.
Esta resistencia es igual a la fuerza de fijación multiplicada por el coeficiente de fricción.
Si la carga de corte es menor que la resistencia a la fricción la conexión es considerada de
resistencia al deslizamiento (Slip-critical), si la carga de corte excede la resistencia a la fricción,
las placas deslizarán una respecto de la otra y tenderán a producir cortante en los tornillos y al
mismo tiempo las placas conectándose tienden a empujar contra el tornillo produciendo
aplastamiento. Las juntas de resistencia al deslizamiento deben estar libres de aceite, pintura o
cualquier otro tipo de lubricante. Las especificaciones AASHTO permiten que las placas de
unión sean galvanizadas siempre y cuando antes de colocar los tornillos se cepillen o se les
aplican chorros de arena para producir superficies rugosas. Los esfuerzos no minales de tensión
y corte para tornillos y partes roscadas están descritos en la tabla J 3.2.
- 226 -
Tabla J 3.2 AISC-2005
Esfuerzo Nominal de Conectores y Partes Roscadas, kg/cm² (MPa)
Esfuerzo de
Esfuerzo de Corte
Tensión
Nominal en
Nominal, Fnt, Conexiones de Tipo
Descripción del Conector
kg/cm² (MPa) Aplastamiento, Fnv,
kg/cm² (MPa)
Tornillos A307.
3169 (310)[a] [b]
Tornillos A325, cuando la rosca está
incluida en el plano de corte.
6 338 (620)[e]
Tornillos A325, cuando la rosca no está
incluida en el plano de corte.
6 338 (620)[e]
Tornillos A 490, cuando la rosca está
incluida en el plano de corte.
7 958 (780)[e]
Tornillos A 490, cuando la rosca no está
incluida en el plano de corte.
7 958 (780)[e]
Partes roscadas que cumplen los requisitos
de la Sección A3.4, cuando la rosca está
0.75 Fu[a] [d]
incluida en el plano de corte.
Partes roscadas que cumplen los requisitos
de la sección A3.4, cuando la rosca no está
incluida en el plano de corte.
0.75 Fu[a] [d
1690 (165)[b] [c] [f]
3 380 (330)[f)]
4 225 (414)[f)]
4 225 (414)[f)]
5 282 (520)[f)]
0.40 Fu
0.50 Fu
[a] Sujeto a los requisitos del Apéndice 3 del AISC-2005.
[b] Para tornillos A307 los valores tabulados deben ser reducidos por 1% para cada 2 mm sobre
5 diámetros de longitud en el agarre.
[c] Rosca permitida en los planos de corte.
[d] La resistencia de tensión nominal para la porción roscada de una barra con extremos hechos
de diámetro mayor, basada en el área de la sección correspondiente al diámetro mayor de la
rosca, AD, debe ser mayor que el valor obtenido al multiplicar Fy por el área nominal del
cuerpo de la barra fuera de los extremos engruesados roscados.
[e] Para tornillos A325 yA 490 solicitados por carga de tracción de fatiga, ver el apéndice 3 del
AISC-2005.
[f] Cuando las conexiones de tipo aplastamiento utilizadas en traslapes de miembros en tensión
poseen un patrón de conectores cuya longitud, medida paralela a la línea de carga, excede de
1270 mm, se deben reducir los valores tabulados por 20%.
Tabla J 3.2. Esfuerzo Nominal de Conectores y Partes Roscadas, kg/cm² (MPa)
11.3.4.- Tamaño de los agujeros de los tornillos.
Además de los agujeros estándar de tornillos (STD) los cuales son 1/16” más grandes en
diámetro que los tornillos, existen otros tipos de agujero alargados tales como: agrandados
(oversized) de ranura corta (short-slotted), de ranura larga (long-slotted). A continuación se
- 227 -
reproduce la tabla J3.3 del AISC-2005 la cual especifica las dimensiones de los distintos tipos de
agujeros según el diámetro del tornillo.
Tabla J 3.3 AISC-2005
Dimensiones Nominales de Agujeros, in
Dimensiones Agujero
Diámetro
Tornillo
1/2
5/8
3/4
7/8
1
 1/8
Ranura Corta
Ranura Larga
(Ancho x Largo)
(Ancho x Largo)
9/16 x 11/16
11/16 x 7/8
13/16 x 1
15/16 x 11/8
1 1/16 x 1 5/16
(d + 1/16) x (d + 3/8)
9/16 x 1 1/4
11/16 x 1 9/16
13/16 x 17/8
15/16 x 2 3/16
1 1/16 x 2 1/2
(d + 1/16) x (2.5 +d)
Agrandados
Estándar
(Diámetro) (Diámetro)
9/16
11/16
13/16
15/16
1 1/16
d + 1 1/16
5/8
13/16
15/16
1 1/16
1 1/4
d + 5/16
Tabla J 3.3. Dimensiones nominales de agujeros, in
- 228 -
Tabla J 3.3 M AISC-2005
Dimensiones Nominales de Agujeros, mm
Dimensiones Agujero
Diámetro
Tornillo
M13
M16
M19
M22
M25
M29
M32
 M32
Estándar Agrandados
(Diámetro) (Diámetro)
15
18
21
24
27
31
34
d+3
16
20
24
27
32
36
40
d+8
Ranura Corta
Ranura Larga
(Ancho x Largo)
(Ancho x Largo)
14 x 17
17 x 22
20 x 25
24 x 28
27 x 34
33 x 38
36 x 42
(d + 3) x (d + 10)
14 x 32
18 x 40
22 x 50
24 x 55
27 x 60
30 x 67
33 x 75
(d + 3) x 3.5d
Tabla J 3.3 M. Dimensiones nominales de agujeros, mm.
Los agujeros agrandados (oversized) pueden ser utilizados en todas las conexiones en las
que la carga aplicada no excede la resistencia permisible al deslizamiento, el uso de los agujeros
agrandados permite mayores tolerancias durante la construcción.
Los agujeros de ranura corta (short-slotted) pueden ser utilizados sin importar la dirección
de la carga aplicada para conexiones de resistencia al deslizamiento o de tipo aplastamiento.
El uso de los agujeros de ranura corta permite cierta tolerancia en la fabricación y no obliga a
que la junta tenga que ser de resistencia al deslizamiento (Slip-critical).
Los agujeros de ranura larga (Long-slotted) pueden ser utilizados únicamente en una de
las partes o placas conectándose ya sea de deslizamiento crítico o de aplastamiento. Para las
juntas de deslizamiento crítico, esos agujeros pueden ser utilizados en cualquier dirección pero
para las uniones tipo aplastamiento las cargas deben ser normales (entre 80 y 100 grados) con
respecto a los ejes de las ranuras. Los agujeros de ranura larga son generalmente utilizados
cuando las conexiones se están haciendo a estructuras existentes donde la posición exacta de los
miembros no esta muy bien definida. Generalmente se utilizan roldanas para prevenir de daños a
las placas cuando los tornillos se están apretando y además distribuyen las fuerzas más
uniformemente a los miembros que se van a conectar.
- 229 -
11.3.5.- Tipos de uniones con fuerzas axiales.
Supongamos que tenemos la unión mostrada en la siguiente Figura 11.1:
Aplastamiento entre
tornillo y placa
P
P
P
P
Corte en
el tornillo
Aplastamiento entre
tornillo y placa
P
P
Flexión producida en
la junta de traslape
Figura 11.1. Junta de traslape.
Las placas mostradas se conectan con tornillos al llegue, lo que significa que los tornillos
están poco apretados y comprimen muy poco a una placa respecto a la otra y por lo mismo la
fricción entre ambas placas es mínima. Como resultado las cargas en las placas tienden a cortar a
los tornillos en el plano entre las placas y a comprimir las placas con los tornillos produciendo
aplastamiento entre la placa y el tornillo, por lo que estos tornillos están trabajando a corte
simple y a aplastamiento.
Suponiendo que ahora utilizamos en la unión tornillos de alta resistencia completamente
pretensionados produciendo un efecto de incrustación de una placa con respecto a la otra y por lo
tanto una gran resistencia a fricción entre las placas. Mientras las cargas que se están aplicando
sean inferiores a la resistencia a la fricción, los tornillos no trabajarán ni a corte simple ni a
aplastamiento, en cambio si las cargas exceden la resistencia a la fricción se producirá un
deslizamiento entre las placas provocando corte simple y aplastamiento en los tornillos.
Junta de Traslape: La junta indicada en la figura 11.1 es conocida como junta de traslape,
este tipo de unión tiene la desventaja de que la línea de acción de la fuerza en una placa no
coincide con la línea de acción de la fuerza de la otra placa, produciéndose una flexión no
deseada en la conexión. Por esta razón esta conexión no se recomienda usarla excepto para
cargas pequeñas y deben de llevar cuando menos dos tornillos para minimizar la flexión.
Junta simétrica: Esta conexión se muestra en la Figura 11.2 a continuación y está formada
por 3 placas ó miembros.
APLASTAMIENTO ENTRE
TORNILLO Y PLACA
P/2
P
P/2
CORTE DOBLE
EN EL TORNILLO
Figura 11.2. Junta de traslape simétrica (No se produce flexión).
- 230 -
Si la resistencia al deslizamiento entre las placas es pequeña se presenta deslizamiento
entre las mismas produciéndose la tendencia al corte en los tornillos en los dos planos de
contacto entre las placas; las placas tratan de aplastar a los tornillos y por lo mismo se produce
corte doble y aplastamiento, esta junta es más recomendable que la junta de traslape ya que
existe una mejor transmisión de las cargas y se reducen o eliminan los efectos de la flexión.
11.3.6.- Formas de falla en juntas atornilladas en tensión.
Se muestra a continuación en la Figura 11.3.
a)
b)
c)
d)
e)
Figura 11.3.





En la Figura 11.3 (a) se muestra la falla en una junta de traslape por cortante del tornillo en el
plano de contacto entre placas.
En la Figura 11.3 (b) se muestra la posibilidad de falla de tensión en una de las placas en la
línea del tornillo.
En la Figura 11.3 (c) se muestra la falla de los tornillos o de las placas por aplastamiento
entre tornillos y placas.
En la Figura 11.3 (d) se muestra la posibilidad de falla por desprendimiento de parte de una
de las placas.
En la Figura 11.3 (e) se indica la falla por corte de los tornillos en dos planos (corte doble).
- 231 -
11.3.7.- Espaciamiento entre tornillos.
En la Figura 11.4 se describe la nomenclatura de los espaciamientos y distancia
a los bordes.
g
p
p
p
a
a
g
g
g
p
p
p
p
p
p
g
a
Figura 11.4. Nomenclatura de espaciamientos entre tornillos.
donde:




