DISEÑO ESTRUCTURAL DE PORTICO METALICO PARA NAVE INDUSTRIALCON PUENTE GRUA.
[METODO APLICADO LRFD]
TUTOR: Dr. Ing. Roberto Gamón Torres
INTEG�NTES: Altamirano Altamirano Wilson Jhon Aragon Arcentales Juan Gabriel
CIVIL
La presente TESINA comprende el diseño estructural de un PÓRTICO PA� NAVE INDUSTRIAL CON PUENTE GRÚA con las siguientes características: 24m de luz, cada módulo (pórtico) con una separación de 6m entre ellas, y una altura libre interior de 7,80m; la cubierta de 2 aguas con 12.5% de pendiente cada una, viga diseñada en alma abierta. Además se ha optado como solución para montar la viga carrilera una ménsula que lo sostendrá a un nivel de 6.2m medido desde la super�cie del terre-no, misma que se acoplara a una columna que a diferencia de la viga de cubierta serán de alma llena.
En el cálculo de cargas se incluye el peso del Puente grúa que pretende se montaría, de una capacidad de izaje de 10Tn.; así como también se asume el sismo debido a la ubicación geográ�ca seleccionada Cuenca-Ecuador; esto entre las mas importantes.
Por otro lado la modelación del pórtico se realiza en el programa SAP_2000 siendo el principal instru-mento para la estimación de los esfuerzos; para luego diseñarlas por el método LRFD especi�cado en los códigos AISC y AISI; solucionándose de esta manera, mediante el uso de per�les conformados en caliente y en frío, existentes en el ecuador y especí�camente con la per�laría presentada en el catálogo DIPAC.
2010
FACULTAD
DE INGENIERIA
ESCUELA INGENIERIA
UNIVERSIDAD
ESTATAL DE
CUENCA
Tesis previa a laobtencion de Titulo deINGENIERO CIVIL
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Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
RESUMEN.
El proyecto comprende el diseño estructural de un PÓRTICO PARA NAVE
INDUSTRIAL CON PUENTE GRÚA con las siguientes características: 24m de luz,
cada módulo (pórtico) con una separación de 6m entre ellas, y una altura libre interior
adecuada para optimizar su uso; la cubierta de 2 aguas con 12.5% de pendiente cada
una, esta viga será en celosía con empotramiento en sus extremos para minimizar el
peralte y con ello la flecha, además se ha optado como solución para montar la viga
carrilera una ménsula que lo sostendrá a un nivel de 6.2m medido desde la superficie del
terreno.
El puente grúa a admitir, tendrá una capacidad de izaje de 10Tn, la cual se ha tomado
del catálogo de VINCA, mismo que dará facilidad al traslado de elementos pesados a
cualquier parte en la nave, dado por el desplazamiento en el plano horizontal que denota
este artefacto.
Las columnas a diferencia de la viga de cubierta serán de alma llena, debido a las
exigencias que presenta la ménsula sobre esta.
En el cálculo se tomara en cuenta el sismo debido a la ubicación geográfica
seleccionada Cuenca-Ecuador. Por otro lado la modelación del pórtico se realizara en el
programa SAP_2000 siendo el principal medio para la estimación de los esfuerzos; para
luego diseñarlas por el método LRFD especificadas en los códigos AISC y AISI;
solucionándose de esta manera, mediante el uso de perfiles conformados en caliente y
en frío, existentes en el ecuador y específicamente con la perfilaría presentada en el
catálogo DIPAC.
PALABRAS CLAVE.
Pórtico
Nave Industrial
Nave industrial con Puente Grúa
Ingeniería Estructural
Estructuras de Acero
Perfiles Laminados
Diseño Estructural
Armadura
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Jhon Altamirano Gabriel Aragón
AAUUTTOORREESS:
DEDICATORIA.
DEDICAMOS ESTA TESINA A NUESTROS PADRES QUE NUNCA
DEJARON DE CONFIAR EN NOSOTROS
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Agradecimientos.
Primeramente a dios, LUEGO A nuestros padres que
siempre fueron incansables en su apoyo para que
estuviéramos ahora aquí.
A nuestro tutor Dr. Ing. roberto GamON torres PoR Compartir sus
SUS conocimientos y por el apoyo brindado.
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INDICE
INTRODUCCION. ..................................................................................... 7
ANTECEDENTES Y JUSTIFICACIÓN ..................................................... 8
OBJETIVOS ........................................................................................... 8
Objetivo General ........................................................................................................... 8
Objetivos Específicos ................................................................................................... 8
CAPITULO I ........................................................................................... 9
GENERALIDADES ..................................................................................................... 9
1.1. CARACTERÍSTICAS GENERALES DEL PROYECTO ..................................... 10
1.2. CARGAS:................................................................................................................ 10 1.2.1. CARGA MUERTA ...................................................................................................... 10 1.2.2. CARGA VIVA ............................................................................................................ 11 1.2.3. CARGA SÍSMICA ...................................................................................................... 11 1.2.4. FACTORES Y COMBINACIONES DE CARGA ...................................................... 11
1.3. REQUISITOS DE RESISTENCIA POR EL MÉTODO LRFD ............................. 11
1.4. DESCRIPCIÓN DEL CÓDIGO ECUATORIANO DE LA CONSTRUCCIÓN ... 12 1.4.1. BASES DE DISEÑO ................................................................................................... 12 1.4.2. CARGA SÍSMICA REACTIVA W ............................................................................ 16 1.4.3. CORTANTE BASAL DE DISEÑO ............................................................................ 16 1.4.4. DISTRIBUCIÓN VERTICAL DE LAS FUERZAS LATERALES ........................... 21 1.4.5. DISTRIBUCIÓN HORIZONTAL DEL CORTANTE ................................................ 21
1.5. ARMADURAS ....................................................................................................... 22 1.5.1. TIPOS DE ARMADURAS DE CUBIERTA .............................................................. 22 1.5.2. ARRIOSTRAMIENTOS ............................................................................................. 23
CAPITULO II ........................................................................................ 24
CÁLCULO DE LAS CARGAS Y MODELACION DEL PORTICO PARA UNA
NAVE INDUSTRIAL ................................................................................................ 24
2.1. CÁLCULO DE CARGAS. ..................................................................................... 25 2.1.1. CARGAS PARA LA CORREA: ................................................................................. 25 2.1.2. CARGAS PARA LA VIGA CARRILERA: ................................................................ 26 2.1.3. CARGAS PARA EL PORTICO: ................................................................................. 27
2.2. MODELACIÓN DEL PÓRTICO DE LA NAVE INDUSTRIAL .......................... 29 2.2.1. MODELACION DE LA CORREA ............................................................................. 29 2.2.2. MODELACION DE LA VIGA CARRILERA ............................................................ 33 2.2.3. MODELACION DEL PÓRTICO ................................................................................ 39
CAPITULO III ....................................................................................... 45
DISEÑO MANUAL DE LOS MIEMBROS ESTRUCTURALES ............................ 45
3.1. MIEMBROS SOMETIDOS A FLEXIÓN, PANDEO LATERAL Y FUERZA
CORTANTE. ...................................................................................................................... 46 3.1.1. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS ............................................................... 46
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3.1.2. DISEÑO DE LA CORREA PARA LA CUBIERTA .................................................. 53 3.1.3. ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS .............................................................. 58 3.1.4. DISEÑO DE LA VIGA CARRILERA DEL PUENTE GRÚA................................... 60 3.1.5. DISEÑO DE LA MÉNSULA PARA LA VIGA CARRILERA .................................. 65
3.2. MIEMBROS SOMETIDOS A CARGAS AXIALES Y DE
FLEXOCOMPRECION. ..................................................................................................... 70 3.2.1. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS ............................................................... 70 3.2.2. DISEÑO DE LA VIGA DE CUBIERTA .................................................................... 72 3.2.3. ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS. ............................................................. 76 3.2.4. DISEÑO DE LA COLUMNA (ALMA LLENA): ....................................................... 81
3.3. DISEÑO DE LAS CONEXIONES. ........................................................................ 88 3.3.1. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS ............................................................... 88 3.3.2. ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS: ............................................................. 89 3.3.3. DISEÑO NUDO EN LA VIGA DE CUBIERTA ........................................................ 90 3.3.4. DISEÑO CONEXIÓN COLUMNA-VIGA DE CUBIERTA: .................................... 92 3.3.5. DISEÑO DE PLACA BASE DE COLUMNA. ........................................................... 93
CONCLUSIONES: .................................................................................. 97
RECOMENDACIONES:.......................................................................... 98
BIBLIOGRAFIA: .................................................................................. 99
SIMBOLOGÍA: .................................................................................... 100
ANEXO 1 ........................................................................................... 103
CATALOGO DIPAC ............................................................................................... 103
ANEXO 2 ........................................................................................... 113
CATALOGOS VINCA ............................................................................................. 113
ANEXO 3 ........................................................................................... 116
CATALOGOS VARIOS .......................................................................................... 116
ANEXO 4 ........................................................................................... 118
PLANOS ................................................................................................................... 118
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INTRODUCCION.
Debido a las características y propiedades del acero, desde hace muchos años, se viene
utilizando este material en gran escala en todo lo referente a la industria y a la
construcción, siendo un material muy versátil debido a las múltiples ventajas que
presenta tanto en su estructura como en su comportamiento, además de que sus métodos
de cálculo son simplificados. Entre algunas de las ventajas del acero con respecto al
hormigón, se menciona la alta resistencia del material, bajo peso, uniformidad,
elasticidad, durabilidad, ductilidad, tenacidad, resistencia a la fatiga, capacidad de
laminarse en diversidad de cantidades, formas y tamaños, entre otras. A demás
proporciona facilidades para realizar ampliaciones a estructuras ya existentes, pudiendo
unirse diversos miembros a través de remaches, pernos ó soldadura con gran destreza,
proporciona facilidades para pre-fabricar miembros, rapidez de montaje, etc. Tiene
además la ventaja de que es reusable, reciclable y posee un valor de rescate. Así como el
acero tiene gran cantidad de ventajas, también existen algunas desventajas, entre ellas
está la corrosión, el costo de mantenimiento, su susceptibilidad al fuego, por lo que hay
que prever algún sistema que lo aísle, y puede reducir su resistencia por fatiga al estar
sometido a un gran número de inversiones de carga.
En la actualidad, entidades como la American Institute of Steel Construction (AISC) y
la American Iron and Steel Institute (AISI), se dedican a estudiar las características y
formas de comportamiento del acero, así como a la elaboración de normas para cálculo
estructural que rigen el diseño en acero, desarrollándose así el método de estados límite,
Load and Resistence Factor Desing (LRFD).
Este método se usará para el cálculo de los elementos estructurales en este proyecto, el
cual está orientado esencialmente a la aplicación de los fundamentos básicos del método
en mención (LRFD).A través del programa de estructuras SAP2000, se realizara la
modelación de los miembros estructurales del proyecto, toda vez que su programación
cuenta con el método LRFD desarrollado por la norma americana. A demás a manera de
comparación se diseñarán manualmente algunos de los miembros estructurales
utilizando el método de los estados límites.