p = distancia entre tornillos en la dirección longitudinal.
g = distancia entre tornillos en la dirección transversal o distancia del eje de tornillos al borde
interior (gramil).
a = distancia de un borde.
la distancia entre tornillos es la distancia más corta entre tornillos en la misma o diferente
línea de tornillos.
11.3.8.- Espaciamiento mínimo.
En las especificaciones AISC-2005 se establece que los espaciamientos mínimos centro a
centro entre tornillos agujeros estándar, agrandados ó de ranura corta no deben ser menores que
2 2/3 veces el diámetro nominal del tornillo, aunque una distancia de 3 veces el diámetro es
preferible a utilizar.
11.3.9.- Distancia Mínima a un Borde.
Los tornillos no deben colocarse cerca de los bordes de las placas por las siguientes
razones: taladrar agujeros cerca de un borde puede causar grietas entre el agujero y el borde y al
hacer agujeros muy cerca de los extremos de placas o miembros puede producir
desgarramientos. La práctica usual es colocar los tornillos a una distancia mínima desde el borde
de las placas entre 1.5 y 2.0 veces el diámetro del tornillo de tal manera que el metal de la placa
tenga una resistencia al corte cuando menos igual que la de los tornillos, la tabla J3.4 de las
especificaciones AISC-2005 indica la distancia mínima a un borde recortado y a bordes de
placas o perfiles rolados.
- 232 -
Tabla J 3.4 AISC-2005
Distancia Mínima al Borde[a], in desde el Centro del Agujero
Estándar[b] hasta el Borde de la Parte Conectada
Diámetro de Tornillo
o Perno (in)
En Bordes Recortados
con sierra o soplete
En Bordes Laminados de
Placas, Perfiles o Barras, o
en Bordes por Corte
Térmico[c]
1/2
5/8
3/4
7/8
1
1 1/8
1 1/4
sobre 1 1/14
7/8
1 1/8
1 1/4
1 1/2[d]
1 3/4[d]
2
2 1/4
1 3/4 x d
3/4
7/8
1
1 1/8
1 1/4
1 1/2
1 5/8
1 1/4 x d
[a] Se permite utilizar distancias de borde menor provisto que se satisfacen las disposiciones de
la sección J 3.10, de forma apropiada.
[b] Para agujeros agrandados y ranurados, ver Tabla J 3.5.
[c] Se permite que todas las distancias de borde en esta columna sean reducidas 1/8 de pulgada
cuando el agujero esta en un punto donde la resistencia requerida no exceda de 25% de la
resistencia máxima en el elemento.
[d] Se permite que estas sean 1 1/4 in en los extremos de las conexiones de vigas mediante
ángulos y placas de corte.
Tabla J3.4. Distancia mínima a un borde [a] desde el centro en agujeros
Standard [b] a el borde de la parte conectada.
- 233 -
Tabla J 3.4 M AISC-2005
Distancia Mínima al Borde[a], mm desde el Centro del Agujero
Estándar[b] hasta el Borde de la Parte Conectada
Diámetro de Tornillo
o Perno (mm)
En Bordes Recortados
con sierra o soplete
(mm).
En Bordes Laminados de
Placas, Perfiles o Barras, o
en Bordes por Corte
Térmico[c] (mm).
13
16
19
22
25
29
32
sobre 32
22
29
32
38
44
51
58
1.75 d
19
22
25
29
32
38
42
1.25 d
[a] Se permite utilizar distancias de borde menor provisto que se satisfagan las disposiciones de
la sección J 3.10, de forma apropiada.
[b] Para agujeros agrandados y ranurados, ver Tabla J 3.5 M.
[c] Se permite que todas las distancias de borde en esta columna sean reducidas 3 mm cuando el
agujero esta en un punto donde la resistencia requerida no exceda de 25% de la resistencia
máxima en el elemento.
[d] Se permite que estas sean 38 mm en los extremos de las conexiones de vigas mediante
ángulos y placas de corte en los extremos.
Tabla J3.4 M. Distancia mínima a un borde [a] desde el centro del agujero
Standard [b] a el borde de la parte conectada.
- 234 -
11.3.10.- Distancia Mínima de Borde para Agujeros Ranurados o Agrandados.
La distancia desde el centro de un agujero agrandado o ranurado hasta el borde de una
parte conectada no debe ser menor que la requerida por un agujero estándar hasta el borde de
una parte conectada más el incremento C2 que se obtiene de la Tabla J3.5 del AISC
Tabla J 3.5 AISC-2005
Valores del Incremento de Distancia de Borde C2, in
Agujeros Ranurados
Diámetro
Nominal del Agujero
tornillo
Agrandado Eje Largo Perpendicular al Borde
Eje Largo
(mm)
Paralelo al
[a]
Ranura Corta Ranura Larga
Borde
 7/8
1/16
1/8
1
1/8
1/8
 1 1/8
¾d
0
1/8
3/16
[a] Cuando la longitud de la ranura es menor que el máximo admisible (ver tabla J 3.3), se
permite que C2 sea reducido por la mitad de la diferencia entre las longitudes de ranura máxima
y actual.
Tabla J 3.5. Valores del Incremento de Distancia de Borde C2, in
Tabla J 3.5 M AISC-2005
Valores del Incremento de Distancia de Borde C2, mm
Agujeros Ranurados
Diámetro
Nominal del Agujero
tornillo
Agrandado Eje Largo Perpendicular al Borde
Eje Largo
(mm)
Paralelo al
[a]
Ranura Corta Ranura Larga
Borde
 22
2
3
24
3
3
 27
0.75 d
0
3
5
[a] Cuando la longitud de la ranura es menor que el máximo admisible (ver tabla J 3.3 M), se
permite que C2 sea reducido por la mitad de la diferencia entre las longitudes de ranura
máxima y actual.
Tabla J 3.5 M. Valores del Incremento de Distancia de Borde C2, mm
- 235 -
11.3.11.- Distancia máxima a un borde y espaciamiento máximo.
Las especificaciones de acero estructural establecen las máximas distancias a los bordes
para la siguiente razón: reducir la posibilidad de acumulación de impurezas entre las partes
conectándose, cuando los tornillos están muy lejos desde los bordes de las placas de la conexión,
los bordes pueden separarse permitiendo la entrada de las impurezas. Cuando esto ocurre y se
descascara la pintura, se puede desarrollar corrosión y además se incrementa la separación entre
las placas acumulando más impurezas. Las especificaciones AISC establecen que la máxima
distancia permisible a un borde es 12 veces el espesor de la parte conectada pero no mayor que
15 centímetros, esto se estipula en J3.5 de las especificaciones, esta especificación también
establece que el espaciamiento máximo entre tornillos para miembros pintados o para miembros
sin pintar en zonas no sujetas a alta corrosión es de 24 veces el espesor de la placa más delgada
sin exceder 30 cm. Para miembros sin pintar sujetos a alta corrosión atmosférica el máximo
espaciamiento es de 14 veces el espesor de la placa más delgada sin exceder 18.0 cm.
11.3.12- Resistencia de Tensión y Corte de Tornillos y Partes Roscadas.
La resistencia de diseño de tensión y de corte,  Rn, y la resistencia admisible de tensión y
de corte, Rn/, de un tornillo de alta resistencia con apriete al llegue o pretensionado o de una
parte roscada deben ser determinadas de acuerdo con los estados límites de fractura en tensión y
fractura en corte como se indica continuación:
Rn  FnAb
(J3-1)
  0.75 (LRFD)   2.00 (ASD)
donde:
Fn = esfuerzo de tensión nominal, Fnt, o esfuerzo de corte nominal, Fnv, según la Tabla J 3.2,
kg/cm² (MPa).
A b = área bruta del tornillo o parte roscada (para barras con extremos aumentados, ver nota al
pie [d], (Tabla J 3.2), cm² (mm²).
La resistencia requerida de tensión debe incluir cualquier tensión resultante por la acción
de palanca producida (prying action), por la deformación de las partes conectadas.
11.3.13.- Combinación de Tensión y Corte en Conexiones Tipo Aplastamiento.
La resistencia disponible de tensión de un tornillo sujeto a una combinación de tensión y
corte debe ser determinada de acuerdo a los estados límite de fractura en tensión.
Rn  F' ntAb
(J3.2)
  0.75 (LRFD)   2.00 (ASD)
donde:
F’nt = esfuerzo de tensión nominal modificada para incluir los efectos de la tensión de corte,
kg/cm² (MPa).
Fnt
F' nt  1.3 Fnt 
f v  Fnt (LRFD)
(J3  3a)
Fnv
F' nt  1.3 Fnt 
Fnt
f v  Fnt (ASD)
Fnv
Fnt = esfuerzo de tensión nominal según la Tabla J 3.2, kg/cm² (MPa).
Fnv = esfuerzo de corte nominal según la Tabla J 3.2, kg/cm² (MPa).
- 236 -
(J3  3b)
f v = esfuerzo de corte producido por fuerza cortante, kg/cm² (MPa).
La resistencia disponible de corte del conector debe ser igual o mayor que el esfuerzo requerido
de corte, f v .
Nota: Considerar que cuando el esfuerzo requerido, f, tanto en corte o tensión, es menor o igual
que el 20% del esfuerzo disponible correspondiente, los efectos combinados de esfuerzos no
necesitan ser investigados. Además hay que notar que las Ecuaciones J3-3a y J3-3b pueden ser
escritas de manera tal de encontrar el esfuerzo de corte nominal, F’nv’ como una función del
esfuerzo de tensión requerido, f t .
11.3.14.-Tornillos de Alta Resistencia en Conexiones de Deslizamiento Crítico o
fricción.
Se permite que los tornillos de alta resistencia en conexiones de deslizamiento crítico
sean diseñados ya sea para prevenir el deslizamiento para el estado límite de servicio o para
satisfacer el estado límite de resistencia requerida. Las conexiones a fricción deberán ser
verificadas en su resistencia a corte, de acuerdo con las Secciones J3.6 y J3.7 y la resistencia a
aplastamiento de acuerdo con las Secciones J3.1 y J3.10 del AISC-2005.
Las conexiones de deslizamiento crítico o fricción deben ser diseñadas como sigue a
continuación, a no ser que el inspector técnico diga lo contrario. Las conexiones con
perforaciones estándar o ranuras transversales a la dirección de la carga deben ser diseñadas para
deslizamiento en el estado límite de servicio. Las conexiones con perforaciones agrandadas o
ranuras paralelas a la dirección de la carga deben ser diseñadas para prevenir el deslizamiento
para el nivel de resistencia requerida.
La resistencia de deslizamiento disponible, Rn, y la resistencia de deslizamiento
admisible, Rn /, serán determinadas para el estado límite de deslizamiento de la siguiente
forma:
Rn  D u h scTb N s
(J3.4)
(a) Para las conexiones en las que prevenir el deslizamiento es un estado límite de
serviciabilidad.
  1.00 (LRFD)   1.50 (ASD)
(b) Para las conexiones diseñadas para prevenir el deslizamiento para el nivel de resistencia
requerida:
 = 0.85 (LRFD)  = 1.76 (ASD)
donde

= coeficiente de deslizamiento promedio para superficies Clase A o B, cuando sea aplicable,
determinado mediante ensayos.
= 0.35; para superficies Clase A (superficies de acero sin pintar, limpias, o superficies con
escamas de fabrica en acero limpiado a chorro de arena y galvanizada en caliente y
superficies rugosas) o superficies recubiertas clase A.
= 0.50; para superficies Clase B (superficies de acero sin pintar, limpiadas mediante chorro
de arena o superficies con baño Clase B en acero limpiado mediante chorro de arena).
D u = 1.13; multiplicador que refleja la relación entre la fuerza de pretensión media del tornillo
instalado y la fuerza de pretensión mínima especificada del tornillo, el uso de otros
valores puede ser aprobado por el ingeniero estructural responsable del proyecto.
h sc = factor de perforación, determinado según se indica a continuación:
(a) Para perforaciones de tamaño estándar:
- 237 -
h sc = 1.00
(b) Para perforaciones agrandadas y de ranura corta :
h sc = 0.85
(c) Para perforaciones de ranura larga:
h sc = 0.70
N s = número de planos de deslizamiento.
Tb = tensión mínima del conector entregada en la Tabla J 3.1, Ton (kN).
Nota: Existen casos especiales donde, con perforaciones agrandadas y ranuras paralelas a la
carga, el posible movimiento debido al deslizamiento de la conexión puede causar una falla
estructural. Factores de resistencia y de seguridad son provistos para las conexiones donde se
previene el deslizamiento hasta que se alcanza la carga que produce la resistencia requerida.
Las cargas de diseño son usadas para cualquiera de los métodos de diseño y todas las
conexiones ya sea fricción o aplastamiento se deben revisar para la resistencia de una conexión
de tipo aplastamiento.
11.3.15.- Combinación de Tensión y Corte en Conexiones de Deslizamiento Crítico
Cuando una conexión de deslizamiento crítico es sujeta a una tensión que disminuye la fuerza de
apriete neta, la resistencia de deslizamiento disponible por tornillo de la Sección J 3.8, debe ser
multiplicada por el factor, kS, como se muestra a continuación:
ks  1 
Tu
(LRFD)
D u Tb N b
(J3-5a)
ks  1 
Tu
(ASD)
D u Tb N b
(J3-5b)
donde:
N b = número de tornillos que transmiten la tensión aplicada.
Ta = carga de tensión debida a las combinaciones de carga ASD, Ton o kN.
Tb = carga de tensión mínima en el conector dada en la Tabla J3.1 o J3.1 M, Ton (kN).
Tu = carga de tensión debida a las combinaciones de carga LRFD, Ton o kN.
11.3.16.- Resistencia de Aplastamiento en Agujeros de Tornillos.
La resistencia de aplastamiento disponible, Rn y Rn/, en perforaciones de tornillos
debe ser determinada para el estado límite de aplastamiento como se muestra a continuación:
  0.75 (LRFD)   2.00 (ASD)
(a) Para un tornillo en una conexión con perforaciones estándar, agrandadas y de ranura corta,
independiente de la dirección de carga, o en perforaciones de ranura larga con la ranura
paralela a la dirección de la fuerza de aplastamiento.
(i) Cuando la deformación en la perforación del tornillo bajo cargas de servicio es una
consideración de diseño.
Rn  1.2L c tFu  2.4dtFu
(J3-6a)
- 238 -
(ii) Cuando la deformación en la perforación del tornillo bajo cargas de servicio no es una
consideración de diseño.
Rn  1.5L c tFu  3.0dtFu
(J3-6b)
(b) Para un tornillo en una conexión con perforaciones de ranura larga con la ranura
perpendicular a la dirección de la fuerza.
(J3-6c)
Rn  1.0L c tFu  2.0dtFu
(c) Para conexiones hechas utilizando tornillos que pasan completamente a través de miembros
cajón no atiesados o perfiles tubulares, ver la Sección J7 y la Ecuación J7-1 del AISC-2005.
donde:
d = diámetro nominal del tornillo, cm (mm).
Fu = resistencia última mínima especificada del material conectado, kg/cm² (MPa).
L c = distancia libre, en la dirección de la carga, entre el borde de la placa y el borde del agujero
o del borde de un agujero al borde del siguiente agujero en cm o mm, o pulgadas.
t = espesor del material conectado, cm (mm).
La resistencia al aplastamiento de las conexiones debe ser tomada como la suma de las
resistencias de aplastamiento de los tornillos individuales.
La resistencia de aplastamiento debe ser revisada tanto para las conexiones de tipo
aplastamiento como para las de deslizamiento crítico. El uso de perforaciones agrandadas y
perforaciones de ranura corta y larga paralelas a la línea de carga se restringe a conexiones de
deslizamiento crítico, según se indica en la Sección J3.2 del AISC-2005.
11.3.17.- Conectores Especiales.
La resistencia nominal de conectores especiales distintos a los tornillos presentados en la
Tabla J3.2 debe ser verificada mediante ensayos.
11.3.18.- Conectores de Tensión.
Cuando tornillos u otros conectores en tensión son conectados a cajones no atiesados o a
la pared de perfiles tubulares, la resistencia de la pared debe ser determinada mediante análisis
estructural.
11.4.- ELEMENTOS INVOLUCRADOS DE MIEMBROS Y ELEMENTOS DE
CONEXIÓN.
Esta sección aplica para los elementos de miembros de conexiones y elementos para
conectar, tales como placas, placas de conexión, ángulos, y soportes tipo ménsula.
11.4.1.- Resistencia de Elementos en Tensión.
La resistencia de diseño, Rn, y la resistencia disponible, Rn/, de elementos
involucrados y los elementos de la conexión en tensión debe ser el menor valor obtenido de
acuerdo con los estados límite de fluencia en tensión y fractura en tensión.
- 239 -
(a) Para fluencia en tensión de elementos de la conexión.
R n  FyAg
 = 0.90 (LRFD)  = 1.67 (ASD)
(J4-1)
(b) Para fractura en tensión de elementos de la conexión.
(J4-2)
R n  FuAe
 = 0.75 (LRFD)  = 2.00 (ASD)
donde:
Ae = área neta efectiva como se define en la Sección D3.3, cm² (mm²); para placas de traslape
atornillados, Ae = An  0.85 Ag.
11.4.2.- Resistencia de Elementos en Corte.
La resistencia de cedencia a corte disponible de elementos que forman la conexión y sus
elementos de conexión en corte debe ser el menor valor obtenido de acuerdo con los estados
límite de fluencia en corte y fractura en corte.
(a) Para fluencia en corte del elemento.
R n  0.60FyAg
 = 1.00 (LRFD)  = 1.50 (ASD)
(J4-3)
(b) Para fractura en corte del elemento.
R n  0.60FuAnv
 = 0.75 (LRFD)  = 2.00 (ASD)
(J4-4)
donde:
Anv = área neta sujeta a corte, cm² (mm²).
* Los números de las ecuaciones corresponden con el AISC-2005.
11.4.3.- Resistencia de Bloque de Corte.
La resistencia disponible para el estado límite de bloque de corte a lo largo de la (s)
trayectoria (s) de falla por corte y una trayectoria perpendicular de falla por tensión debe tomarse
como:
R n  0.6FuAnv  U bs FuAnt  0.6FyAgv  U bs FuAnt
(J4-5)
 = 0.75 (LRFD)  = 2.00 (ASD)
donde:
Agv = área bruta solicitada a corte, cm² (mm²).
Ant = área neta solicitada a tensión, cm² (mm²).
Anv = área neta sujeta a corte, cm² (mm²).
Cuando el esfuerzo de tensión es uniforme, U bs  1 ; si el esfuerzo de tensión no es
uniforme, U bs  0.5 .
- 240 -
Nota: Los casos donde deben tomarse igual a 0.5 se ilustran en los comentarios de las
especificaciones AISC-2005.
11.4.4.- Resistencia de Elementos a Compresión.
La resistencia disponible de elementos conectándose en compresión para los estados
límite de fluencia y pandeo se determinan de acuerdo con lo siguiente:
(a) Para KL/r ≤ 25
Pn = Fy Ag
 = 0.90 (LRFD)  = 1.67 (ASD)
(b) Cuando KL/r  25, aplican las disposiciones del Capítulo E.
(J4-6)
11.5.- PLACAS DE RELLENO.
En construcciones soldadas, cualquier placa de relleno de espesor mayor o igual a 6 mm
deberá extenderse más allá de los bordes de la placa de traslape y será soldada al traslape con
soldadura suficiente para transmitir la carga de la placa de traslape aplicada a la superficie del
relleno. Las soldaduras que unen la placa de traslape a la placa de relleno, serán suficientes como
para transmitir la carga de la placa de traslape y deberá tener suficiente largo para evitar
sobrecargar la placa de relleno a lo largo de la raíz de la soldadura. Cualquier placa de relleno de
espesor inferior a 6 mm deberá quedar con sus lados a ras con el borde de la placa de traslape
conectada, y el tamaño de la soldadura deberá ser la suma del tamaño requerido por la placa de
traslape más el espesor de la placa de relleno.
Cuando un tornillo que recibe carga pasa a través de placas de relleno con espesor menor o
igual a 6 mm, la resistencia de corte debe ser utilizada sin reducción. Cuando un tornillo que
recibe carga pasa a través de placas de relleno de espesor mayor a 6 mm, debe aplicarse uno de
los siguientes requisitos:
(1) Para placas de relleno de espesor menor o igual a 19 mm, la resistencia de corte de los
tornillos debe ser multiplicada por el factor 1 -0.0154 (t – 6) donde t es el espesor total de
la placa de relleno hasta 19 mm, con t en mm.
(2) Las placas de relleno deben ser extendidas más allá de la junta y la extensión de la placa de
relleno debe ser protegida con suficientes tornillos para distribuir uniformemente la carga
total en el elemento conectado sobre las secciones transversales combinadas de los elementos
conectados y placas de relleno.
(3) El tamaño de la junta debe ser aumentada para acomodar un número de tornillos que sea
equivalente al número total requerido en el punto (2) anterior; ó
(4) La junta debe ser diseñada para prevenir el deslizamiento en los niveles de resistencia
requerida de acuerdo con la Sección J3.8 del AISC-2005 ó 11.3.14 de este capítulo.
11.6.- TRASLAPES.
Los traslapes con soldadura a tope en vigas y trabes armadas deben desarrollar la resistencia
nominal de la menor sección traslapada. Otros tipos de traslapes en secciones de vigas y trabes
armadas deben desarrollar la resistencia requerida por las cargas en el punto de traslape.
- 241 -
11.7.- RESISTENCIA DE APLASTAMIENTO.
La resistencia de aplastamiento de diseño, Rn, y la resistencia de aplastamiento
disponible, Rn/, de superficies en contacto deben ser determinadas para el estado límite de
aplastamiento (fluencia de compresión local) como se muestra a continuación:
 = 0.75 (LRFD)  = 2.00 (ASD)
La resistencia de aplastamiento nominal, Rn, para varios tipos de aplastamiento debe ser
determinada de acuerdo con lo siguiente:
(a) Para superficies terminadas, pasadores en perforaciones de borde, taladrados o punzonados, y
extremos de atiesadores de aplastamiento ajustado:
(J7-1)
R n  1.8FyApb
donde:
Fy = esfuerzo de fluencia mínima especificada, kg/cm² (MPa).
Apb = área proyectada de apoyo, cm² (mm²).
(b) Para rodillos de dilatación y en los balancines ó mecedoras:
(i)
(ii)
Cuando d  635 mm (25 pulgadas).
Sistema Métrico:
Rn = 1.2 (Fy – 920) l d/20
Sistema Internacional:
Rn = 1.2 (Fy – 90) l d/20
(J7-2)
(J7-2M)
Cuando d  635 mm (25 pulgadas).
Sistema Métrico:
Rn = 9.55 (Fy – 920) l d /20
Sistema Internacional:
Rn = 30.2 (Fy – 90) l d /20
(J7-3)
(J7-3M)
donde:
d = diámetro, cm (mm).
l = longitud de apoyo, cm (mm).
Fy en kg/cm² (MPa).
11.8.- BASES DE COLUMNAS Y APLASTAMIENTO DEL CONCRETO.
Se deben realizar disposiciones apropiadas para transferir las cargas y momentos de
columna a las zapatas y cimentaciones.
En ausencia de un marco regulatorio, se permite tomar la resistencia de aplastamiento de
diseño,  c Pp, y la resistencia de aplastamiento admisible, Pp/  c para el estado límite de
aplastamiento del concreto, como se muestra a continuación:
 c = 0.60 (LRFD) Ω c = 2.50 (ASD)
- 242 -
La resistencia de aplastamiento nominal; PP, se determina como se indica a continuación:
(a) En el área total de apoyo de concreto:
PP = 0.85f’cA1
(J8-1)
(b) En un área menor a la total del apoyo de concreto:
Pp  0.85f ´cA1 A 2 / A1  1.7f ´cA1
(J8 2)
donde:
A1 = área de apoyo concéntrico de acero en un soporte de concreto, cm² (mm²).
A 2 = máxima área de la porción de la superficie de apoyo que es geométricamente similar y
concéntrica con el área cargada, cm² (mm²).
11.9.- BARRAS DE ANCLAJE E INSERTOS. BASADO EN AISC-2005
Las barras de anclaje deben ser diseñadas para la resistencia requerida de las cargas de la
estructura completa en la base de las columnas incluyendo los componentes de tensión neta
debidos a cualquier momento de flexión que puedan resultar por las combinaciones de carga
estipuladas en la Sección B2 AISC-2005. Las barras de anclaje deben ser diseñadas de acuerdo
con los requisitos para partes roscadas de la Tabla J 3.2.
Se permiten agujeros ó perforaciones agrandados y ranurados en placas base cuando se
provee de un adecuado aplastamiento mediante la tuerca por medio del uso de arandelas o
roldanas estructurales o placas de ajuste para reducir la perforación.
Nota: Los tamaños de perforaciones permitidos y las dimensiones de roldanas correspondientes
se presentan en al Manual de Construcción en Acero AISC-2005.
Cuando se presentan cargas horizontales en las bases de columnas, éstas cargas deberían,
en la medida de lo posible, ser resistidas por aplastamiento contra los elementos de concreto o
por fricción entre la placa base y el pedestal. Cuando las barras de anclaje se diseñan para resistir
la carga horizontal, el diseño debe considerar el tamaño de perforación de la placa base, la
tolerancia de la ubicación de las barras de anclaje, y el movimiento horizontal de la columna.
Nota: Ver ACI 318 para el diseño de barras embebidas y para el diseño por fricción.
11.10.- PATINES Y ALMAS CON CARGAS CONCENTRADAS. BASADO EN
AISC-2005
Esta sección aplica a las cargas concentradas simples y dobles aplicadas perpendiculares
a los patines de secciones de patines anchos (Wide flanges) y perfiles fabricados similares. Una
carga concentrada simple puede ser tanto de tensión como de compresión. Cargas concentradas
dobles corresponden a una en tensión y la otra en compresión y forman un par en el mismo patín
del miembro cargado.
Cuando la solicitación de carga exceda la resistencia disponible determinada para los
estados límite descritos en ésta sección, se deben proveer de atiesadores y/o refuerzos
(cubreplacas en el alma) dispuestos y dimensionados para la diferencia entre la resistencia
- 243 -
requerida y la resistencia disponible para el estado límite aplicable. Los atiesadores también
deben cumplir con los requisitos de la Sección J 10.8 de AISC-2005. Los refuerzos deben
cumplir los requisitos de diseño de la Sección J 10.9 de AISC-2005.
Ver apéndice 6.3 del AICS-2005 para los requisitos de los extremos de miembros en
cantiliver.
Se necesitan atiesadores en los extremos no rigidizados de vigas de acuerdo con los
requisitos de la Sección J 10.7 de AISC.
11.10.1.- Flexión Local del Patín.
Esta sección aplica a las cargas concentradas simples y al componente de tensión de las
cargas concentradas dobles.
La resistencia de diseño, Rn, y la resistencia admisible, Rn/, para el estado límite de
flexión local del patín se determina como se indica a continuación:
R n  6.25t f 2 Fyf
 = 0.90 (LRFD)  = 1.67 (ASD)
(J10-1)
donde:
Fyf = esfuerzo de fluencia mínima especificada del patín, kg/cm² (MPa) ó ksi.
t f = espesor del patín cargado, cm (mm) ó pulg.
Cuando la longitud de carga a través del patín del miembro es menor que 0.15 b f , donde
b f es el ancho del patín del miembro, no se necesita verificar la Ecuación J10-1.
Cuando la carga concentrada que debe ser resistida es aplicada a una distancia desde el
extremo del miembro que es menor que 10 t f , el valor Rn debe ser reducido en 50%.
Cuando se requiera se debe proveer atiesadores transversales a el alma.
11.10.2.- Fluencia local del Alma.
Esta sección aplica para cargas concentradas simples y ambas componentes de cargas
concentradas dobles.
La resistencia disponible para el estado límite de fluencia local del alma debe ser
determinada como se indica a continuación
 = 1.00 (LRFD)  = 1.50 (ASD)
La resistencia nominal, Rn, se debe determinar como sigue:
(a) Cuando la carga concentrada que debe ser resistida es aplicada a una distancia desde el
extremo del miembro mayor que el peralte del miembro d.
Rn  (5k  N)Fyw t w
(J10-2)
(b) Cuando la carga concentrada que debe ser resistida es aplicada a una distancia desde el
extremo del miembro menor o igual al peralte del miembro d.
Rn  (2.5k  N)Fyw t w
(J10-3)
donde:
k
= distancia desde la cara exterior del patín hasta la parte inferior del filete de la unión de
alma y patín, cm (mm).
Fyw = esfuerzo de fluencia mínima especificada del alma, kg/cm² (MPa) ó ksi.
- 244 -
N
= longitud del apoyo (no menor que k para reacciones en los extremos de viga), cm (mm) ó
in.
t w = espesor del alma, cm (mm) ó in.
Cuando se necesite, se debe disponer de un par de atiesadores de carga o placas de refuerzo.
11.10.3.- Aplastamiento del Alma.
Esta sección aplica para las cargas concentradas simples de compresión o la componente
de compresión de cargas concentradas dobles.
La resistencia disponible para el estado límite de aplastamiento local del alma debe ser
determinada como se muestra a continuación:
 = 0.75 (LRFD)  = 2.00 (ASD)
(a) Cuando la carga concentrada de compresión que debe ser resistida es aplicada a una
distancia desde el extremo del miembro que es mayor o igual a d/2.
1.5