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ANTECEDENTES Y JUSTIFICACIÓN
Una nave industrial es toda construcción destinada a albergar la producción y/o
almacén de bienes de naturaleza industrial. Estos edificios dan cobijo a las personas y
máquinas que participan de la actividad económica que se desarrolla en su interior,
protegiéndolos de las inclemencias atmosféricas, y generando las condiciones adecuadas
para el trabajo. La cantidad y variedad de actividades económicas que puede albergar
una nave industrial es innumerable, presentando cada una de ellas una serie de
requerimientos que el edificio industrial debe satisfacer. Cada uno de estos
requerimientos puede condicionar el proyecto de una nave industrial, y ello ha dado
lugar a que a lo largo de los años se hayan desarrollado un gran número de soluciones
constructivas.
Las naves industriales son edificios eminentemente funcionales, con luces
considerables, orientados a facilitar la producción y todas las actividades relacionadas
con el trabajo de los operarios, transporte interno, salida y entrada de mercancías, a esto
se le suma la necesidad de utilizar un equipo de alta capacidad integrado a la nave
industrial, mismo que ayuda a facilitar el movimiento de los objetos pesados, como es el
caso de un puente grúa.
OBJETIVOS
Objetivo General
Realizar el análisis y diseño estructural correspondiente a un pórtico de una nave
industrial con puente grúa, enfocado bajo las especificaciones A.I.S.I. y AISC.
Objetivos Específicos
Modelación de la estructura resistente.
Aplicación del S.A.P 2000 para el análisis de las solicitaciones en los distintos
elementos que conforman el pórtico.
Diseñar las partes componentes y las uniones del pórtico de la nave industrial.
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CAPITULO I
GENERALIDADES
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1.1. CARACTERÍSTICAS GENERALES DEL PROYECTO
El proyecto comprende el diseño estructural de un PÓRTICO PARA NAVE
INDUSTRIAL CON PUENTE GRÚA con las siguientes características: 24m de luz,
cada módulo (pórtico) con una separación de 6m entre ellas, y una altura libre interior
adecuada para optimizar su uso; la cubierta de 2 aguas con 12.5% de pendiente cada
una, esta viga será en celosía con empotramiento en sus extremos para minimizar el
peralte y con ello la flecha, además se ha optado como solución para montar la viga
carrilera una ménsula que lo sostendrá a un nivel de 6.2m medido desde la superficie del
terreno.
El puente grúa a admitir, tendrá una capacidad de izaje de 10Tn, la cual se ha tomado
del catálogo de VINCA, mismo que dará facilidad al traslado de elementos pesados a
cualquier parte en la nave, dado por el desplazamiento en el plano horizontal que denota
este artefacto.
Las columnas a diferencia de la viga de cubierta serán de alma llena, debido a las
exigencias que presenta la ménsula sobre esta.
En el cálculo se tomara en cuenta el sismo debido a la ubicación geográfica
seleccionada Cuenca-Ecuador. Por otro lado la modelación del pórtico se realizara en el
programa SAP_2000 siendo el principal medio para la estimación de los esfuerzos; para
luego diseñarlas por el método LRFD especificadas en los códigos AISC y AISI;
solucionándose de esta manera, mediante el uso de perfiles conformados en caliente y
en frío, existentes en el ecuador y específicamente con la perfilaría presentada en el
catálogo DIPAC.
1.2. CARGAS:
Consiste en la determinación de todas aquellas acciones que pueden afectar la estructura
durante su vida útil, ocasionando en ella efectos significativos. Resulta la parte más
importante y difícil que enfrenta un proyectista de estructuras, pues de la estimación de
las cargas depende el diseño. No debe obviarse la posibilidad de actuación de cualquier
carga para permanecer del lado de la seguridad, además con el tiempo podría cambiarse
el uso de la estructura y podría estar sometida a otro tipo de solicitaciones, todo esto
debe tenerse en cuenta, a más de una adecuada combinación de cargas, con el fin de
determinar la condición más desfavorable de actuación de las mismas y a las que podría
estar sometida la estructura en algún momento de su vida útil.
1.2.1. CARGA MUERTA
Las cargas muertas son aquellas que permanecen inmóviles en la estructura, éstas son el
peso propio de los elementos estructurales, y otras cargas que permanecerán fijas.
Para un pre diseño de cualquier estructura, el peso propio es únicamente estimado, pero
ya al saber que elementos serán los utilizados para el diseño, se utilizará el peso de los
elementos para el cálculo final de la estructura.
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1.2.2. CARGA VIVA
Se denominan cargas vivas a todas aquellas que no están inmóviles, tales como
personas, o cualquier objeto que tenga movimiento y no sea fijo en la edificación, estas
cargas dependen del tipo de estructura y su uso pretendido.
Las cargas vivas sobre estructuras tipo estándar, por lo general son especificadas por el
código de la construcción propio de cada país en el cuál se vaya a proyectar la
estructura.
1.2.3. CARGA SÍSMICA
Para la estimación de la carga de sismo a la que puede estar sometida la estructura se
realizará un cálculo, tal como lo describe el Código Ecuatoriano de la Construcción, el
cuál será indicado más adelante.
1.2.4. FACTORES Y COMBINACIONES DE CARGA
1. 1,4 D + L
2. 1,2 D + 1,6 L + 0,5 (Lr o S o Rr)
3. 1,2 D + 1,6 (Lr o S o Rr) + (0,5 L ó 0,8 W)
4. 1,2 D + 1,3 W + 0,5 L + 0,5 (Lr o S o Rr)
5. 1,2 D + 1,5 E + 0,5 L + 0,2 S
6. 0,9 D - (1,3 W ó 1,5 E)
Dónde:
D = carga permanente
E = carga sísmica
L = sobrecarga debida a la ocupación; peso del hormigón fresco en el caso de
construcción mixta
Lr = sobrecarga de la cubierta
Rr = carga de lluvia sobre la cubierta
S = carga de nieve
W = carga de viento
Estos factores serán utilizados para incrementar los valores de carga considerados, de tal
manera que las incertidumbres de estimar las magnitudes sean cubiertas.
Solo los factores correspondientes a la carga permanente, carga sísmica y sobrecarga
debido a la ocupación serán tomadas en cuenta para el diseño.
1.3. REQUISITOS DE RESISTENCIA POR EL MÉTODO LRFD
Un diseño satisface los requisitos de esta Especificación cuando la resistencia de cálculo
de cada uno de los componentes estructurales es mayor o igual que la resistencia
requerida determinada en base a las cargas nominales, multiplicadas por los factores de
carga correspondientes, para todas las combinaciones de cargas aplicables.
El diseño se debe satisfacer la siguiente ecuación:
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Ru ≤ øRn
Dónde:
Ru = Resistencia requerida
Rn = Resistencia nominal
ø = Factor de resistencia
Rn = Resistencia de cálculo.
1.4. DESCRIPCIÓN DEL CÓDIGO ECUATORIANO DE LA
CONSTRUCCIÓN
Las especificaciones de este Código Ecuatoriano de la Construcción deben ser
consideradas como requisitos mínimos a aplicarse para el cálculo y diseño de una
estructura, con el fin de resistir eventos de origen sísmico.
Dichos requisitos se basan principalmente en el comportamiento dinámico de
estructuras de edificación.
Para el caso de estructuras distintas a las de edificación, tales como reservorios, tanques,
silos, puentes, torres de transmisión, muelles, estructuras hidráulicas, presas, tuberías,
etc., cuyo comportamiento dinámico es distinto al de las estructuras de edificación, se
deberán aplicar consideraciones adicionales especiales que complementen a los
requisitos mínimos que constan en el presente código.
Es la intención del presente código que, al cumplir con los requisitos a continuación
detallados, se proporcione a la estructura de un adecuado diseño sismo-resistente que
cumpla con la siguiente filosofía:
Prevenir daños en elementos no estructurales y estructurales, ante terremotos
pequeños y frecuentes, que pueden ocurrir durante la vida útil de la estructura.
Prevenir daños estructurales graves y controlar daños no estructurales, ante
terremotos moderados y poco frecuentes, que pueden ocurrir durante la vida útil
de la estructura.
Evitar el colapso ante terremotos severos que pueden ocurrir raras veces durante
la vida útil de la estructura, procurando salvaguardar la vida de sus ocupantes.
1.4.1. BASES DE DISEÑO
Los procedimientos y requisitos descritos en este reglamento se determinan
considerando la zona sísmica del Ecuador donde se va a construir la estructura, las
características del suelo del sitio de emplazamiento, el tipo de uso, destino e
importancia de la estructura, y el tipo de sistema y configuración estructural a utilizarse.
Las estructuras deberán diseñarse para una resistencia tal que puedan soportar los
desplazamientos laterales inducidos por el sismo de diseño, considerando la respuesta
inelástica, la redundancia y sobre-resistencia estructural inherente, y la ductilidad de la
estructura. La resistencia mínima de diseño deberá basarse en las fuerzas sísmicas de
diseño establecidas en este reglamento.
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a. Zonas Sísmicas y factor de Zona Z
El sitio donde se construirá la estructura determinará una de las cuatro zonas sísmicas
del Ecuador, de acuerdo con la definición de zonas de la Figura 1. Una vez identificada
la zona sísmica correspondiente, se adoptará el valor del factor de zona Z, según la
Tabla 1. El valor de Z de cada zona representa la aceleración máxima efectiva en roca
esperada para el sismo de diseño, expresada como fracción de la aceleración de la
gravedad.
Figura 1. Ecuador, zonas sísmicas para propósitos de diseño
Tabla 1. Valores del factor Z en función de la zona sísmica adoptada
b. Geología local y perfiles de Suelo, coeficientes S y Ca
Los requisitos establecidos en este reglamento que tienen como finalidad tomar en
cuenta la geología local para propósitos de diseño, son requisitos mínimos y no
substituyen los estudios de geología de detalle, los cuales son necesarios para el caso de
proyectos de infraestructura y otros proyectos distintos a los de edificación.
Las condiciones geotécnicas de los sitios o perfiles de suelo se las clasifica de acuerdo
con las propiedades mecánicas del sitio, los espesores de los estratos y la velocidad de
propagación de las ondas de corte.
Los tipos de perfiles de suelo se clasifican de la siguiente manera:
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Perfil tipo S1: Roca o suelo firme.- A este grupo corresponden las rocas y los suelos
endurecidos con velocidades de ondas de corte similares a las de unas rocas (mayores a
750 m/s), con períodos fundamentales de vibración menores a 0.20s. Se incluyen los
siguientes tipos de suelo:
Roca sana o parcialmente alterada, con resistencia a la compresión no confinada mayor
o igual a 500 KPa (5 Kg/cm2).
Gravas arenosas, limosas o arcillosas densas y secas.
Suelos cohesivos duros con resistencia al corte en condiciones no drenadas mayores a
100 KPa (1Kg/cm2), con espesores menores a 20m, y adyacentes sobre roca u otro
material endurecido, con velocidad de onda de corte superior a 750 m/seg.
Arenas densas con número de golpes del SPT: N > 50, con espesores menores a 20m,
adyacentes sobre roca u otro material endurecido con velocidad de onda de corte
superior a 750 m/seg.
Suelos y depósitos de origen volcánico firmemente cementados, tobas y conglomerados
con número de golpes del SPT: N > 50.
Perfil tipo S2: Suelos intermedios.- Suelos con características intermedias entre los
perfiles de suelos tipoS1 y S3.