 tw  
N


2
 
Rn  0.80 t w 1  3   

 d   tf  

EFyw t f

tw
(J10  4)
(b) Cuando la carga concentrada de compresión que debe ser resistida es aplicada a una distancia
desde el extremo del miembro menor a d/2.
(i) Para N/d  0.2.
1.5 

 N   t w   EFyw t f
2

Rn  0.40 t w 1  3   
(J10  5a )
tw

 d   tf  


(ii) Para N/d  0.2.
1.5 

 4N
  t w   EFyw t f
2

Rn  0.40 t w 1  
 0.2  
(J10  5b)
tw
  d
  tf  


donde:
d = peralte total del miembro, cm (mm), pulg, etc.
t f = espesor del patín, cm (mm), pulg, etc.
Cuando se necesite, se debe disponer uno o un par de atiesadores transversales de carga, o un par
de placas de refuerzo que se extiendan por lo menos la mitad del peralte del alma.
11.10.4.- Pandeo Lateral del Alma.
Esta sección aplica solamente para las cargas concentradas simples de compresión
aplicadas a miembros donde al movimiento lateral relativo entre el patín cargado en compresión
y el patín cargado en tensión no está restringido en el punto de aplicación de la carga
concentrada.
La resistencia disponible del alma debe ser determinada como se muestra a continuación.
 = 0.85 (LRFD)
 = 1.76 (ASD)
- 245 -
La resistencia nominal, Rn, para el estado límite de pandeo lateral del alma se determina
como se muestra a continuación.
(a) Si el patín en compresión está restringido contra la rotación:
(i)
(ii)
(iii)
Para h t w  l b f   2.3
 h/t
C t 3t 
Rn  r w f 1  0.4 w

h2
 l/b f

3 
 
(J10  6)

 
Para h t w  l b f   2.3 , no aplica el estado límite de pandeo lateral del alma.
Cuando la resistencia requerida del alma excede la resistencia disponible, se debe disponer
de arriostramiento lateral en el patín de tensión o también un par de atiesadores transversales o
placas de refuerzo (placas dobles en el alma) deben colocarse.
(b) Si el patín en compresión no está restringido contra la rotación:
(i)
Para h t w  l b f   1.7
(ii)
C r t w 3 t f   h/t w  3 
0.4

Rn 
(J10  7)
 l/b  
2

h
f 



Para h t w  l b f   1.7 , no aplica el estado límite de pandeo lateral del alma.
Cuando la resistencia requerida del alma excede la resistencia disponible, se debe disponer
de arriostramiento lateral en ambos patines en el punto de aplicación de las cargas concentradas.
Las variables en las ecuaciones J 10-6 y J 10-7 se definen como:
b f = ancho del patín, cm (mm), pulg..
C r = 6.75 x 107 kg/cm² (6.62 x 106 MPa) ó 960,000 ksi cuando M u  M y (LRFD) o 1.5
M a  M y (ASD) donde se localiza la carga.
= 3.37 x 107 kg/cm² (3.31 x 106 MPa) ó 480,000 ksi cuando M u  M y (LRFD) o 1.5
M a  M y (ASD) donde se localiza la carga.
h = distancia libre entre patines menos el radio de curvatura para perfiles laminados; distancia
entre líneas adyacentes de conectores o la distancia libre entre patines menos los filetes
cuando se utilizan soldaduras para perfiles armados, cm (mm).
l = es la longitud más grande sin soporte lateral a lo largo de cualquier patín en el punto de
carga, cm (mm), pulg.
t f = espesor del patín, cm (mm), pulg.
t w = espesor de alma, cm (mm), pulg.
Nota: Referirse al Apéndice 6 del AISC-2005 para la determinación de la restricción de soporte
lateral adecuado.
- 246 -
11.10.5.- Pandeo del Alma por Compresión.
Esta sección aplica para un par de cargas concentradas simples de compresión o los
componentes de compresión de un par de cargas concentradas dobles, aplicadas en ambos
patines del miembro en la misma localización.
La resistencia disponible para el estado límite de pandeo local del alma debe ser
determinada como se muestra a continuación:
Rn 
24t w 3
 = 0.90 (LRFD)
EFyw
h
 = 1.67 (ASD)
(J10  8)
Cuando el par de cargas concentradas de compresión que deben ser resistidas es aplicado
a una distancia desde el extremo del miembro menor que d/2, Rn debe ser reducido por 50%.
Cuando se requiera, se debe proveer un atiesador transversal, o un par de atiesadores
transversales, o una placa de refuerzo (cubreplaca en el alma) que se extienda a todo el peralte
del alma.
11.10.6.- Corte en la Zona del Recuadro del Alma de la columna.
Esta sección aplica para las cargas concentradas dobles aplicadas a uno o ambos patines
de un miembro en la misma localización.
La resistencia disponible de la zona del recuadro del alma para el estado límite de
fluencia en corte debe ser determinada como se menciona a continuación:
 = 0.90 (LRFD)  = 1.67 (ASD)
La resistencia nominal, Rn, debe ser determinada como se detalla a continuación:
(a) Cuando no se considera en el análisis el efecto de la deformación de la zona del recuadro en
la estabilidad del marco:
(i) Para Pr  0.4Pc
Rn  0.60Fydc t w
(J10-9)
(ii) Para Pr  0.4Pc

P 
Rn  0.60Fydc t w 1.4  r 
Pc 

(J10-10)
(b) Cuando se incluye en el análisis de la estabilidad del marco, la deformación plástica del
recuadro:
(i) Para Pr  0.75Pc
 3b cf t 2 cf
Rn  0.60Fydc t w 1 

d bdc t w

(ii) Para Pr  0.75Pc
- 247 -




(J10-11)
 3b cf t 2 cf
Rn  0.60Fydc t w 1 

d bdc t w

Las variables en las ecuaciones anteriores se definen como:
A = área de la sección de la columna, cm² (mm²), pulg².
b cf = ancho del patín de la columna, cm (mm), pulg.