Perfil tipo S3: Suelos blandos o estratos profundos.- En este grupo se incluyen los
perfiles de suelos blandos o estratos de gran espesor, en los que los períodos
fundamentales de vibración son mayores a 0.6 s, incluyéndose los siguientes casos:
𝑉𝑠 =Σ𝑖
Σ 𝑖
𝑉𝑠𝑖
𝑁 =Σ𝑖
Σ 𝑖
𝑁𝑖
𝑆𝑢 =Σ𝑖
Σ 𝑖
𝑆𝑢 𝑖
h=Espesor del estrato i.
N =Velocidad de las ondas de corte en el estrato i.
Si=Resistencia al corte no drenada promedio del estrato i.
Perfil tipo S4: Condiciones especiales de evaluación del suelo
En este grupo se incluyen los siguientes tipos:
Suelos con alto potencial de licuefacción, colapsibles y sensitivos.
Turbas, lodos y suelos orgánicos.
Rellenos colocados sin control ingenieril.
Arcillas y limos de alta plasticidad (IP > 75).
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Arcillas suaves y medias duras con espesor mayor a 30 m.
Los perfiles de este grupo incluyen los suelos altamente compresibles y donde las
condiciones geológicas y/o topográficas sean especialmente desfavorables y que
requieran estudios geotécnicos no rutinarios para determinar sus características
mecánicas.
El tipo de suelo existente en el sitio de construcción de la estructura, y por ende, el
coeficiente de suelo S, se establecerán de acuerdo con lo especificado en la Tabla 2.
El coeficiente S se establecerá analizando el perfil que mejor se ajuste a las
características locales. En los sitios donde las propiedades del suelo sean poco
conocidas, se podrán utilizar los valores del perfil de suelo tipo S3.
Adicionalmente se encuentra tabulado el coeficiente Cm, relacionado con la definición
del espectro del sismo de diseño establecido más adelante en este código, y que depende
del perfil de suelo a utilizar.
Tabla 2. Coeficiente de suelo S y Coeficiente Cm
(*)Este valor debe tomarse como mínimo, y no substituye los estudios de detalle
necesarios para construir sobre este tipo de suelos.
c. Tipo de uso, destino e importancia de la Estructura, Coeficiente I
La estructura a construirse se clasificará en una de las categorías que se establecen en la
Tabla 3, y se adoptará el correspondiente factor de importancia I.
Tabla 3. Tipo de uso, destino e importancia de la estructura
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d. Selección del procedimiento de cálculo de fuerzas laterales
En general, una estructura puede ser calculada mediante procedimientos de cálculos de
fuerzas laterales estáticos o dinámicos. El procedimiento escogido dependerá de la
configuración estructural, tanto en planta como en elevación.
Para el cálculo de estructuras regulares tanto en planta como en elevación es suficiente
la aplicación de procedimientos estáticos de determinación de fuerzas laterales. Para el
caso de estructuras irregulares se utilizará el procedimiento de cálculo dinámico.
También pueden usarse procedimientos alternativos de cálculo sísmico que tengan un
adecuado fundamento basado en los principios establecidos por la dinámica de las
estructuras, llevados a cabo por un profesional especializado. Sin embargo para todas
las estructuras la aplicación del método estático, propuesto por este código, se
considerará como requisito mínimo.
1.4.2. CARGA SÍSMICA REACTIVA W
Para fines de este código, W representa la carga reactiva por sismo, igual a la carga
muerta total de la estructura. En el caso de estructuras de bodegas o de almacenaje, W
se calcula como la carga muerta más un 25% de la carga viva de piso.
1.4.3. CORTANTE BASAL DE DISEÑO
El cortante basal total de diseño V a ser aplicado a una estructura en una dirección dada
se determinará mediante las expresiones:
𝑉 =𝑍𝐼𝐶
𝑅𝜙𝑃𝜙𝐸𝑊 𝐶 =
1,25𝑆𝑆
𝑇
Donde:
C ⇒ No debe exceder del valor de m C establecido en la Tabla 2, no debe ser
menor a 0,5 y puede utilizarse para cualquier estructura.
S ⇒ Su valor y el de su exponente se obtienen en la Tabla 2.
∅P ⇒ Factor de configuración estructural en planta.
∅E ⇒ Factor de configuración estructural en elevación.
R⇒ Factor de reducción de la respuesta estructural.
a. Coeficiente de configuración estructural en planta ∅P
El coeficiente ∅P se estimará a partir del análisis de las características de regularidad e
irregularidad de las plantas en la estructura, descritas en la Tabla 4 y en la Figura 2. Se
utilizará la expresión:
𝜙𝑃 = 𝜙𝑃𝐴 ∗ 𝜙𝑃𝐵
∅PA= El mínimo valor ∅Pi de cada piso i de la estructura, obtenido de la Tabla 4, para
cuando se encuentran presentes las irregularidades tipo 1,2 y/o 3 (∅Pi en cada piso se
calcula como el mínimo valor expresado por las tabla para las tres irregularidades).
∅PB = Se establece de manera análoga, para cuando se encuentran presentes las
irregularidades tipo 4 y/o 5en la estructura.
Cuando una estructura no contempla ninguno de los tipos de irregularidades descritos en
la Tabla 4, en ninguno de sus pisos, ∅P tomará el valor de 1.
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b. Coeficiente de configuración estructural en elevación ∅E
El coeficiente ∅E se estimará a partir del análisis de las características de regularidad e
irregularidad en elevación de la estructura, descritas en la Tabla 5 y en la Figura 3. Se
utilizará la expresión:
𝝓𝑬 = 𝝓𝑬𝑨 ∗ 𝝓𝑬𝑩 ∗ 𝝓𝑬𝑪
Donde:
∅EA = El mínimo valor ∅Ei de cada piso i de la estructura, obtenido de la Tabla
5, para cuando se encuentran presentes las irregularidades tipo 1 y/o 5 (∅Ei en
cada piso se calcula como el mínimo valor expresado por la tabla para las dos
irregularidades.
∅EB = Se establece de manera análoga, para cuando se encuentran presentes las
irregularidades tipo 2 y/o 3 en la estructura.
∅EC = Se establece para cuando se encuentre presente la irregularidad tipo 4 en la
estructura.
Cuando una estructura no contempla ninguno de los tipos de irregularidades descritos en
la Tabla 5, en ninguno de sus niveles, ∅E tomará el valor de 1.
Adicionalmente, se debe tomar en cuenta que, cuando la deriva máxima de cualquier
piso menor de 1,3 veces la derivada del piso inmediato superior, puede considerarse que
no existen irregularidades de los tipos 1,2, o 3.
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Tabla 4. Coeficiente de Configuración en Planta
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Tabla 5. Irregularidades en elevación.
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c. Periodo de vibración T
Para estructuras de edificación, el valor de T puede determinarse de manera aproximada
mediante la expresión:
𝑇 = 𝐶𝑡 𝑛 3/4
Donde:
hn = Altura máxima de la edificación de n pisos, medida desde la base de la
estructura.
Ct = 0,09 para pórticos de acero.
Ct = 0,08 para pórticos espaciales de hormigón armado.
Ct = 0,06 para pórticos espaciales de hormigón armado con muros estructurales
o con diagonales y para otras estructuras.
d. Factor de reducción de resistencia sísmica R
El factor R a utilizarse en el cálculo del cortante basal aplicado a una estructura de
edificación, en cualquiera de las direcciones de cálculo adoptadas, se escogerá de la
Tabla 6, tomándose el menor de los valores para los casos en los cuales el sistema
resistente estructural resulte una combinación de varios sistemas como los descritos en
la tabla. Para otro tipo de estructuras diferentes a las de edificación, se deberá cumplir
con los requisitos establecidos en la sección 7 de este código, el cual no se presenta en
este proyecto. El valor de R podrá aplicarse en el cálculo del cortante basal, siempre y
cuando la estructura sea diseñada cumpliendo con todos los requisitos de diseño sismo-
resistente acordes con la filosofía de diseño del presente código.
Tabla 6. Coeficiente de reducción de respuesta estructural
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1.4.4. DISTRIBUCIÓN VERTICAL DE LAS FUERZAS LATERALES
En ausencia de un procedimiento más riguroso, basado en los principios de la dinámica,
las fuerzas laterales totales de cálculo deben ser distribuidas en la altura de la estructura,
utilizando las siguientes expresiones:
𝑉 = 𝐹𝑡 + 𝐹𝑖
𝑛
𝑖=1
𝑉 = 0,07𝑇𝑉
Donde:
Ft = La fuerza concentrada que se aplicará en la parte más alta de la estructura,
constituyéndose una fuerza adicional a la fuerza en el último piso.
n = Número de pisos de la estructura.
T= El período utilizado para el cálculo del cortante basal total V.
Sin embargo, Ft no necesita exceder el valor de 0.25V, y puede considerarse
nulo cuando T es menor o igual a 0.7 seg. La parte restante del cortante basal
debe ser distribuido sobre la altura de la estructura, incluyendo el nivel n, de
acuerdo con la expresión:
𝐹𝑥 = 𝑉 − 𝐹𝑡 𝑊𝑥𝑥 𝑤𝑖 ∗ 𝑖𝑛𝑖=1
Donde:
Fx = La fuerza en el nivel x de la estructura que debe aplicarse sobre toda el área
del edificio en ese nivel, de acuerdo a su distribución de masa en cada nivel.
Wi = Es el peso asignado a cada nivel de la estructura, siendo una fracción de
carga reactiva W.
Las acciones y deformaciones en cada elemento estructural deben calcularse
como resultado del efecto de las fuerzas Fx y Ft, aplicadas en los niveles
apropiados de la estructura sobre su base.
1.4.5. DISTRIBUCIÓN HORIZONTAL DEL CORTANTE
El cortante de diseño de piso Vx, en cualquier piso x, es la suma de las fuerzas Fx y Ft
sobre ese piso.
Vx debe distribuirse entre los diferentes elementos del sistema resistente a cargas
laterales en proporción a sus rigideces, considerando la rigidez del piso.
La masa de cada nivel debe considerarse como concentrada en el centro de masas del
piso, pero desplazado una distancia igual al 5 por ciento de la máxima dimensión del
edificio en ese piso, perpendicular a la dirección de aplicación de las fuerzas laterales
bajo consideración. El efecto de este desplazamiento debe incluirse en la distribución
del cortante de piso y en los momentos torsionales.
En el caso de que la estructura presente pisos flexibles, la distribución del cortante de
piso hacia los elementos del sistema resistente se realizará de manera proporcional a la
masa tributaria de dichos elementos. Los pisos deben considerarse como flexibles, para
propósitos de distribución del cortante de piso y momentos torsionales, cuando la
máxima deriva lateral del piso es mayor que dos veces el promedio de las derivas
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calculadas en los ejes de los elementos resistentes del piso considerado. Este hecho
puede verificarse mediante la comparación de las deflexiones por cargas laterales del
piso, calculadas en el punto medio del mismo, con la deriva de piso de los elementos
resistentes cercanos bajo la carga lateral tributaria equivalente.
1.5. ARMADURAS
Una Armadura es una estructura de celosía, destinada a trabajar sobre todo ante las
fuerzas axiales. A diferencia con una viga, la armadura está formada por varias barra
rectas, reunidas en conjuntos, llamados nudos, en un sistema geométricamente
invariable, en la cual las cargas inciden directamente sobre éstos nodos, debido a esto
las barras de la armadura solo están sometidas a solicitaciones axiales de las fuerzas de
tracción o compresión, lo que permite un ahorro de material en relación a una viga de
alma llena. Las armaduras convienen en construcciones, que por condiciones de
rigidez, requieren de gran altura. Si las cargas son considerables y los claros pequeños,
las construcciones de las armaduras resultan voluminosas y requieren de una gran
inversión de trabajo.
Las armaduras se pueden clasificar atendiendo a los siguientes criterios:
Por su aplicación: armadura de puentes, armadura de cubiertas, armaduras de
grúas, de postes de líneas, de transporte de energía, etc.
Por su estructura: ligeras de un alma y pesadas de dos almas.
Según las direcciones de las reacciones de apoyos y la organización de las
construcciones de apoyo: armaduras de vigas.
Además las armaduras pueden ser planas y espaciales.
1.5.1. TIPOS DE ARMADURAS DE CUBIERTA
Las armaduras de cubierta sirven para mantener las construcciones de cercha y soportar
las cargas que sobre éstas actúan. Las armaduras de cercha junto con las de cubierta y
las riostras forman la cubierta del techo. Esta sirve fundamentalmente para cubrir el
local de las solicitaciones atmosféricas. Las armaduras de cubierta descansan sobre
columnas de hormigón, acero o también de celosía.
Las armaduras difieren entre sí por la configuración de los cordones y por la variedad de
la celosía. Según sea la configuración de los cordones, las armaduras son de cordones
paralelos, de una vertiente, trapezoidales y de configuración triangular. Todos estos
tipos, se muestran en la siguiente figura en el mismo orden.
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La elección de la configuración de los cordones se desprende de las aplicaciones de las
armaduras, del material de cubierta, del sistema de salida de agua, y también motivos
económicos. En naves industriales, con techado preparado, tiene mayor aplicación las
armaduras de cordones paralelos y las trapezoidales.
En nuestro diseño vamos a aplicar una armadura de cordones paralelos, ya que las
diagonales, trabajan todas a tracción y al ser los elementos más largos de la armadura,
se evita el pandeo, el cuál sucedería en el caso de estar comprimidas.
1.5.2. ARRIOSTRAMIENTOS
Los Arrostramientos de colocan para comunicar rigidez espacial a la nave industrial,
tratando de garantizar la estabilidad de los elementos de los cuadros se prevén
arrastramientos que se colocan entre los marcos.
Las funciones principales de los arrostramientos son las siguientes:
Garantizar la invariabilidad de la obra tanto durante su funcionamiento
permanente como en el montaje.
Garantizar la estabilidad de los elementos comprimidos de la estructura.
Percibir y repartir todas las cargas horizontales tales como sismo, viento, y de
inercia del frenado de la grúa.
NOTA: En nuestra tesina no se considero el diseño de las riostras, debido a que
nuestro tema es solo diseño de un pórtico de la nave industrial con puente grúa, pero
consideramos describir el arrostramiento ya que es un factor muy importante para la
vida útil de la nave.
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CAPITULO II
CÁLCULO DE LAS CARGAS Y MODELACION DEL PORTICO
PARA UNA NAVE INDUSTRIAL
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2.1. CÁLCULO DE CARGAS.
2.1.1. CARGAS PARA LA CORREA:
CÁLCULO DE LA CARGA MUERTA
DIPANEL DP5 (3mm) /m2 = 2,87 Kg/m2
Ancho Tributario Inclinada = 1,41 m
Carga Nodal = 2,87 * 8,46 = 24,28 Kg.
CORREA (G 175X50X15X3mm) = 10,77 Kg/m * 6 = 64,6 Kg.
D (PUNTUAL) = 88,9 Kg.
CÁLCULO DE LA CARGA VIVA
Lr (Puntual) = 100 Kg /m2 * 8,46m2 = 846 Kg.
NOTA.- Las cargas antes mencionadas se deberán descomponer en Carga en los ejes
principales de la sección de la correa.
CÁLCULO DE LA CARGA VIENTO
Siguiendo la Norma Española NBE-AE-88:
Presión básica qb=v^2/16 [v=m/s qb=kg/m^2]
𝑞𝑏 =222
16= 30,86 𝑘𝑔/𝑚2
Presión Estática qe = qb*Ce*Cp = 30,86*Ce*1,9 = 58,54*Ce
Barlovento Ce = 0,02α-0,4 = 0,02*7,125-0,4 = -0,257 / qe = -15,1 kg/m^2
Sotavento Ce = -0,4 qe = -23,46 kg/m^2
Pared Vertical Ce = 0,9 qe = 52,78 kg/m^2
Coeficiente de Esbeltez: λ = B/H = 24,4/9,3 = 2,62
NOTA.- Las cargas antes mencionadas están perpendiculares al plano de la cubierta.
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2.1.2. CARGAS PARA LA VIGA CARRILERA:
CÁLCULO DE LA CARGA VIVA
Carga Máxima de Rueda.
NOTA.- Se considerará dos puentes grúas para el cálculo de esfuerzos.
CÁLCULO DE LA CARGA MUERTA
Peso de los elementos de riel: 20 kg/ml
Peso propio de la Viga Carrilera: 20% L = 0,2*4*(7781)/12m =
130kg/ml
D = 150 kg/ml
CÁLCULO DE LA CARGA SÍSMICA
W = D + 25% L (Código Ecuatoriano de la Construcción)
𝑉 =𝑍𝐼𝐶
𝑅𝜙𝑃𝜙𝐸𝑊
Z = 0,25 (tabla 1: zona II)
S = 1,2 (tabla 3)
Cm = 3 (Tabla3)
I = 1,5 (tabla 4)
Φp = 1 (6.2.2.2)
ΦE = 1 (6.2.3.2)
R = 7 (tabla 7)
T = 0,468 (6.2.4.1)
C = 3
V = 0,161 * W
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Características del Puente Grúa (ver Anexos):
Carga sísmica = solo carga lateral en dirección Transversal, en el dibujo.
Aplicación del Código Ecuatoriano de la construcción (referirse al punto 2.1.3 de esta
tesina):
D = 20 + 130 = 150 Kg
ED = 10 Kg/ml
W = D + 25% L, se trabaja por separado L y d por ser cargas puntuales y distribuidas
respectivamente.
R´vmax corresponde a la carga máxima vertical en una rueda sin incluir la carga a
levantar = 10000 Kg
Peso motor = 1000 Kg
Peso puente grúa = 8220 Kg
𝑹𝒗𝒎𝒊𝒏 = 𝟏𝟖𝟐𝟗 𝑲𝒈 R᷾ ᷾vmax = 3733 kg
Cargas máximas por rueda: EL = 313 Kg
Cargas mínimas por rueda: EL = 75 Kg
a. Carga Sísmica Puntual por ruedas.
Carga por Rueda:
W = 0,25*Rv = 0,25*7781 = 1945 kg
V = 0,161*W = 0,161*1945 =313kg
b. Carga Sísmica Distribuida por peso Muerto.
W = D = 150 kg
V = 0,161*W = 0,161*150 = 24,15
2.1.3. CARGAS PARA EL PORTICO:
CÁLCULO DE LA CARGA MUERTA
a. Carga Muerta de Puente Grúa:
DIPANEL DP5 (3mm) /m2 = 2,87 Kg/m2
Área Tributaria Inclinada = 1,41 * 6 = 8,46 m2
Carga Nodal = 2,87 * 8,46 = 24,28 Kg.
CORREA (G 175X50X15X3mm) = 10,77 Kg/m * 6 = 64,6 Kg.
D (PUNTUAL) = 88,9 Kg.
b. Carga Muerta de Puente Grúa:
Referirse al literal (b) del punto 2.1.2, concerniente a la carga de puente grúa.
CÁLCULO DE LA CARGA VIVA
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a. Carga Viva de Cubierta Lr:
Lr (Puntual) = 100 Kg /m2 * 8,46m2 = 846 Kg.
b. Carga de Puente Grúa:
Reacciones sobre ménsula, a 20cm de la cara exterior del patín de la columna,
extraídos del análisis de la viga carrilera en el programa SAP2000
La carga vertical (Rv) se repartirá en lo alto de la ménsula, que luego de su
diseño fue h = 41 cm.
D = D/0.41 Dmax = Dmin = 2420 Kg/m
L = L/0.41 Lmax = 57776 Kg/m Lmin = 41680 Kg
Carga Transversal (RT) se tratara de una carga puntual a nivel del patín de la
ménsula, N: 6 + 20.
Carga longitudinal (RL) se trata de cargas puntuales, pero en el eje
perpendicular al plano del pórtico, mismas que serán descartadas por que el
análisis de esfuerzos será en el plano.
Momento se ingresara un par torsor, a través de dos fuerzas (cargas vivas y
muertas por separado) equivalentes y opuestas separadas a una distancia
existente entre los centroides generados por el diagrama de fuerzas de la suelda
en el alma de la ménsula.
CÁLCULO DE LA CARGA SÍSMICA
a. Carga concerniente a la masa del pórtico:
W = D + 25% L (Código Ecuatoriano de la Construcción)
𝑉 =𝑍𝐼𝐶
𝑅𝜙𝑃𝜙𝐸𝑊
Z = 0,25 (tabla 1: zona II)
S = 1,2 (tabla 3)
Cm = 3 (Tabla3)
I = 1,5 (tabla 4)
Φp = 1 (6.2.2.2)
ΦE = 1 (6.2.3.2)
R = 7 (tabla 7)
T = 0,468 (6.2.4.1)
C = 3
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V = 0,161 * W
Número de nudos asumidos = 10
Carga sobre Viga de Cubierta:
D = 10 * 88,9 = 889 Kg
L = 10 * 8,46 = 846 Kg
Carga Muerta Viga cubierta:
Dpv = 0,15 (D + L) = 1402 Kg
Dpc = 0,2 (D + L + Dpv) = 2150 Kg
W = D + 0.25 L = 6556 Kg
V = 0,16 * W = 1050 Kg.
b. Carga sísmica de Puente Grúa
Referirse al literal (b) del punto 2.1.2, concerniente a la carga de puente grúa.
2.2. MODELACIÓN DEL PÓRTICO DE LA NAVE INDUSTRIAL
2.2.1. MODELACION DE LA CORREA
DEFINICION DE CARGAS A LAS QUE SE ENCUENTRA SOMETIDO EL
ELEMENTO
Definiciones de cargas:
D Corresponde al Peso propio de la estructura y los Di-paneles sobre esta.
kg/ml D.y D.z D.x=Momento Generado
Lr Carga Viva distribuida sobre la Cubierta.
kg/ml Lr.y Lr.z Lr.z=Momento Generado
Wb Correspondiente a la carga distribuida de viento; Barlovento.
kg/ml Wb.z
Ws Correspondiente a la carga distribuida de viento; Sotavento.
kg/ml Ws.z
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Combinaciones de cargas:
CONBINACIONES DE CARGAS ENVOLVENTE
(La combinación “D + Lr” se correrá para ver la deformada)
SECCIÓN INGRESADA EN EL PROGRAMA SAP
VIGA “G” (12 m)
Para los módulos (pórticos), la separación entre estos será de 6,00mtrs
CORREA
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CONDICIONES DE CONTORNO
ELEMENTO FINITO
Separación entre nudos, 1c/3m
Nudos 1 y 3.- Desplazamiento en el eje
Y, Z; y la rotación en torno al eje X
Nudos 2.- Desplazamiento en el eje
X,Y,Z; y la rotación en torno al eje
X
Nudos 4 y 5.- Desplazamiento en el eje
Y; y la rotación en torno al eje X
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RESULTADOS OBTENIDOS
EN EL SAP_2000
ESFUERZOS EXIGIDOS EN EL ELEMENTO.