1.9  1.2Pr

Pc




(J10-12)
d b = peralte de la viga, cm (mm), pulg.
d c = peralte de la columna, cm (mm) pulg.
Fy = esfuerzo de fluencia mínima especificada del alma de la columna, kg/cm² (MPa), ksi.
Pc = Py, Kips, Ton, (kN) (LRFD).
Pc = 0.6 Py, Kips, Ton, (kN) (ASD).
Pr = resistencia requerida, Kips Ton, (kN).
Py = FyA, resistencia axial de fluencia de la columna, Kips, Ton, (kN).
t cf = espesor del patín de la columna, cm (mm), pulg.
t w = espesor del alma de la columna, cm (mm) pulg.
Cuando se requieras palcas de refuerzo o un par de atiesadores diagonales deben de
proveerse dentro de las fronteras de la conexión rígida cuyas almas están dentro de un plano
común.
Ver la Sección J 10.9 AISC para requisitos de diseño de las placas de refuerzo.
11.10.7.- Extremos de Vigas no Restringidos.
En extremos de vigas y trabes que no forman marco no restringidos contra la rotación en
torno a su eje longitudinal, se debe disponer de un par de atiesadores transversales, que se
extiendan a todo el peralte del alma.
11.10.8.- Requisitos Adicionales para los Atiesadores para Cargas Concentradas.
Los atiesadores que se necesitan para resistir las cargas concentradas de tensión deben ser
diseñados de acuerdo con los requisitos del Capítulo D AISC-2005 y deben ser soldados al patín
cargado y al alma. Las soldaduras al patín deben ser dimensionadas para la diferencia entre la
resistencia requerida y la resistencia disponible correspondiente al estado límite. Las soldaduras
que conectan el atiesador alma deben ser dimensionadas para transmitir al alma la diferencia
algebraica de carga de tensión en los extremos del atiesador.
Los atiesadores requeridos para resistir las cargas de compresión deben ser diseñados de
acuerdo con los requisitos de las Secciones E6.2 y J4.4 del AISC, y deben apoyarse o ser
soldados al patín cargado y soldados al alma. Las soldaduras para el patín deben ser
dimensionadas para la diferencia entre la resistencia requerida y la resistencia aplicable
correspondiente al estado límite. Las soldaduras que conectan el atiesador al alma deben ser
dimensionadas para transmitir al alma la diferencia algebraica de carga de compresión en los
extremos del atiesador. Para atiesadores de apoyo ajustado, ver la Sección J7, AISC.
Los atiesadores de carga de peralte completo del alma utilizados para resistir las cargas
de compresión aplicadas al patín de una viga deben ser diseñados como miembros a compresión
axial (columnas) de acuerdo con los requisitos de las Secciones E6.2 y J4.4, AISC.
Las propiedades de los miembros deben ser determinadas utilizando una longitud efectiva
de 0.75 h y una sección compuesta de dos atiesadores y una franja del alma de ancho igual a 25
tw en atiesadores interiores y de 12 tw en atiesadores en los extremos de los miembros. La
- 248 -
soldadura que conecta los atiesadores de carga de peralte completo al alma debe ser
dimensionada para transmitir la diferencia de carga de compresión en cada uno de los
atiesadores del alma.
Los atiesadores transversales y diagonales deben cumplir con el siguiente criterio
adicional:
(1) El ancho de cada atiesador más medio espesor de alma de columna no debe ser menor que un
tercio del ancho del patín o placa de conexión para momento que transmite la carga concentrada.
(2) El espesor de un atiesador no debe ser menor que medio espesor del patín o placa de
conexión del momento que transmite la carga concentrada, y mayor o igual que el ancho
dividido por 15.
(3) Los atiesadores transversales deben extenderse por lo menos a un medio del peralte del
miembro excepto como se requiere en J10.5 y J10.7 AISC.
11.10.9.- Requisitos Adicionales para las Placas de Refuerzo para Cargas
Concentradas.
Las placas de refuerzo (doble placa en el alma tipo cubreplaca) que se requieren para la
resistencia a la compresión deben ser diseñadas de acuerdo con los requisitos del Capítulo E.
Las placas de refuerzo requeridas para la resistencia a tensión deben ser diseñadas de
acuerdo con los requisitos del Capítulo D.
Las placas de refuerzo requeridas para la resistencia al corte (Ver la Sección J10.6 AISC)
deben ser diseñadas de acuerdo con las disposiciones del Capítulo G.
Además, las placas de refuerzo deben cumplir con el siguiente criterio:
(1) El espesor y lo que se extiende de la cubre placa de refuerzo debe aportar suficiente material
para igualar o exceder los requisitos de resistencia.
(2) La placa de refuerzo debe ser soldada para desarrollar la proporción de la carga total
transmitida a la cubre placa de refuerzo.
11.11.- DISEÑO DE CONEXIONES EN MIEMBROS A TENSIÓN.
Las especificaciones AISC-2005 estipulan que la resistencia de diseño Rn y la resistencia
Rn
permisible
de los miembros de la conexión cargados en tensión es el valor menor obtenido

de los estados límites de cedencia y ruptura, dando:
A) Cedencia a la tensión:
Rn  FyAg
(J4-1), AISC
Con  = 0.90 (LRFD) y  = 1.67 (ASD)
Un miembro de acero sometida a tensión en su área gruesa, Ag, puede resistir sin fallar, una
carga mayor que la correspondiente al producto del área por el esfuerzo de fluencia, esto debido
al endurecimiento por deformación; sin embargo si el miembro es cargado hasta el
endurecimiento tendrá un alargamiento grande y perderá efectividad, pudiendo causar la falla de
la estructura por grandes deformaciones, por esta razón la capacidad se limita hasta Rn = Fy Ag.
B) Ruptura a la tensión:
Rn  FyAg
Con  = 0.75 (LRFD) y  = 2.00 (ASD)
(J4-2), AISC
Ae = Área neta efectiva en la sección D3.3, para placas con agujeros Ae = An ≤ 0.85 Ag
- 249 -
En la ecuación anterior (J4-2) se entiende que en un miembro a tensión con agujeros para
tornillos este puede fallar por ruptura en la sección neta que pasa por los agujeros y esta carga de
ruptura puede ser más pequeña que la carga requerida para la cedencia en la sección gruesa Ag.
Para diseñar miembros a tensión en conexiones es muy importante determinar el área
gruesa Ag y el área neta efectiva Ae ≤ An. En general el área neta efectiva será menor que el
área neta real An debido a que la transmisión de las fuerzas de tensión de un miembro a las
placas de conexión no ocurre por todas las partes de la sección del miembro ya que no todas las
partes de la sección del miembro están conectadas por tornillos o soldadura como se muestra en
la Figura 11.5 siguiente:
Placa de conexiòn
Lado sin conectar
T
Miembro a
tensiòn
Lado
conectado
Figura 11.5.- Conexión de un miembro a tensión donde se conecta a un solo lado del ángulo.
La carga de tensión viene distribuida en toda la sección del ángulo y al llegar a la placa
como solo un lado esta conectado se produce una perdida de eficiencia en la transmisión de la
carga, este efecto se llama retrazo de carga o corte (Shear Lag), con los ejemplos que siguen se
aclarará mejor este concepto.
El área de un agujero se considera con diámetro igual al diámetro del tornillo d +1/8”
esto se debe a que el agujero se hace de diámetro de 1/16” mayor que el diámetro del tornillo y
como se producen daños en la perforación del agujero taladrando, el AISC considera que el
diámetro del agujero es d +1/16” + 1/16” = d+1/8”.
- 250 -
Ejemplo 11.1 Determinar el área neta de las placas mostradas para tornillos de 3/4”,
en la Figura 11.6.
A
Placas de 25 cm x
A
1
4"
T/2
T
T/2
Tornillos de
Placa de 25 cm x 12"
3
4"
T
T
25 cm
VISTA A - A
Figura.11.6 Conexión simple a tensión.
Placa de 25 x 1/2”
Ag = 25  1.27 = 31.75 cm²
Área neta de la placa de 25  1/2" (1.27 cm.)
 3 1
An = 25  1.27 – 2      2.54  1.27 = 26.10 cm²
 4 8
Placas de 25 x 1/4”
Ag = 25  0.635 = 15.87 cm²
Para cada placa de 25 x 1/4
 3 1
An = 25  0.635 – 2      2.54  0.635 = 13.05 cm²
 4 8
Para dos placas de 25 x 1/4
An = 26.10 cm²
En este ejemplo el área efectiva y el área neta son iguales, ya que la transmisión de la
carga se hace a través de todas las placas.
Esta conexión no tiene excentricidad de carga y por lo mismo no se producirá flexión,
ocurre solo tensión, hasta donde sea posible debe evitarse la excentricidad en la transmisión de
cargas en conexiones.
- 251 -
Ejemplo 11.2. Mismo ejemplo anterior pero ahora considerando agujeros alternados
y determinando A neta de placa de 25 cm.  1/2", ver Figura 11.7.
Tornillos de 4"
1
Placas de 25 cm x 4"
T/2
T
T/2
1
Placa de 25 cm x 2"
D
A
3"
E
T
4"
g = 4"
B
D
3"
T
3"
3"
3"
S
S
S
C
Figura 11.7 Conexión simple a tensión con agujeros alternados.
Placa de 25 cm.  1/2".
Ag = 25  1.27 = 31.75 cm²
Áreas netas.
Plano ABC
 3 1
An = 25  1.27 – 1      2.54  1.27 = 28.93 cm²
 4 8
Área neta para cuando existen agujeros alternadots:
An = Ag – numero de agujeros que corta el plano  d  t +
S²
de cada diagonal  t
4g
Para Plano DEBC
S²
S2
 3 1
An = 25  1.27 – 2      2.54  1.27 +
 t  26.10 
t
4g
4g
 4 8
3²
An = 26.10 +
 rige
 1.27 = 26.81cm²
4  4"
A continuación se muestran ejemplos donde tenemos que calcular el área neta efectiva Ae como
el producto de U An, donde U es un factor de reducción expresado empíricamente como
- 252 -
U  1  x L donde x es una excentricidad de la conexión y esta basada en un trabajo de Munse
y Chesson.
Ejemplo 11.3.- Determinar la resistencia ultima a la tensión  Rn y la resistencia
permisible Rn / Ω para un ángulo de 4”  3”  3/8”, de acero (A-50) conectado a una
placa t = 1/2”; (A-36) por dos hileras de tornillos de 5/8” (A-325) en el lado vertical.
Ver Figura 11.8.
L = Distancia medida
desde el primer tornillo
hasta el último tornillo
en el sentido de la
fuerza
7.62
0.95
3.26
T
5.0
10.16 cm
2.9
5.0 cm5.0 cm
1.27
Figura 11.8 Conexión de ángulo a placa.
Cargas
Tu = 35 000 Kg. (Carga factorizada para AISC)
T = 23 300 Kg. (Carga sin factorizar para ASD)
X
Separación entre tornillos = 3 d = 3  1.58 = 4.74 ≈ 5.0 cm
Distancia mínima a un canto 7/8” = 2.22 cm (tabla J.3.4) AISC.
1
7.62
0.95
Ag = (10.16 + 7.62 – 0.95)  0.95 = 15.99 cm²
5 1
An = 15.99 – 2      2.54  .95 = 12.37 cm²
8 8
10.16 cm
Para calcular U obtendremos X (ver Figura 11.9)
Suma de momentos estáticos respecto al eje 1-1:
7.62  0.95 
1.27
7.62
0.95
+ 9.21  0.95 
= 15.99 X
2
2
De donde:
1
Figura 11.9
X = 31.74 / 15.99 = 1.98 cm
- 253 -
X
1.98
=1= 0.80 ≤ 0.90 ok
10.0
L
Ae = 12.37  0.80 = 9.89 cm. ²
U = 1-
Capacidad a tensión.
a) Con LRFD
Estado de cedencia.
 Rn = 0.90  15.99  3521 = 50 671 kg.
Estado de ruptura.
 Rn = 0.75  Ae  Fy = 0.75  9.89  4 577 = 33 950 kg.
33 950 ≈ 35 000, le falta un 3%
b) Con ASD
Estado de cedencia.
Rn
15.99x3521
= Ag Fy / 1.67 =
= 33 713 kg.

1.67
Estado de ruptura.
Rn
9.89x 4577
= Ae Fu / 2.0=
= 22 633 kg.
2.0

22 633 ≈ 23 300, le falta un 3%.
En la tabla D3.1 del AISC-2005 existen varios tipos de conexiones con los valores
recomendados para U.
Ejemplo 11.4. Calcular las áreas netas para junta de traslape de ángulos conectados
en ambos lados, como se muestra en la Figura 11.10.
Considerar tornillos de 1/2" y ángulos de 6”  4”  1/2" de acero A-3
Placa de 13 cm x 43"
2 2 2 2
4.24
T
13 cm
T
15.24 cm 6.0
5.0
3.0
4.0
3.16
3
4
4
10.16 cm
3 1 3
4
4
29 cm
Figura 11.10 Ángulos conectados en ambos lados.
- 254 -
3
S = 3d = 3  1.27 = 3.81 ≈ 4.0 cm.
Distancia mínima a un canto para tornillos de 1/2” = 3/4" = 2.0 cm.
Para calcular el área neta debemos desdoblar el ángulo como se muestra en la Figura 11.11:
3.0 2.0 2.0 2.0 2.0 3.0
A
4.24
B
6.0
C
A
D
4.0
E
3.16
F G
Figura 11.11 Angulo desdoblado.
Donde A = 5 + 3 – t = 5 + 3 – 1.27 = 6.73 cm.
Diámetro del agujero = 1/2" + 1/8” = 5/8”
Área gruesa:
Ag = (15.24 + 10.16 – 1.27)  1.27 = 30.64 cm²
Áreas netas:
Línea ABDF
An = 30.64 – 2  5/8 “  2.54  1.27 = 26.61 cm ²
Línea ABCEG
An = 30.64 – 3  5/8  2.54  1.27 +
2²
 1.27 = 24.80 cm ²
46
Al revisar esta línea de falla ABCEG debemos tomar en cuenta que el tornillo D ya tomó
un 1/10 de la carga por lo que el área neta se debe multiplicar por 10/9 quedando:
10
An = 24.80 
= 27.56 cm ²
9
Línea ABCDF
 2²
22 
  1.27 = 25.0 cm ².
An = 30.64 – 3  5/8”  2.54  1.27 + 