Flecha máxima (eje “x” de la sección)
Momentos Máximos y Mínimos (eje “x” de la sección)
Cortante Máximo (eje “x” de la sección)
Flecha máxima (eje “y” de la sección)
Momentos Máximos y Mínimos (eje “y” de la sección)
Cortante Máximo (eje “y” de la sección)
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2.2.2. MODELACION DE LA VIGA CARRILERA
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DEFINICION DE CARGAS A LAS QUE SE ENCUENTRA SOMETIDO EL
ELEMENTO
Definiciones de cargas:
DEAD Corresponde al Peso propio de la estructura y el Riel sobre esta.
Kg/ml DEAD.z
VIVA Carga Viva Puntual de acuerdo a las características dadas en el catalogo, mismas
q se ubicaran en los puntos más desfavorables para las solicitaciones de Momento,
Cortante y Reacción en los apoyos, expuestos a continuación.
Lr.* Cargas máximos: RV_Z=7781 kg, RT_Y=578 kg, RL_X=778 kg
Cargas mínimos: RV_Z=1829 kg, RT_Y=136 kg, RL_X=183 kg
disSISMO Correspondiente a una carga distribuida concerniente al peso DEAD.
Kg/ml disSISMO.y
SISMO Correspondiente a la carga distribuida concerniente al peso del
Puente Grúa cargado; y su ubicación con el mismo criterio presentado para la carga
VIVA.
Kg SISMO.y
Combinaciones de cargas:
CONBINACIONES DE CARGAS ENVOLVENTE
(La combinación “D + Lr” se correrá para ver la deformada)
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Ubicación da cargas “vivas" y “sismo”:
ELEMENTO FINITO
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SECCIÓN INGRESADA EN EL PROGRAMA SAP
VIGA “G” (12 m)
Para los pórticos, la separación entre estos será de 6,00mtrs
VIGA CARRILERA
CONDICIONES DE CONTORNO
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RESULTADOS OBTENIDOS
EN EL SAP_2000
ESFUERZOS EN EL ELEMENTO.
Recordar que los esfuerzos obtenidos son de acuerdo al estado de cargas antes
presentado, para tener las mayores exigencias.
Flecha máxima en (eje “x” de la sección)
Momentos Máximos (eje “x” de la sección)
Momentos Mínimo (eje “x” de la sección)
Cortante Máximos (eje “x” de la sección)
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Flecha máxima (eje “y” de la sección)
Momentos Máximos (eje “y” de la sección)
Momentos Mínimo (eje “y” de la sección)
Cortante Máximos (eje “y” de la sección)
Reacciones Máximas
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2.2.3. MODELACION DEL PÓRTICO
DEFINICION DE CARGAS A LAS QUE SE ENCUENTRA SOMETIDO EL
PORTICO
Definiciones de cargas:
D Corresponde al Peso propio de la estructura, los Di-paneles sobre la cubierta.
Kg. sobre C/nudo de la Viga de Cubierta. D.x D.z
Y también correspondiente a la carga muerta de la viga carrilera sobre la
ménsula; nótese que la carga de la viga esta sobrepuesta en un área de 30x30cm en el
patín de la ménsula, centro mismo q esta a 20cm de la cara exterior del patín de la
columna, la cual se ha tomado como excentricidad (Para mayor detalle ver planos, y
refiérase al gráfico de mas adelante).
Lr Carga Viva sobre la Cubierta.
Kg. sobre C/nudo de la Viga de Cubierta. Lr.x Lr.z
L Correspondiente a la carga viva de la viga carrilera sobre la ménsula; Con la
misma recomendación en D para esta. (Para mayor detalle ver planos, y refiérase al
gráfico más adelante).
kg/ml L.z(Carga distribuida a lo alto del alma de la ménsula; con efecto de
compresión y momento en la columna)
L.x(sin efecto para nuestro análisis en el plano)
Kg L.y(Carga Puntual a nivel del patín de la ménsula; con efecto flexión en
la columna en los sentidos positivo y negativo)
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E Correspondiente a la carga de la viga carrilera sobre la ménsula; nótese que la
carga de la viga esta sobrepuesta en un área de 30x30cm en el patín de la ménsula,
centro mismo q esta a 20cm de la cara exterior del patín de la columna, la cual se ha
tomado como excentricidad (Para mayor detalle ver planos, y referir ce al grafico
siguiente).
kg/ml L.z(Carga distribuida a lo alto del alma de la ménsula; con efecto de
compresión y momento en la columna)
L.x(sin efecto para nuestro análisis en el plano)
Kg L.y(Carga Puntual a nivel del patín de la ménsula; con efecto flexión en
la columna en los sentidos positivo y negativo)
Reacciones sobre ménsula, a 20cm de la cara exterior del patín de la columna
Combinaciones de cargas:
COMBINACIONES DE CARGAS
(La combinación “D ± L + Lr” se correrá para ver la deformada)
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ENVOLVENTE
1.- 1,4D
2.- 1,2D±1,6L+0,5Lr
3.- 1,2D+1,6Lr±0,5L
5.- 1,2D±1,0E±0,5L
6.- 0,9D±1,0E
Extra.- 1,2D±0,5Lr
2.3. La numeración corresponde al mismo de las combinaciones en el código
AISC_2005.
2.4. La combinación “Extra”, esta extraída de la “3ra” combinación por
necesidades del Cálculo de la columna.
Sección ingresada en el programa sap
COLUMNA “I” (8,3 m)
En la parte superior de la columna, se le debe dar una inclinación al eje y en la
sección de H:V=8, para q sobrepase el cordón superior de la Viga de Cubierta.
COLUMNA
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CONDICIONES DE CONTORNO
ELEMENTO FINITO
Para mayor detalle ver planos; cómo podemos apreciar en el grafico adjunto,
corresponde a un análisis en el plano, con los apoyos empotrados.
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RESULTADOS OBTENIDOS
EN EL SAP_2000
ESFUERZOS EN EL ELEMENTO.
Momentos Máximos y
Mínimos
(eje “x” de la sección
Columna)
Cortante
(eje “x” de la sección
Columna)
Carga Axial Máxima
(Eje “x” de la sección
Columna)
Flecha máxima (eje “x” del Pórtico)
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TABLE: Fuerzas axiales en
elementos de Cubierta.
Fram
e
Longitu
d
Envolv
nt P
Text cm Text Kgf
155 131
Max 6112.33
155 Min -7733.61
156 131
Max 6112.33
156 Min -7733.61
157
131
Max -434.6
157 Min
-
31370.78
158
131
Max -434.6
158 Min
-
31370.78
159
141.2
Max -2473.46
159 Min
-
39130.08
160
141.2
Max -2473.46
160 Min
-
39130.08
161
141.2
Max -3220.69
161 Min
-
38498.09
162
141.2
Max -3220.69
162 Min
-
38498.09
163
141.2
Max -3230.34
163 Min
-
33797.79
164 204
Max 7148.75
164 Min 735.71
165 232.8
Max -23.65
165 Min -4453.82
166 232.8
Max 3323.7
166 Min -173.07
167 205.1
Max 530.66
167 Min -1439.38
168 205.1
Max 575.79
168 Min -979.49
169 280.5
Max 3657.39
169 Min -281.69
170 280.5
Max 52.65
170 Min -7693.91
171 153.7
Max 12467.42
171 Min 356.75
172
153.7
Max -847.09
172 Min -
21981.86
173 139.3
Max 36992.9
173 Min 1789.53
188 168
Max -87.7
188 Min -1493.47
189 132
Max -87.7
189 Min -1488.56
190 98
Max -85.59
190 Min -1481.11
191 66
Max -85.59
191 Min -1476.74
206
130
Max 2271.56
206 Min -
37694.86
207 260
Max 17426.07
207 Min -2218.31
208 270
Max 32504.45
208 Min 1331.96
209 280
Max 35290.11
209 Min 2629
210 280
Max 32787.98
210 Min 2739.94
ENUMERACIÓN DE LOS ELEMENTOS DE LA CELOCIA
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CAPITULO III
DISEÑO MANUAL DE LOS MIEMBROS ESTRUCTURALES
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3.1. MIEMBROS SOMETIDOS A FLEXIÓN, PANDEO
LATERAL Y FUERZA CORTANTE.
3.1.1. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS
B2 Anchos efectivos de elementos rigidizados
B2.1 Elementos rigidizados uniformemente comprimidos
Determinación de la capacidad de carga
El ancho efectivo, b, se debe determinar utilizando las siguientes ecuaciones:
𝑏 = 𝑤 → 𝜆 ≤ 0,673 𝑏 = 𝜌𝑤 → 𝜆 > 0,673 Donde
w= Ancho plano
ρ = 1 −
0,22
λ
λ
λ= factor de esbeltez que se determina de la siguiente manera:
λ =1,052
𝐾 𝑤
𝑡
𝐹
𝐸
Donde:
t = Espesor de los elementos rigidizados uniformemente comprimidos
E = Módulo de Elasticidad.
K = Coeficiente de pandeo de placas.
F = Se calcula de la siguiente manera:
Para los miembros flexados:
(1) Si se utiliza el Procedimiento I de la Sección C3.1.1:
Cuando en el elemento considerado la fluencia inicial es en compresión, F = Fy.
Cuando la fluencia inicial es en tracción, la tensión de compresión, F, en el elemento
considerado se debe determinar en base a la sección efectiva en My (momento que
provoca la fluencia inicial).
(2) Si se utiliza el procedimiento II de la Sección C3.1.1, f es la tensión en el elemento
considerado en Mn determinada en base a la sección efectiva.
(3) Si se utiliza la Sección C3.1.2, f es la tensión Mc/Sf de acuerdo con lo descrito en
dicha Sección al determinar Sc En el caso de los miembros comprimidos, F se toma
igual a Fn de acuerdo con lo determinado en las Secciones C4 o D4.1 según sea
aplicable.
B2.3 Almas y elementos rigidizados con gradiente de tensiones
(a) Determinación de la capacidad de carga
Los anchos efectivos, b1 y b2, como se ilustra en la Figura B2.3-1, se deben determinar
utilizando las siguientes ecuaciones:
46
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Para Ψ ≤ -0,236 b1 = be /(3-Ψ)
b2 = b e /2
b1 + b2 no debe ser mayor que la porción comprimida del alma calculada en base a la
sección efectiva
Para Ψ > -0,236 b2 =be – b1
Donde
be = Ancho efectivo b determinado de acuerdo con la Sección B2.1 sustituyendo
f1 por f y determinando k de la siguiente manera:
k=4+2(1- Ψ)3 +2(1- Ψ)
Ψ = f2 /f1
f1, f2 = Tensiones ilustradas en la Figura B2.3-1 calculadas en base a la sección
efectiva.
f1 es compresión (+) y f2 puede ser tracción (-) o compresión (+). En caso que tanto f1
como f2 sean compresión, f1 ≥ f2.
(b) Determinación de la deflexión
Los anchos efectivos utilizados para calcular las deflexiones se deben determinar de
acuerdo con la Sección B2.3a, excepto que fd1 y fd2 se sustituyen por f1 y f2, siendo
fd1 y fd2 las tensiones calculadas f1 y f2 como se muestra en la Figura B2.3-1 basadas
en la sección efectiva a la carga para la cual se determinan las deflexiones.