 4 x 6 4  6.73 
Línea ABCDEG
2²
2² 
 2²


An = 30.64 – 4  5/8”  2.54  1.27 + 
  1.27
 4  6 4  6.73 4  4 
An = 30.64 – 8.065 + 0.717 = 23.30 cm. ²
- 255 -
Esta es la menor de las áreas netas por lo que rige para calcular la carga de ruptura.
Capacidad del ángulo de 6”  4”  1/2"
a) Método LRFD (por cargas factorizadas)
Resistencia basada en fluencia Fy = 2 530 k/cm² para A-36
 Pn = 0.90  30.64  2 530 = 69 767 kg.
Resistencia basada en ruptura Fu = 4 084 k/cm² para A-36
 Pn = 0.75  23.30  4 084 = 71 368 kg.
b) Método ASD (para cargas sin factorizar)
Capacidad admisible basada en fluencia:
Pn A Fy 30.64x 2530
=
=
= 46 418 kg.
Ω

1.67
Capacidad admisible basada en ruptura:
Pn
23.30x 4084
=
= 47 578 kg.
2.0

Los cocientes de carga entre los dos métodos son:
69767
= 1.50 = 0.90  1.67
46418
71368
= 1.50 = 0.75  2.00
47578
11.12.- EJEMPLOS DE APLICACIÓN DE CONEXIONES ATORNILLADAS
SIMPLES.
Ejemplo 11.5. Diseño de un Ángulo atornillado a dos placas (una en cada extremo).
DATOS:
- Placas y Ángulo de acero A-36
El miembro a tensión esta formado por un solo ángulo de 3”x 3” x ½” (1.27 cm.)
- Se utilizaran tornillos de 7/8” acero A-325
- Tu = 1.2 x 17500 + 1.6x7500 = 33000 kg
- 256 -
400
1
Tu
Tu
L
1
Seccion 1-1
Figura. 11.12 Conexión simple entre ángulo y placas.
1.- Revisión del Angulo
Sección Gruesa del Angulo (de la tabla del manual):
Ag = 17.74 cm²
An = 17.74 – 1.27 (7/8 + 1/8)  2.54 = 14.5 cm²

x = 2.36 (de la tabla
del manual)


Área efectiva, Ae.
Distancia entre agujeros = 3d = 3  2.22  6.66  7.0 cm
x
2.36
U 1 1
 0.831  0.90
L
14.0
Ae  14.5  0.831  12.05 cm 2
Cedencia en el área gruesa:
 t Pn =  t Fy Ag = 0.9 x 2530 x 17.74 = 40393 kg
40393 > 33,000
Ruptura en el área neta
 t Pn =  t Fu Ae = 0.75 x 4086 x 12.05 = 36927 kg
36927 > 33000
2.- Revisión de los tornillos a corte.
Corte simple diámetro de 7/8” = 2.22 cm. Ab = 3.878 cm² (área a corte de un tornillo)
 Pn =  Ab Fv N = 0.75 x 3.878 x (60000/14.2) x 3 = 36 868 k
 Pn > Pu = 36 868 > 33000 Kg., si resiste
- 257 -
3.- Aplastamiento Considerando que la deformación de la perforación del tornillo bajo carga de
servicio es importante.
Distancia mínima a un borde (Tabla J3.4).
Para tornillos de 7/8” la distancia mínima al borde es 1½” = 3. 84 cm.
Distancia al borde = 6.0 > 3.84 cm.
Rn = 1.2 LctFu ≤ 2.4 dtFu
(J3-6a)
Tornillo exterior: (Ver Figura 11.13)
Rn  0.75  2.4  2.22 1.27  4086  20736 kg
2.54 

 Rn  0.75  1.2  Lc t Fu = 0.75  1.2   6 
  1.27  4 086 = 22 090 kg
2 

Tornillos interiores:
 Rn  0.75  1.2  (7.0-2.54)  1.27  4086 = 20 829 kg
 Rn  0.75  2.4  d  t  Fu = 0.75  2.4  2.22  1.27  4 086 = 20 736 kg
Limite de:
 Rn  1.2 LctFu ≤ 2.4 dtFu = 22090 > 20736 ; 20 829 > 20 736
Capacidad  Rn de los 3 tornillos .
 Rn  (20736)+2(20736) = 62208 = Pu = 62208 ; si resiste.
62208 > 33000kg;
Si resiste
6
7
7
2.36
Tu
5.26
1" = 2.54 cm
Figura. 11.13
- 258 -
4.- Bloque de corte J4.3, AISC-2005.
Rn  0.6 Fu Anv  Ubs Fu Ant  0.6 Fy Agv  Ubs Fu Ant
  0.75 (LRFD)
  2.00 (ASD)
Áreas de Cortante
Agv  20.0  1.27  25.4 cm 2
Anv  20  2.5  7 / 8"1 / 8"  2.54 1.27  17.34 cm 2
Áreas de tensión:
Ant  5.26  0.57 / 8  1 / 8  2.54 1.27  5.07 cm 2
Rn =  (0.6 Fy Agv + Ubs Fu Ant)
Ec. J4-3(b)
Rn  0.750.6  2530  25.4  1.0  4086  5.07  44446kg
Rn  0.750.6  4086 17.34  1.0  4086  5.07  47410kg
Rige  Rn = 44 446 kg.
44 446 kg > 33 000 kg.
La trayectoria de falla se muestra en la Figura 11.14.







Figura. 11.14
- 259 -
Ejemplo 11.6 Diseño de conexiones atornilladas para la unión de miembro diagonal y
vertical con cuerda inferior de una armadura, ver Figura 11.15.
La cuerda inferior es de acero A-50 y la diagonal y vertical son de acero A-50, se
utilizarán tornillos A-325 con la rosca excluida del plano de corte.
Pu = 30400 kg
Pu =43000 kg
2angs 3" x 3" x 3 8"
1
45°
1
WT 8" x 38.5 lb/ft
Figura 11.15 Unión de cuerda inferior de una armadura.
1.- Diseño de unión diagonal con cuerda inferior
Para estimar el número inicial de tornillos evaluaremos el corte doble ya que son dos
ángulos atornillados al alma de la WT 8” x 38.5 lb/ft y los tornillos están sujetos a corte doble.
Tornillos A-325 Fnv = 60000 lb/in² = 4225 kg/cm²
Resistencia al corte
 Rn =  Ab Fnv ≥ Pu
Área de corte de tornillos
Pu
43000
Ab =
=
= 13.57 cm ²
0.75  4225
Fnv
Utilizando tornillos de 1/2 ”; con Ab = 1.27cm2 en corte doble se tiene Ab = 2 x 1.27 = 2.54cm2
13.57
# de tornillos =
= 5.34  Utilizar 6 tornillos de 1/2 ” en dos hileras
2.54
espaciamiento mínimo = 3  d = 3  1/2 = 1 1/2 ” = 3.81 cm
Distancia mínima al borde (Tabla J3.4 del AISC) para tornillos 1/2” y perfiles rolados la
distancia mínima al borde es 3/4” = 1.91cm
- 260 -
Gramiles para dos hileras
2"
Lado para agujeros de dos hileras de tornillos
= 2” + 1 ½” + ¾” = 4.25”
1 1/2"
Figura. 11.16.
3/4"
Como se puede ver para dos hileras de tornillos se requiere un ángulo con un lado de 5”,
esto no es conveniente ya que el ángulo quedaría sobrado, por lo que se intentará una segunda
opción con tornillos de mayor diámetro en una sola hilera.
Con tornillo de 3/4 ” A-325
13.57
= 2.38  Utilizar 3 tornillos de 3/4 ”
2  2.85
separación entre tornillos = 3  d = 3  3/4 = 5.73 cm.
# de tornillos =
Distancia a un borde para tornillos de 3/4” es 1” = 2.54 cm
Revisión de la capacidad del perfil, ver Figura 11.17.
L
6
3,
45°
5
3"
4,14
19,05
3
6
Torn Ø = 3 4"
A-325
1,93
Figura. 11.17
- 261 -
20,98
Para los ángulos de la diagonal de 2 – 3” x 3” x 3/8 ” con agujeros de 7/8 ” para tornillos de 3/4”
Como el acero del ángulo es A-50 se tomará como Fy = 50,000 lb/in² = 3520 kg/cm²,
Fu = 65 000 lb/in² = 4 577 kg/cm².
a) Cedencia (2 ángulos)
 Pn   t FyAg
 Pn  0.90  3520 13.57  2  86004 kg
 Pn  86004  43000 kg ; bien.
b) Ruptura (2 ángulos)
 Pn   t FuAe
con  t = 0.75
y
Ae = U An
3" 1"
7"
+
=
4
8
8
agujeros estándar =
Área neta de un ángulo.
x=2.25 cm
WT 8"x 38.5 lb/ft
ángulos de
3"x 3"x 3/8"
7.62 cm
7.62 cm
Corte 1-1 de Figura 11.15
An = Ag  1 d  t 
An = 13.57 – 1.0 
U=1-
7
3
 2.54   2.54 = 11.45 cm²
8
8
x
2.25
=1= 0.813
12
L
El valor de L se indica en la figura 11.17
Ae  U  An  0.813  11.45  9.31 cm 2
 Pn = 0.75 
65000
 9.31  2 = 63 924 > 43 000 Kg.
14.2
- 262 -
Nota: se puede disminuir el espesor de ángulos a t = 5/16”
Dos ángulos de 3” x 3” x 5/16” son adecuados para las diagonales
Revisión de Corte en tornillos (J3.6)
Considerando corte doble
 Rn   Fnv Ab # tornillos  N ; con  = 0.75 ; N = número de áreas de corte
60000
 Rn = 0.75 
 2.85  3  2 = 54 190 > 43 000 kg. Si resiste.
14.2
Aplastamiento en ángulos (AISC – J3 – 10)
Considerando que la deformación en el agujero del tornillo en la carga de servicio sí es una
consideración importante de diseño
 Rn = 1.2 LctFu ≤ 2.4 dtFu
;  = 0.75
(J3-6a)
Para los tornillos interiores
Lc = S - d h = 6.0 -
7
 2.54 = 3.78 cm
8
Para el tornillo exterior
Lc = Le -
dh
7
= 3.0  2.54  0.5 = 1.89 cm
2
8
En este caso tenemos dos ángulos de t = 0.95 cm contra un alma de WT de t=1.11cm
2  0.95 = 1.90 > 1.11 cm ; rige t = 1.11 cm, por lo que se revisa con el espesor del
alma de la WT.
Para un tornillo interior:
65000 