47
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B3 Anchos efectivos de los elementos no rigidizados
B3.1 Elementos no rigidizados uniformemente comprimidos
Determinación de la capacidad de carga.
El ancho efectivo se debe determinar de acuerdo a la sección B2.1a excepto que k se
debe tomar igual a 0,43 y w como se define en la figura B3.1-1.
B4 Anchos efectivos de los elementos con un rigidizador intermedio o un
rigidizador de borde
En esta sección se utiliza la siguiente notación: S = 1,28 E f
k = Coeficiente de pandeo.
d, w, D = Dimensiones definidas en la Figura B4-2.
ds = Ancho efectivo reducido del rigidizador de acuerdo con lo especificado en esta
sección. ds, calculado de acuerdo con la Sección B4.2, se debe utilizar para calcular las
propiedades de la sección efectiva total (ver Figura B4-2).
d´s = Ancho efectivo del rigidizador calculado de acuerdo con la Sección B3.1 (ver
Figura B4-2)
C1, C2 = Coeficientes definidos en la Figura B4-2.
As = Superficie reducida del rigidizador de acuerdo con los especificado en esta
sección. As se debe utilizar para calcular las propiedades de la sección efectiva total. Se
debe considerar que el baricentro del rigidizador está ubicado en el baricentro de la
superficie total del rigidizador.
Ia = Momento de inercia adecuado del rigidizador, de manera que cada elemento
componente se comporte como un elemento rigidizado.
Is, A´s = Momento de inercia de la sección total del rigidizador respecto a su propio eje
baricéntrico paralelo al elemento a rigidizar, y superficie efectiva del rigidizador,
respectivamente.
Para los rigidizadores de borde, la esquina redondeada entre el rigidizador y el elemento
a rigidizar no se debe considerar parte del rigidizador.
Para el rigidizador ilustrado en la Figura B4-2:
𝐼𝑠 = 𝑑3𝑡𝑠𝑒𝑛2𝜃
12 𝐴´𝑠 = 𝑑´𝑠𝑡
48
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B4.2 Elementos uniformemente comprimidos con un rigidizador de borde
Determinación de la resistencia
Caso I: Para w/ t ≤ S / 3
Ia=0 (no se requiere rigidizador de borde)
b=w
ds=d’s para labio rigidizador simple
As=A’s para rigidizadores de otras formas
Caso II: Para S / 3 <w/ t <S
𝐼𝑎
𝑡4= 399
𝑤
𝑡
𝑆 −
𝐾𝑢
4
3
n=1/2
C2=Is/Ia≤1
C1=2-C2
b: se debe calcular de acuerdo con la Sección B2.1 donde:
𝑘 = 𝐶2𝑛 𝐾𝑎 − 𝐾𝑢 + 𝐾𝑢
Ku= 0,43
Para labio rigidizador simple con 1400 ≥θ ≥ 400Y D/w≤0,8 siendo θ como se
muestra en la figura
Ka= 5,25 − 5(D w) ≤ 4
ds=C2d’s
Para rigidizadores de otras formas:
Ka=4
As=C2A’s
Caso III: Para w/t≥S
Ia / t 4 = [115(w t)/ S]+ 5
C1, C2, b, k, ds, As se calculan de acuerdo con el caso II con n=1/3
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C3 Miembros flexionados
C3.1 Resistencia para flexión exclusivamente
La resistencia nominal a la flexión, Mn, debe ser el menor de los valores calculados de
acuerdo con las secciones C3.1.1, C3.1.2, C3.1.3, C3.1.4 cuando corresponda.
C3.1.1 Resistencia nominal de la sección.
La resistencia nominal a la flexión, Mn, se debe calcular ya sea en base a la iniciación
de la fluencia en la sección efectiva (procedimiento I) o en base a la capacidad de
reserva inelástica (Procedimiento II) según corresponda.
Para secciones con alas comprimidas rigidizadas o parcialmente rigidizadas
Øb=0,95 (LRFD)
Para secciones con alas comprimidas no rigidizadas.
Øb=0,90 (LRFD)
(a) Procedimiento I: En base a la iniciación de la fluencia, El momento de la fluencia
afectiva en base a la resistencia de la sección, Mn, se debe determinar de la siguiente
manera:
Mn = Se * Fy
Donde
Fy= Tensión de fluencia de cálculo de acuerdo con lo determinado en la sección
A7.1
Se= Módulo elástico de la sección efectiva calculado con la fibra extrema
comprimida o traccionada a Fy
C3.1.2 Resistencia al pandeo lateral
La resistencia nominal de los segmentos sin arrostramiento lateral de las secciones con
simetría doble y simetría puntual sujetas a pandeo lateral, Mn, se debe calcular de la
siguiente manera.
𝑀𝑛 = 𝑆𝑐𝑀𝑐
𝑆𝑓 ∅b = 0,90 (LRFD)
Sf = Módulo elástico de la sección total, no reducida, calculada para la fibra
extrema comprimida
Sc = Módulo elástico de la sección efectiva calculado para una tensión Mc/Sf en
la fibra extrema comprimida
Mc = Momento crítico calculado de la siguiente manera:
Para Me≥2,78My
Mc=My
Para 2,78My>Me>0,56My
𝑀𝑐 = 10
9𝑀𝑦 1 −
10𝑀𝑦
36𝑀𝑒
Para Me≤0,56My
Mc = Me
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Donde:
My= Momento que provoca la fluencia inicial en la fibra comprimida extrema
de la totalidad de la sección.
My = Sy * Fy
Para secciones I, Z, C:
𝑀𝑒 =𝜋2 ∗ 𝐶𝑏 ∗ 𝑑 ∗ 𝐼𝑦𝑐
𝐿2 𝐼𝑦𝑐 =
𝐼𝑦
2
C3.2 Resistencia para cortante exclusivamente
La resistencia nominal al corte, Vn, en cualesquier sección se debe calcular de la
siguiente manera:
Donde:
Vn = resistencia nominal al corte de la viga
t = Espesor del alma
h = Profundidad de la porción plana del alma medida a lo largo del plano del
alma
Kv = Coeficiente de pandeo por corte determinado de la siguiente manera:
Para almas no reforzadas, kv = 5,34
Para almas de vigas con rigidizadores transversales que satisfacen los
requerimientos de la sección B6
51
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Donde:
a = Longitud del panel de corte en el caso de elementos de almas no reforzadas.
a = Distancia libre entre rigidizadores transversales en el caso de elementos con
almas no reforzadas.
Para un alma compuesta por dos o más planchas, cada plancha se debe considerar como
un elemento independiente que soporta su parte del esfuerzo de corte.
C3.3 Resistencia para la flexión y corte
C3.3.2 Método LRFD
Para vigas con almas no reforzadas, la resistencia flexional requerida, Mn, y la
resistencia al corte requerido, Vu, debe satisfacer las siguientes ecuaciones de
interacción:
Para vigas con rigidizadores transversales en las almas, la resistencia flexional
requerida, Mu, y la resistencia al corte requerido, Vu, no debe ser mayor que ØbMn y
ØvVn respectivamente.
Si se cumple: 𝑀𝑢
∅𝑏𝑀𝑛𝑥𝑜> 0,5 𝑦
𝑉𝑢
∅𝑣𝑉𝑛
Mu y Vu deben satisfacer la siguiente ecuación de interacción:
Donde:
Øb =Factor de resistencia para flexión (Ver sección C3.1.1)
Øv =Factor de resistencia para corte (Ver sección C3.2)
Mn =Resistencia nominal a la flexión cuando solo existe flexión
Mnxo =Resistencia nominal a la flexión respecto al eje x baricéntrico,
determinada de acuerdo a la Sección C3.1.1
Vn =Resistencia nominal al corte cuando solo existe el corte
52
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3.1.2. DISEÑO DE LA CORREA PARA LA CUBIERTA
Nota: Se garantiza el arrostramiento lateral, ver las condiciones de contorno en
subcapítulo 2.2.1 de esta tesina).
Resultados obtenidos del programa SAP2000:Todos los subíndices están
relacionados con respecto a los ejes de la sección.
Mux = 99018 Kg.cm
Muy = 4020 Kg.cm
Vux = 826 Kg
Vuy = 76 Kg
δx = 1,03 cm, (Considerando D + Lr).
δy = 0,13 cm, (Considerando D + Lr).
Revisión del perfil ingresado en el programa SAP2000
Para el módulo de sección resistente requerido se evaluó de la siguiente manera:
𝑆𝑟𝑒𝑞 ≥𝑀𝑢
∅𝑓𝐹𝑦
Φf = 0,95(Para secciones con alas rigidizadas o parcialmente rigidizadas AISI C3.1.1)
𝑆𝑟𝑥 ≥99018
0,9 ∗ 2500= 41,7 𝑐𝑚2 𝑆𝑟𝑦 ≥
4020
0,9 ∗ 2500= 1,7 𝑐𝑚2
Características mecánicas del perfil asumido:(Catalogo DIPAC)
As = 8,5 cm2
Ix = 369 cm2
Iy = 246 cm2
Sx = 42,2 cm3
Sy = 6,66 cm3
rx = 6,57 cm
ry = 1,7 cm
Fy = 2500 Kg/cm2
E = 2,1E6 Kg/cm2
53
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Comprobación del ancho efectivo del ala comprimida
Cálculo de la relación (w/t):
w = 50 – 2(r + t) = 50 – 2(2,97 + 3) = 38,06 mm
(w/t) = (38,06/3) = 12,69
Cálculo del factor de esbeltez:
𝜆 =1,052
𝐾 𝑤
𝑡
𝐹
𝐸
Dónde:
F = Fy = 2500 Kg/cm2, por ser simétrica con respecto al eje x-x (AISI B2.1)
K = depende del grado de rigidización que provea el rigidizador de borde (AISI
B 4.2)
Determinación de K:
𝑺 = 𝟏,𝟐𝟖 𝑬
𝑭= 1,28
2,1𝐸6
2500= 37,1
𝑆
3= 12,37
𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑺
𝟑<𝒘
𝒕< 𝑆
Ancho plano del rigidizador: d = 15 – (t + r) = 15 – 3 – 2,97 = 0,9 cm
Relación d/t: d/t = 0,9/0,3 = 3
Relación D/t: D/t = 15/38,06 = 0,39
Momento de inercia del rigidizador de borde:
𝑰𝒂 = 𝟑𝟗𝟗𝒕𝟒 𝒘
𝒕
𝑺−
𝒌𝒖
𝟒
𝟑
Ku = 0,43
𝐼𝑎 = 399 ∗ 0,34 12,69
37,1−
0,43
4
3
= 9,21𝐸 − 6 𝑐𝑚4
Momento de inercia real del rigidizador de borde:
𝑰𝒔 =𝒕𝒅𝟑
𝟏𝟐=
0,3 ∗ 0,93
12= 0,018 𝑐𝑚4
54
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Para el labio rigidizador simple, con 140° ≥ θ ≥40°, siendo θ = 90° y D/w ≤ 0,8:
𝑪𝟐 =𝑰𝒔
𝑰𝒂≤ 𝟏 𝐶2 =
0,018
9,21𝐸6= 1954,8 → 𝐶2 = 1
n = 0,5
Ka = 5,25 – 5(D/w) ≤ 4
Ka = 5,25 – 5*0,39 = 3,3
𝑲 = 𝑪𝟐𝒏 𝑲𝒂 − 𝑲𝒖 + 𝑲𝒖 = 1
1
2 3,3 − 0,43 =2,42
Cálculo del factor de esbeltez:
𝜆 =1,052
2,42 12,69
2500
2,1𝐸6= 0,30 ≤ 0,673 𝑂𝐾.
(AISI B2.1.a), toda el ala en compresión es efectiva.
Cálculo del factor de esbeltez del rigidizador de borde:
𝝀 =𝟏,𝟎𝟓𝟐
𝑲 𝒅
𝒕
𝑭
𝑬=
1,052
0,43 3
2500
2,1𝐸6= 0,17 ≤ 0,673 𝑂𝑘
Todo el rigidizador es efectivo.
Cálculo del factor de esbeltez del alma (AISI B2.3):
𝝀 =𝟏,𝟎𝟓𝟐
𝑲 𝒉𝒂
𝒕
𝑭
𝑬
Dónde:
ha =175 – 2(t + r) = 175 – 2(3 + 2,97) = 163 cm
ha/t = 163/3 = 54,35
K = 4 + 2(1 - Ψ)3 + 2(1 - Ψ)
F = f1
Determinación de K:
Ψ = f2/f1
f2 y f1, son tensiones de compresión y tracción respectivamente.
Ψ = -1
𝑓1 = −𝑓2 =163 − 5,97
163∗ 2500 = 2408,5 𝐾𝑔
𝐾 = 4 + 2 1 − −1 3
+ 2 1 − −1 = 24
55
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𝜆 =1,052
24 54,35
2408,5
2,1𝐸6= 0,40 ≤ 0,673 𝑂𝐾
Toda el alma es efectiva.
Por lo tanto podemos decir que el perfil asumido cumple con los requerimientos a
flexión.
CORTANTE:
Cálculo del límite de fluencia a Corte (Fv)
Cálculo de la relación ancho plano espesor del alma (ha/t):
ha = 163 cm ha/t = 54,35
Cálculo de la relación (ha/t) limite:
𝒉𝒂
𝒕 𝒍𝒊𝒎
= 𝑬 ∗ 𝑲𝒗
𝑭𝒗
Donde:
AISI C 3.2.1
Kv = 5,34 (No se coloca rigidizador transversal al alma)
𝑎
𝑡 𝑙𝑖𝑚
= 2,1𝐸6 ∗ 5,34
2500= 66,97 𝑦 1,51
𝑎
𝑡 𝑙𝑖𝑚
= 101,13
Como (ha/t = 54,35) < (ha/t)lim = 66,97 , entonces:
Fv = 0,6 * Fy = 0,6 * 2500 = 1500 Kg/cm2
Fuerza cortante actuante:
Vux = 826 Kg
Fuerza cortante resistente del perfil:
𝑽𝒖𝒙 ≤ ∅𝒗𝑽𝒏 = ∅𝒗𝑨𝒘𝑭𝒗
AISI C 3.2.1
Φb = 0,95
Aw = ha * t = 16,3 * 0,3 = 4,89 cm2
∅𝑣𝑉𝑛 = 0,95 ∗ 4,89 ∗ 1500 = 6972,5 𝐾𝑔 > 𝑉𝑢𝑥 = 826 𝐾𝑔. 𝑶𝑲.
56
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Revisión para vigas rigidizadas transversales en las almas:
𝑴𝒖𝒙
∅𝒃𝑴𝒏𝒙 +
𝑽𝒖𝒙
∅𝒗𝑽𝒏 ≤ 𝟏,𝟑
∅𝑏𝑀𝑛𝑥 = 𝑆𝑥 ∗ ∅𝑏 ∗ 𝐹𝑦 = 422 ∗ 0,95 ∗ 2500 = 1002250 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
99018
1002250 +
826
6972,5 = 0,2 ≤ 1,3 𝑂𝐾.
Resistencia lateral:
Módulo de sección elástico requerido:
Se adoptara la mitad de Sy del perfil, ya que es el patín superior el que absorbe los
esfuerzos.
𝑺𝒙𝒓𝒆𝒒 =𝑴𝒖𝒚
∅𝒇𝑭𝒚= 1,7 𝑐𝑚3
𝑆𝑥𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑙 = 6,66 𝑐𝑚3 → 𝑆𝑥𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑙
2= 3,33 𝑐𝑚3 > 𝑆𝑥𝑟𝑒𝑞
57
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3.1.3. ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS
F1. DISPOSICIONES GENERALES.
1. Para todas las disposiciones del capítulo:
ϕb = 0.9 (LRFD).
2. Los siguientes términos son comunes en las ecuaciones de este capítulo
excepto donde se diga lo contrario.
Cb = factor de modificación por pandeo lateral-torsional para diagramas de momento no
uniformes cuando ambos extremos del segmento no arriostrado están restringidos al
volcamiento.
𝐶𝑏 =12.5 𝑀𝑚𝑎𝑥
2.5 𝑀𝑚𝑎𝑥 + 3𝑀𝐴 + 4𝑀𝐵 + 3𝑀𝐶𝑅𝑚 ≤ 3.0 𝐹 1.1
Donde
Mmax = valor absoluto del máximo momento en el segmento no arriostrado.
MA = valor absoluto del momento en primer cuarto del segmento no arriostrado.
MB = valor absoluto del momento en el centro del segmento no arriostrado.
MC = valor absoluto del momento en el tercer cuarto del segmento no
arriostrado.
Rm = parámetro monosimetria de la sección transversal.
= 1 para miembros con doble simetría.
= 1 para miembros con simple simetría solicitados a flexión con curvatura
simple
= 0.5 + 2 𝐼𝑐
𝐼𝑦
2
, miembros con simple simetría solicitados por flexión con
doble curvatura.
Iy = momento de inercia en torno al eje principal y, (cm4).
Iyc = momento de inercia del ala en compresión en torno al eje principal y,
o si flexión es en curvatura reversible, el momento de inercia de la
menor ala, (cm4).
En miembros con simetría simple solicitados por flexión con curvatura simple, la
resistencia de pandeo lateral torsional deben ser verificadas para ambas alas. La
resistencia disponible de flexión debe ser mayor o igual que el máximo momento
requerido que causa compresión del ala bajo consideración.
Es permitido tomar conservadoramente Cb = 1 en todos los casos. Para voladizos o
extremos colgados donde el extremo libre no está arriostrado, Cb = 1.
F2. MIEMBROS COMPACTOS DE SECCION H SDE SIMETRIA DOBLE Y
CANALES FLECTADAS EN TORNO A SU EJE MAYOR.
1. Fluencia: Mn = Mp = Zx * Fy
Dónde:
Zx = módulo de sección plástico en torno al eje x. (cm3)
Fy = tensión a fluencia mínimo especificada del tipo de acero utilizada, en Kg/cm2.
58
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
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2. Pandeo lateral-torsional.
a) Cuando Lb ≤ Lp, el estado límite del pandeo lateral-torsional no aplica.
Mn = Fy * Zx
b) Cuando Lp < Lb ≤ Lr
𝑀𝑛 = 𝐶𝑏 𝑀𝑝 − 𝑀𝑝 − 0.7 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝑆𝑥 𝐿𝑏 − 𝐿𝑝
𝐿𝑟 − 𝐿𝑝 ≤ 𝑀𝑝
c) Cuando Lb > Lr
Mn = Fcr * Sx ≤ Mp
Donde:
Lb = longitud entre puntos no arriostrados contra desplazamientos laterales de
compresión de ala o arriostrados contra giro de la sección, cm.
𝐹𝑐𝑟 =𝐶𝑏𝜋2𝐸
𝐿𝑏
𝑟𝑡𝑠
2 1 + 0.078
𝐽𝑐
𝑆𝑥𝑜 𝐿𝑏
𝑟𝑡𝑠
2
Donde:
E = módulo de elasticidad del acero = 2E6 Kg/cm2
J = constante torsional, cm4.
Sx = módulo de sección elástico en torno al eje x, cm3
El termino raíz cuadrada de la ecuación anterior puede tomarse
conservadoramente igual a 1.
Las longitudes Lp y Lr se determinan a continuación:
𝐿𝑝 = 1.76 𝑟𝑦 𝐸
𝐹𝑦 𝐿𝑟 = 1.95𝑟𝑡𝑠
𝐸
0.7 ∗ 𝐹𝑦
𝐽𝑐
𝑆𝑥𝑜 1 + 1 + 6.76
0.7𝐹𝑦𝑆𝑥𝑜
𝐸𝐽𝑐
2
Donde:
𝑟𝑡𝑠 = 𝐼𝑦𝐶𝑤
𝑆𝑥
C = 1, para secciones H con simetría doble.
𝑐 =𝑜
2
𝐼𝑦
𝐶𝑤 , para canales, donde
Ho = distancia entre centroides de alas. cm
59
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
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3.1.4. DISEÑO DE LA VIGA CARRILERA DEL PUENTE GRÚA.
Luz = 6m
Simplemente apoyada.
RL = 778 Kg
RT = 578 Kg
Rv = 7781 Kg
RESULTADOS DEL SAP2000: Todos los subíndices están relacionados con respecto
a los ejes de la sección.
Mux = + 3377725 Kg.cm
Mux = - 3140100 Kg.cm
Muy = + 217200 Kg.cm
Muy = -160152 Kg.cm
Vux = 40574 Kg
Vuy = 2300 Kg
δx = 1,1 cm
δy = 0,2 cm
𝛅𝐚𝐝𝐦 ≥𝑳
𝟑𝟔𝟎=𝟔𝟎𝟎
𝟑𝟔𝟎= 𝟏,𝟔𝟕 𝒄𝒎 (𝒔𝒐𝒍𝒐 𝒄𝒂𝒓𝒈𝒂 𝒗𝒊𝒗𝒂)
Revisión del perfil ingresado en el programa SAP2000:
Cálculo del módulo de sección elástico eje x-x (AISI F1.1,F2.2):
Por ser cargas dinámicas:
𝑺𝒙 ≥𝑴𝒖𝒙
∅𝒃𝑭𝒚≥
3377725
0,9 ∗ 2500≥ 1500 𝑐𝑚3
Del CATALOGO DIPAC escogemos un perfil HB 300, cuyas propiedades mecánicas
son las siguientes:
60
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
As = 1,49 cm2
Ix = 25170 cm2
Iy = 8560 cm2
Sx = 1680 cm3
Sy = 571 cm3
Zx = 1868 cm3
Zy = 870 cm3
rx = 13 cm
ry = 7,6 cm
d = 30 cm
tf = 1,9 cm
bf = 30 cm
tw = 1,1 cm
Cw = 1689765 cm6
J = 124 cm4
Fy = 2500 Kg/cm2
E = 2E6 Kg/cm2
Chequeo del Perfil al Pandeo Lateral (AISC F2.2):
𝑳𝒑 = 𝟏,𝟕𝟔𝒓𝒚 𝑬
𝑭𝒚= 1,76 ∗ 7,6 ∗
2𝐸6
2500= 378 𝑐𝑚
𝑳𝒓 = 𝟏,𝟗𝟓 ∗ 𝒓𝒕𝒔 ∗𝑬
𝟎,𝟕 ∗ 𝟐𝟓𝟎𝟎
𝑱 ∗ 𝑪
𝑺𝒙 ∗ 𝒉𝒐∗ 𝟏 + 𝟏 + 𝟔,𝟕𝟔
𝟎,𝟕 ∗ 𝑭𝒚 ∗ 𝑺𝒙 ∗ 𝒉𝒐
𝑬 ∗ 𝑱 ∗ 𝑪 𝟐
Donde:
C = 1 (AISC F2.8.a)
𝒓𝒕𝒔 = 𝑰𝒚 ∗ 𝑪𝒘
𝑺𝒙= 8560 ∗ 1689765
1680= 8,5 𝑐𝑚
ho = d – tf = 30 – 1,9 = 28,1 cm
𝐿𝑟 = 1,95 ∗ 8,5 ∗2𝐸6
0,7 ∗ 2500
124 ∗ 1
1680 ∗ 28,1∗ 1 + 1 + 6,76
0,7 ∗ 2500 ∗ 1680 ∗ 28,1
2𝐸6 ∗ 124 ∗ 1
2
Lr = 148 cm
Como Lp = 3,8 m < Lb = 6 m < Lr = 14,8 m, seguimos trabajando según AISC F2.2
𝑴𝒏 = 𝑪𝒃 𝑴𝒑 − 𝑴𝒑 − 𝟎,𝟕 ∗ 𝑭𝒚 ∗ 𝑺𝒙 𝑳𝒃 − 𝑳𝒑
𝑳𝒓 − 𝑳𝒑 ≤ 𝑴𝒑 𝑬𝒄𝒖.𝑭𝟐.𝟐, 𝒄𝒂𝒔𝒐 𝒃
Mp = Zx * Fy = 1868 * 2500 = 4670000 Kg.cm
Cb = 1,14 (tabla 4-1, pág. 9, capitulo 4, Manual AISC).