 Rn =  0.75  1.2  3.78  1.11 
 =17 286 kg
14.2 

Para un tornillo exterior:
65000 

 Rn =  0.75  1.2  1.89  1.11 
 = 8 642 kg
14.2 

65000 

Limite de  Rn =   2.4  d t Fu ≤  0.75  2.4  1.91  1.11 
 = 17 468 kg
14.2 

Por lo tanto
 Rn =. (8642  17286  2)  43214 kg ; Por lo que  Rn = 43 214 kg
- 263 -
 Rn = 43 214 kg > 43 000 kg ; si resiste
Revisión del bloque de corte (AISC – J4.3)
 Rn =  0.6Fu  Anv  Ubs  Fu  Ant ≤  0.6Fy  Agv  Ubs  Fu  Ant
(J4-5)
Para un ángulo, se muestra achurado el block de corte.
Ant = 0.95  5.36  0.5  2.22  4.05 cm 2
Anv = 0.95  15.0  2.5  2.22  8.98cm 2
3
5,
36
2.
6
25
6
Agv = 0.95 15  14.25 cm 2
Figura.- 11.18
Sustituyendo valores
 Rn = 0.75 0.6  4577  8.98  1.0  4577  4.05 ≤ 0.75 0.6  3520  14.25  1.0  4577  4.05
 Rn = 32 398 kg. ≤ 36 474 kg
Por lo que
 Rn = 32 398 kg. (para un ángulo) > 21 500 Kg. ; bien
Para dos ángulos
 Rn = 2  32 398 Kg. = 64 796 > 43 000 Kg.
No se produce falla por bloque de corte
Diseño de unión de vertical a compresión con cuerda inferior, (ver Figura 10.15)
Como el miembro vertical son dos ángulos, se evaluará el corte doble en los tornillos
para calcular el área mínima requerida
Resistencia al corte
 Rn =  Ab Fnv ≥ Pu
Por lo que el área de corte de los tornillos es:
Ab =
Pu
30400
 9.59cm 2
=
Fnv 0.75  4225
Utilizando tornillos A – 325 de diámetro de ¾” con la rosca excluida del plano de corte
9.59
# tornillos =
= 1.68  Utilizar dos tornillos 3/4" A-325
2  2.85
- 264 -
La separación entre tornillos es 3d = 3 
Distancia a un borde para tornillos de
3
”  2.54 = 5.71 cm  6cm
4
¾” es de 1” = 2.54 cm  3cm, Ver Figura 11.19.
Pu = 30400kg
6
3
Figura.11.19.
Torn de Ø 7 8"
Revisión por aplastamiento en agujeros de los tornillos
Considerando que la deformación de la perforación del tornillo bajo cargas de servicio es
importante.
Rige el espesor del alma de la WT con t = 1.11cm por ser menor que 2 x 0.95 =1.90
(espesor de los dos ángulos)
Rn = 1.2 Lc t Fu ≤2.4 d t Fu
Para el tornillo exterior
d
Lc = Le - h = 3 - 1  2.54  7  0.5 = 1.89cm
2
8
Para el tornillo interior
7
Lc = S - d h = 6 - 1  2.54  = 3.78 cm
8
Para tornillo exterior:
 Rn  0.75  1.2  1.89  1.11 
65000
 8643 kg
14.2
Para un tornillo interior:
 Rn  0.75  1.2  4.09  1.11 
65000
 17286 kg
14.2
Limite máximo:
- 265 -
  2.4  d t Fu  0.75  2.4  1.91 1.11
65000
 17468 kg
14.2
17468 > 17286 kg ; rige 17286 kg.
Capacidad total.
 Rn  8643  17286  25929  30400 kg (no resiste)
Le falta un 15% para que pueda resistir Pu = 30 400 kg, esto se corrige fácilmente
aumentando la distancia al borde del tornillo exterior de 3.0 cm a 4.0 cm, logrando una
capacidad Rn  30502  30400 kg .
Ejemplo 11.7 de conexiones atornilladas incluyendo tensión, corte, aplastamiento y
block de corte.
Calcular el área neta efectiva calculando el valor de U para la IPR y para las placas de
conexión mostradas en la Figura 11.20.
IPR de 12” x 8” x 59.5 kg/m (Acero A-36; Fy= 2530 kg/cm² y Fu = 4085 kg/cm²)
5"
Tornillos de 8
1
4.76
Placa de 22 x 1"
2
4.76 cm
20.3 cm
Agujeros
1.27
1.31
Tu = 140 000 kg
Tu = 140 000 kg
27.68
30.3
0.75
1.31
IPR 12" x 8" x 59.5 kg/m
1
IPR 12" x 8" x 59.5 kg/m
Placa de 22 x 1
2"
Corte 1-1
Ag  76.13 cm 2
Figura 11.20 Conexión de dos IPR a tensión a través de placas.
Las placas son de:
A-50 (Fy = 3 521 kg/cm², Fu = 4 577 kg/cm²).
11.7.1Calculo de las áreas netas y áreas efectivas.
Placa de 22  1/2".
En cada placa existen dos hileras de tornillos de 5/8” (A-325)
- 266 -


Perfil IPR de 12” x 8” x 59.5 kg/m Ag  76.13cm 2
3d = 3  1.587 = 4.76 cm
Ag = 76.13 cm² (del manual de AHMSA)
5 1
An = 76.13 – 4     2.54  1.31 = 66.14 cm²
8 8
Calculo de U
a) Con tabla D3.1 caso 7 para:
2
bf = 20.3 y d = 20.2
3
2
bf > d 
U = 0.90
3
b) Con formula
Calculo de U utilizando la formula U = 1 -
x
, considerando una sección en T sacada de
L
media IPR, como se muestra en la Figura 11.21.
20.3 cm
Momento estático con respecto a eje 1-1
1
1.31
X
1
Q11  20.3 
13.89
2

 13.89

 1.31 = A x
0.75  13.89  
 2

30.4 cm
0.75
1.312
A  20.3  1.31  13.89  0.75  37.01 cm 2
13.89
1.31
x=
17.42  86.00
= 2.80 cm.
37.01
Figura 11.21.- T sacada de media IPR.
U = 1-
2.80
x
= 1= 0.705
(2)(4.76)
L
Para la transmisión de la carga de tensión de la IPR a las placas, rige el valor de la tabla
U = 0.90, por ser mayor que el obtenido con la formula y para la transmisión de las placas a los
patines de la IPR no hay retraso de corte, por lo que U = 1.0
11.7.2 Calculo de la capacidad de tensión de la IPR.
Tu = 140 000 Kg. y T = 93 330 kg. (Sin factorizar).
Con LRFD:
- 267 -
Cedencia.
 Rn = 0.90 Ag Fy = 0.90  2530  76.13 = 173 348 kg.
Ruptura.
 Rn = 0.75 Ae Fu = 0.75  0.90  66.14  4 085 = 182 373 kg.
Rige Cedencia,  Rn = 173 348 kg. > 140 000 kg., Si resiste.
Con ASD:
Cedencia.
Rn
76.13  2530
= Ag Fy / 1.67 =
= 115 334 kg.

1.67
Ruptura.
Rn
0.90  66.14  4085
= Ae Fu / 2.0 =
= 121 582 kg.

2.0
También rige cedencia;  Rn = 115 334 kg. > 93 330 kg. Si resiste.
11.7.3 Capacidad a tensión de las placas de conexión.
- Con LRFD
Ag = 22  1.27  2 = 55.88 cm².
5 1
An = 55.88 – 4 x     2.54  1.27 = 46.20 cm².
8 8
Como en las cargas que transmiten las placas de conexión a las placas del perfil no se produce
retraso de corte, U = 1.0. Sin embargo J4.1 (b) limita An a un máximo de 0.85 Ag
Ae = An ≤ 0.85 Ag
0.85 Ag = 0.85  55.88 = 47.50 cm² > An
Por lo tanto Ae = An = 46.20 cm²
Cedencia.
Rn = 0.90 Ag Fy = 0.90  55.88  3521 = 177 078 kg.
Ruptura.
Rn = 0.75 Ae Fu = 0.75  46.20  4577 = 158 609 kg.
Rige ruptura; Rn = 158 609 kg. > 140 000 kg., Si resiste.
- Con ASD
Cedencia.
Rn
55.88  3521
= Ag Fy / 1.67 =
= 117 816 kg.

1.67
Ruptura.
- 268 -
Rn
46.20  4577
= Ae Fu / 2.0 =
= 105 728 kg.

2.0
Rige ruptura;  Rn = 105 728 kg. > 93 330 kg. Si resiste.
11.7.4 Capacidad de los tornillos a corte.
Entre la viga IPR y las placas de conexión, la fuerza de tensión se transmite por 12
tornillos de 5/8” de Acero A-325.
- Con LRFD a corte.
 Rn = 0.75 Ab Fnv
Ab = es el área nominal fuera de la rosca para tornillos ver Figura 11.22 a). Para el caso de
varillas roscadas con rosca sobrepuesta; Ab es el área en la rosca con diámetro del cuerpo de la
varilla D, como se muestra en la Figura 11.22 b). Los tornillos de este ejemplo corresponden a la
Figura 11.22 a)
d
d
D>d
Figura 11.22 (a) Barra con rosca interior Figura 11.22 (b) Barra con rosca sobrepuesta D > d
Figura 11.22 Barras roscadas.
Considerando que el área de corte esta excluida del plano de corte.
60000
 12 = 75 296 kg.
14.2
75 296 < 140 000 Kg.; No resiste
Rn = 0.75  1.98 
- Con ASD a corte.
60 000 lb/in² = 4 225 kg/ cm²
Rn
1.98  4225
= Ab Fnv / 2.0 =
 12 = 50193kg < 93330 kg. No resiste.

2.0
Se aumenta el diámetro de los tornillos.
Con tornillos de 7/8”, la resistencia al corte es:
Rn = 0.75  3.878  4225  12 = 147 460 kg. > 140 000 kg.; Si resiste.
Como se cambio el diámetro de los tornillos de 5/8” a 7/8”, se volverán a hacer los cálculos
elaborados anteriormente, en esta segunda revisión solo se utilizará LRFD.

Revisión de la capacidad a tensión del perfil IPR. (ajuste en lo calculado en 11.7.2).
El Área gruesa no tiene cambio; Ag = 76.13 cm²
- 269 -
7 1
An = 76.13 – 4      2.54  131 = 62.82 cm²
8 8
El valor de U = 0.90, dado por la tabla D3.1 caso 7 se mantiene sin cambio.
Calcularemos de nuevo la capacidad a ruptura, ya que el Área neta ahora disminuye.
Ruptura:
Rn = 0.75 Ae Fu = 0.75  0.90  62.82  4085 = 173 218 kg < 173 348 kg.
Ahora rige ruptura con Rn = 173 218 kg. > 140 000 kg. Si resiste.

Capacidad a tensión de las placas de conexión. (ajuste en lo calculado en 11.7.3).
Aquí rigió ruptura y como el Área neta es la que tiene reducción, se calculara de nuevo la
capacidad a tensión en ruptura.
7 1
An = 2  22  1.27 – 4      2.54  1.27 = 42.98 cm²
8 8
42.98 ≤ 0.85 Ag; Cumple, por lo que Ae = 42.98 cm²
Ruptura.
 Rn = 0.75 Ae Fu = 0.75  1.0  42.98  4577 = 147 505kg. > 140 000 kg. Si resiste.
La revisión de los tornillos de 7/8” a corte, se realizó en la hoja anterior, resultando
 Rn = 147 460 kg. > 140 000 kg
11.7.5 Revisión por aplastamiento.
Considerando la conexión de tipo aplastamiento en la que los tornillos no son
pretensionados sino solo apretados al llegue, se efectuará el cálculo de la capacidad a
aplastamiento. De acuerdo al tema J3.10 de las especificaciones AISC – 2005, la resistencia a
Rn
aplastamiento Rn y la capacidad disponible a aplastamiento
de los agujeros de tornillos se

obtiene con  = 0.75 (LRFD) y Ω = 2.00 (ASD).
En este ejemplo la conexión tiene agujeros estándar y la deformación de los agujeros de
los tornillos para cargas de servicio es un requisito de importancia.
Rn = 1.2 Lc t Fu ≤ 2.4 d t Fu
(J3-6a), AISC
Siendo:
t = espesor de la placa
d = diámetro nominal del tornillo
- 270 -
Lc = distancia libre en la dirección de la fuerza entre el borde del agujero y el borde del
agujero siguiente o borde del material como se muestra en la Figura 11.23.
4
7
7
3
3
7
7
4
20.3 22.0 cm
T
T
Figura 11.23. -Separación entre agujeros y distancias a los bordes. (Planta y elevación)
Substituyendo valores con los espesores de las placas, posteriormente se revisará con los
espesores de los patines, se recuerda que tienen aceros diferentes, las placas de conexión y los
patines.
S = 3d = 3  7 / 8  2.54  6.67  7.0 cm
Distancia a un borde para tornillos de 7/8 = 1 ½ = 3.81 cm  4.0 cm.
Para un tornillo extremo.


2.54 

Rn = 1.2   4.0 
  1.27  4577 = 19 043 kg
2 



Para un tornillo intermedio.
Rn = 1.2  7.0  2.54 1.27  4577 = 31 110 kg.
Limite por tornillo.
2.4  d  t  Fu = 2.4  2.22  1.27  4577 = 30 970 kg.
19 043 < 30 970 kg bien; y 31 110 > 30 970 kg excede el limite, por lo que se utilizará
30 970 kg en lugar de 31 110 kg, para tornillos intermedios.
De las tres hileras de tornillos, dos secciones con agujeros se pueden considerar
intermedias y una sección de orilla o borde, por esto la capacidad total a aplastamiento es:
Rn = 0.75  119043  4  2  30970  4 = 242 973 kg.
242 973 > 140 000 kg.; muy sobrado.
 Determinación de la resistencia a aplastamiento entre tornillos y patines del perfil IPR.
Se utilizaran nuevamente Rn (LRFD) con  = 0.75 y con la siguiente ecuación.
Rn = 1.2 Lc t Fu ≤ 2.4 d t Fu
(J3-6a), AISC
- 271 -
Sustituyendo para un agujero de borde
2.54 

Rn = 1.2   3.0 
  1.31  4084 = 11 106 kg.
2 

Para un tornillo intermedio:
Rn = 1.2  7.0  2.54  1.31  4084 = 28 633 kg.
Limite por tornillo
Rn = 2.4  2.22  1.31  4084 = 28 505 kg.
11 106 < 28 505 Kg., bien;
28 633 > 28 505 kg. Se excede el límite.
Por lo que para los tornillos intermedios se tomará Rn = 28 505 kg.
Rn = 0.75  1 11106  4  2  28505  4 = 204 348 kg.
204 348 > 140 000 Kg., Sobrado.
11.7.6 Revisión por block de corte, de acuerdo al AISC – 2005. Tema (J4.3)
La resistencia permisible para el estado limite del block de corte a ruptura a lo largo de
las trayectorias de falla a corte, perpendiculares a las trayectorias de falla a tensión, son
determinadas con la siguiente ecuación del AISC.
Rn = 0.6 Fu Anv + Ubs Fu Ant ≤ 0.6 Fy Agv + Ubs Fu Ant
Con
Donde:
 = 0.75 (LRFD) y Ω = 2.00 (ASD)
(J4-5), AISC-2005
Agv = Área gruesa sujeta a corte.
Ant = Área neta sujeta a tensión
Anv = Área neta sujeta a corte
Cuando el esfuerzo de tensión es uniforme, Ubs = 1.0 y cuando el esfuerzo de tensión no
es uniforme Ubs = 0.50. Algunos casos donde Ubs debe ser tomado como 0.50 están ilustrados
en los Comentarios del AISC-2005.
Como podemos notar en la ecuación (J4-5), del AISC el segundo término del lado
izquierdo es idéntico que el segundo término del lado derecho, o sea que en la ecuación (J4-5),
del AISC, pueden suceder dos casos.
a) 0.6 Fu Anv ≤ 0.6 Fy Agv
Tn = 0.6 Fu Anv + Ubs Fu Ant
b) 0.6 Fu Anv > 0.6 Fy Agv
Tn = 0.6 Fy Agv + Ubs Fu Ant
El uso de estas ecuaciones (que son las mismas que utilizamos anteriormente, sólo cambia la
forma) se ilustrará aplicándolas para el ejemplo anterior.
- 272 -
Procederemos a calcular los dos términos 0.6 Fu Anv y 0.6 Fy Agv para determinar que
caso rige, suponiendo primero que la falla ocurra en las placas, ver Figura 11.24.
Trayectoria de falla de tension
Trayectoria de falla de corte
3.85
7.0
22.0 cm
7.0
4
140 000 kg
Figura. 11.24 (a)
3.0
3
7.0
7.0
140 000 kg
3.0
Figura. 11.24 (b)
Figura. 11.24. Trayectoria de fallas de las placas y del perfil IPR,
(a) Falla de placa, (b) Falla de los patines del perfil IPR
Falla de block de corte en placas (Acero A-50), Ver figura 11.24 (a).
Sustituyendo valores para una placa:
0.6 Fu Anv = 0.6  4577  18  2.5  1 2.54  1.27  2 = 81263 kg.
0.6 Fy Agv = 0.6  3520  (18)  1.27  2 = 96561 kg.
Como 0.6 Fu Anv resultó menor que 0.6Fy Agv, la resistencia por block de corte se
calculará con caso (a), ver página anterior.
0.6 Fu Anv + Ubs Fu Ant = 81263 +1.0  4577  (3.85-0.5  1  2.54)  1.27  2
0.6 Fu Anv + Ubs Fu Ant = 81263 + 29 994 = 111257 kg
Para las placas (superior e inferior)
Rn = 0.75  111257  2.0 = 166886 > 140 000 Sobrado.
Falla de block de corte en los patines de la IPR, (Acero A-36), Ver figura 11.24 (b).
Sustituyendo valores para un patín:
0.6 Fu Anv = 0.6  4 085  17  2.5  1 2.54  1.31  2 = 68 390 Kg.
0.6 Fy Agv = 0.6  2 530  (17)  1.31  2 = 67 612 Kg.
Como 0.6 Fu Anv resultó mayor que 0.6 Fy Agv, se debe determinar la resistencia del
block de corte con caso (b)
- 273 -
0.6 Fy Agv + Ubs Fu Ant = 67 612 +1.0  4084  (3.0-0.5  1  2.54)  1.31  2
0.6 Fy Agv + Ubs Fu Ant = 74 294 + 18 511 = 92 805 kg
Para los dos patines, superior e inferior.
 Rn = 0.75  92 805  2.0 = 137 707.5 < 140 000 Kg. Como le falta un poco (140 000
– 137 707.5)= 2 292.5 Kg., se hará un pequeño ajuste que consiste en mover los tornillos hacia el
eje del alma del patín 1.0 cm., haciendo que la distancia al borde aumente a 4.0 cm y la
distancia de 3.85 cm cambia a 4.85 cm, ver Figura 11.25.
4.85
4.85
3
7
4.0
7
4.0
Figura 11.25 Disposición final de tornillos.
De tal manera que el término Ubs Fu Ant aumenta a:
1.0  4 084  (4 - 0.5  2.54)  1.31  2 = 29 211 Kg.
Finalmente para los dos patines se obtiene:
Rn = 0.75  (74 294 + 29 211)  2.0 = 155 257 > 140 000, Si resiste.
El ajuste de la distancia al borde de 3.0 cm. a 4.0 cm. hizo que la capacidad del perfil por
block de corte sea mayor que la tensión última producida por las cargas, y por lo tanto resiste a
block de corte.
Ejemplo 11.8 de conexiones atornilladas slip-critical incluyendo tensión, corte,
aplastamiento y block de corte.
Resolver el mismo problema anterior pero considerando conexión slip-critical
(deslizamiento crítico), con tornillos ф=7/8” A-325 que son los que resultaron al final del diseño
anterior.
IPR de 12” x 8” x 59.5 kg/m (Acero A-36; Fy= 2530 kg/cm² y Fu = 4085 kg/cm²)
5"
Tornillos de 8
1
4.76
Placa de 22 x 1"
2
4.76 cm
20.3 cm
Agujeros
1.27
1.31
Tu = 140 000 kg
Tu = 140 000 kg
27.68
30.3
0.75
1.31
IPR 12" x 8" x 59.5 kg/m
1
IPR 12" x 8" x 59.5 kg/m
Placa de 22 x 1
2"
Corte 1-1
- 274 -
Ag  76.13 cm 2
Figura 11.26 Conexión de dos IPR a tensión a través de placas.
La resistencia al deslizamiento Rn y la resistencia Rn  serán determinadas para el estado
límite siguiendo
Rn  D u h sc Tb N s
J3.4, AISC
Con   1.00 (LRFD) y   1.50 (ASD) para las conexiones en las que prevenir el deslizamiento
es un estado límite de servicio.
Y   0.85 (LRFD) y   1.76 (ASD) para evitar el deslizamiento para el nivel de resistencia
requerido.
En este ejemplo se consideran los siguientes coeficientes y factores involucrados en la ecuación
J3.4 (AISC) descrita anteriormente, estos valores son tomados del tema J3.8 del AISC-2005.
Coeficiente de superficie clase A (sin pintar, limpia libre de grasa y polvo):
  0.35
Multiplicador que refleja la relación entre la fuerza de pretensión media del tornillo instalado y
la pretensión mínima especificada del tornillo
D u  1.13
Factor de agujero para perforaciones estándar:
h sc  1.0
Fuerza de pretensión mínima del tornillo de 7/8”
Tb  176 kN (17960 kg)
Se diseña para prevenir el deslizamiento para el estado límite debido a las cargas de servicio.
  1.00 (LRFD) ;   1.50 (ASD)
Sustituyendo valores e la ecuación J3.4 del AISC se tiene que para LRFD
Rn  1.00  0.35 1.13 1.00 17960 1.0 12  85238 kg
En el ejemplo anterior la resistencia al aplastamiento fue Rn  204,348 kg
Con ASD:
Rn 0.35  1.13  1.0  17960  1.0  12

 56825 kg

1.5
En el ejemplo anterior la resistencia por aplastamiento resultó ser
- 275 -
Rn
 143957 kg

Nota: Además de calcular la resistencia por deslizamiento (slip-critical) se debe calcular la
capacidad a corte en los tornillos, aplastamiento entre tornillos y placas, tornillos y vigas, y
block de corte.
Comentarios con respecto a los resultados de ambos ejemplos, diseño por aplastamiento y por
deslizamiento slip-critical.



Los resultados de resistencia obtenidos por deslizamiento (slip-critical) son mucho
menores que los obtenidos por conexión de aplastamiento, esto sólo debe interpretarse
que las conexiones de deslizamiento son más conservadoras, por lo mismo más seguras,
pero más costosas.
Entonces sólo debemos utilizar conexiones de deslizamiento (slip-critical) cuando las
especificaciones o reglamentos de construcción lo exijan, las especificaciones AISC2005 en el tema J1.10 señala los casos en la que estamos obligados a utilizar conexiones
de deslizamiento (slip-critical).
En esta conexión de traslape de 2 vigas IPR por medio de placas resultó una diferencia
importante entre el diseño por aplastamiento y por deslizamiento (slip-critical).
11.13 CONEXIONES SUJETAS A TENSION Y CORTE.
Ejemplo 11.9 de diseño de una conexión atornillada sujeta a tensión y corte
combinado.
Diseñar los tornillos de la conexión mostrada en la Figura 11.27 sujeta a tensión y corte,
considerando que la conexión es tipo aplastamiento.
Py
2 Ángulos 3”  3”  1/2”
Pu
Px
1
30º
1
Figura 11.27 Unión de placa con columna sujeta a tensión y corte.
Vista 1-1
Pu = 75 000 Kg.
Puy = 75 000 Sin 30º = 37 500 Kg.
Pux = 75000 Cos 30º = 64952 Kg.
Se proponen 8 tornillos de 3/4", A-325 con rosca excluida del plano de corte.
- 276 -
De la tabla J3.2 AISC
Fnt = 90 000 Ksi = 6338 k/cm²
Fnv = 60 000 Ksi = 4225 k/cm²
Esfuerzo de corte
fv =
37500
= 1 644 kg / cm²
8  2.85
fv
1644
=
= 0.389 > 0.20
4225
Fnt
Cuando
fv
es menor que 0.20, no se requiere investigar el esfuerzo combinado de tensión
Fnt
y corte.

Utilizando AISC-2005
Rn = F’nt Ab
Con  = 0.75 (LRFD) y  = 2.00 (ASD)
F’nt = es el esfuerzo de tensión modificado para incluir los efectos del esfuerzo cortante.
Fnt
fv ≤ Fnt (LRFD)
Fnv
Fnt
F’nt = 1.3 Fnt fv ≤ Fnt (ASD)
Fnv
Fnt = esfuerzo de tensión nominal Tabla J3.2 (AISC)
Fnv = esfuerzo de corte nominal.
fv = el esfuerzo de corte que producen las cargas.
F’nt = 1.3 Fnt -

Utilizando LRFD y substituyendo los valores:
F’nt = 1.3  6338 -
6338
 1644 = 4 951 kg/cm²
0.75  4225
Rn = 0.75  4951  2.85 = 10 582 kg.
Pux =
1
 64 952 = 8 119 kg.
8
 Rn > Pux; 10 582 > 8 119 kg; Si resiste
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