Mn = 4939832 Kg.cm >Mp, no cumple entonces por lo tanto tomamos el
momento plástico.
Momento resistente:
Φb Mn = 0,9 * 4670000 = 4203000 Kg.cm > Mux Ok.
61
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
Chequeo de la inestabilidad de los componentes del perfil:
Esbeltez del Patín (AISC Tabla b 4.1, caso 1):
𝝀𝒂𝒍𝒂 =𝒃𝒇
𝟐𝒕𝒇=
30
2 ∗ 1,9= 7,9 < 0,38
2𝐸6
2500= 10,75 𝑜𝑘.
Esbeltez del alma:
𝝀𝒂𝒍𝒎𝒂 =𝑻
𝒕𝒘= 18,9 < 3,76
2𝐸6
2500106,3 𝑂𝑘.
Chequeo del perfil a cortante:
𝜆𝑎𝑙𝑚𝑎 = 18,9 < 2,24 2𝐸6
2500= 63,4 𝑂𝑘
𝑉𝑢𝑥 = 40574 𝐾𝑔 Aw = 33 cm2
Cv = 1
∅𝑣 = 1
∅𝒗𝑽𝒏 = ∅𝒗 ∗ 𝟎,𝟔 ∗ 𝑭𝒚 ∗ 𝑨𝒘 ∗ 𝑪𝒗 = 49500 𝐾𝑔
∅𝑣𝑉𝑛 > 𝑉𝑢 𝑂𝑘.
Revisión en el eje y-y:
Diseño de la placa de refuerzo superior:
𝑺𝒚𝒏𝒆𝒄 =𝑴𝒖𝒚
∅𝒃𝑭𝒚= 96,5 𝑐𝑚3 ≤ 𝑺𝒚𝒑𝒍𝒂 =
𝑰𝒚𝒚
𝟐
=253𝑡𝑝
12
25
2
→ 𝑡𝑝 = 0,9 𝑐𝑚
Del Catálogo DIPAC escogemos una plancha y dar un recorte de 25cm, tendría las
siguientes características:
Ast = 174 cm2
Ix = 30311 cm4
Sxinf = 1760 cm3
Sxsup = 2201 cm3
Ass = 97 cm2
Iy = 5583 cm4
Sy =373,2 cm3
Revisión del perfil armado:
Eje x-x únicamente: 𝑴𝒖𝒙
∅𝒃𝑴𝒏𝒊𝒏𝒇≤ 𝟏
𝑆𝑥𝑟𝑒𝑞
𝑆𝑥𝑠𝑢𝑝= 0,8 ≤ 1 𝑂𝑘.
Comprobación completa: 𝑴𝒖𝒙
∅𝒃𝑴𝒏𝒔𝒖𝒑+
𝑴𝒖𝒚
∅𝒃𝑴𝒏𝒚≤ 𝟏
𝑆𝑥𝑟𝑒𝑞
𝑆𝑥𝑠𝑢𝑝+𝑆𝑦𝑟𝑒𝑞
𝑆𝑦= 0,94 ≤ 1 𝑂𝑘
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Diseño de la conexión placa perfil (AISC J2, Tabla j2.5):
Cortante a nivel de la junta:
𝝉 =𝑽𝑸
𝑰𝒃= 17,76
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
Q = 331,8 cm3
Carga de diseño actuante:
𝑷𝒖 = 𝝉 ∗ 𝒍 ∗ 𝒃 = 17,17 ∗ 1200 ∗ 25 = 532892 𝐾𝑔 Carga nominal por suelda (E70) Fw = 5000 Kg/cm2
Aw = 0,707 * hw * ΣLw = 0,707 * hw * (48*18) = 509 hw
𝑃𝑛 = 0,6 ∗ 𝐹𝑤 ∗ 𝐴𝑤 = 1527120 𝐾𝑔
532892 ≤ 0,75 ∗ 1527120 ∗ 𝑤 → 𝑤 ≥ 0,46 𝑐𝑚
La suelda se colocara traslapada lado a lado con cordón de 15 cm cada 35 cm (Ver
Planos).
Rangos de Suelda:
tp = 10 mm > 6 mm, hw ≤ 1-0,2 = 0,8 mm. (Notas de clase).
hw.min = 0,5 mm, filete para tp 0 1 cm. (AISC, tabla J2.3).
Revisión del alma a compresión directa (AISC k3b):
1. 𝟎,𝟐𝟓 <𝑩𝒑
𝑩=
𝑻
𝒅= 𝟎,𝟔𝟗 < 1
2. 𝑩
𝒕=
𝒅
𝒕𝒘= 𝟐𝟕,𝟐 ≤ 𝟑𝟓
Se aplica AISC K3b.c, K6
Fluencia en el alma:
Ecuación K1-4, K1-11:
∅𝑅𝑛 ≥ 𝑅𝑢 = 38749 𝐾𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑝𝑢𝑛𝑡𝑢𝑎𝑙, 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑎𝑝𝑜𝑦𝑜
∅𝑹𝒏 = ∅ 𝟐,𝟓𝑲 + 𝑵 𝒕𝒘 ∗ 𝑭𝒚 𝑉𝑖𝑛𝑛𝑎𝑘𝑜𝑡𝑎 9.9.1
𝐾 =𝑑 − 𝑇
2= 4,6 𝑐𝑚
Longitud de apoyo requerida (Vinnakota 9.9.2):
𝑵𝟏 =𝑹𝒖 − ∅𝑹𝟏
∅𝑹𝟐
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∅𝑹𝟏 = ∅ 𝟐,𝟓 ∗ 𝑲 ∗ 𝒕𝒘 ∗ 𝑭𝒚 = 31625 𝐾𝑔
∅𝑹𝟐 = ∅𝒕𝒘𝑭𝒚 = 2750 𝑘𝑔
𝑁1 = 11,6 𝑐𝑚
𝑁 = 15 𝑐𝑚 , 𝑙𝑜𝑛𝑔𝑖𝑡𝑢𝑑 𝑑𝑒 𝑎𝑝𝑜𝑦𝑜
∅𝑅𝑛 = 72875 𝐾𝑔 > 𝑅𝑢 𝑂𝑘.
No requiere atiezador en el apoyo.
Aplastamiento en el alma:
Ecuación K 1-12:
∅𝑹𝒏 = 𝟎,𝟕𝟓 ∗ 𝟎,𝟖 ∗ 𝒕𝒘𝟐 𝟏 +𝟔𝑵
𝒅 𝒕𝒘
𝒕𝒇
𝟏,𝟓
𝑬𝑭𝒚𝒕𝒇
𝒕𝒘= 305476 𝐾𝑔 > 𝑅𝑢 𝑂𝑘.
DISEÑO DE LA SUELDA DEL CORDÓN TRANSVERSAL PARA LA PLACA
SUPERIOR DE LA VIGA CARRILERA:
Se realizara una soldadura a tope de penetración total biselado de un lado debido a que
cada elemento tiene una longitud de 12 metros de acuerdo al Catálogo DIPAC, y
necesitamos unirlos, el diseño se detalla a continuación:
Aquí se dará una junta a tope (sin separación).
Recomendaciones:
Según McCormac (Cap. 14.9): tp > 6 mm, necesita biselado.
Según AISC, Tabla J2.1: Bisel a 60 ° en V, para arco con electrodo revestido.
𝐼𝑥𝑥 = 2 8 ∗ 1 ∗ 17
2
2
+8
12
3
∗ 1 = 1241 𝑐𝑚4
M = My = 217200 Kg.cm
𝜍𝑢 =𝑀 ∗ 𝑦
𝐼=
217200 ∗ 25/2
1241= 2188 𝐾𝑔/𝑐𝑚2
𝜍𝑢 ≤ ∅ ∗ 0,6 ∗ 𝐹𝑤
𝐹𝑤 =2188
0,75 ∗ 0,6= 4862
𝐾𝑔
𝑐𝑚2 < 𝐹𝑤(𝐸70) = 5000
𝐾𝑔
𝑐𝑚2 𝑂𝑘.
En el terminado se deberá hacer un refuerzo en la unión, extendiendo 1 centímetro a
cada lado (Ver Planos).
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3.1.5. DISEÑO DE LA MÉNSULA PARA LA VIGA CARRILERA
Valores obtenidos del programa SAP para el diseño:
Vu = Rv = 39090 Kg
Hx = RT = 2844 Kg
Hy = RL = 4194 Kg
Determinación de la sección para la ménsula:
𝑀𝑢𝑥 = 𝑉𝑢 ∗ 𝑒 = 39090 ∗ 20 = 781800 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
𝑀𝑢𝑦 = 𝐻𝑦 ∗ 𝑒 = 4194 ∗ 20 = 83880 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
Módulo de sección requerido:
𝑺𝒙 ≥𝑴𝒖𝒙
∅𝒃𝑭𝒚≥ 347 𝑐𝑚3 𝑺𝒚 ≥
𝑴𝒖𝒚
∅𝒃𝑭𝒚≥ 37 𝑐𝑚3
Rigidez necesaria (LRFD):
𝜹 ≤𝑳
𝟑𝟎𝟎=
40
300= 0,13 𝑐𝑚
De Singer (Libro de Resistencia de Materiales):
𝜹 =𝑷𝒆𝟐
𝟔𝑬𝑰 𝟑𝑳 − 𝒆
Igualando las dos expresiones anteriores tenemos:
0,13 ≥39090 ∗ 202
6 ∗ 2𝐸6 𝐼𝑥 3 ∗ 40 − 20 → 𝐼𝑥 ≥ 980 𝑐𝑚4
Dimensiones escogidas:
Características mecánicas:
Ixx = 12540 cm4
Iyy = 2253 cm4
Sx = 435 cm3
Sy = 115 cm3
Zx = 790 cm3
Zy 235 cm3
Ysup= 12,17 cm
Revisión a cortante del perfil bajo la carga (AISC G1, G2.1):
𝝀𝒂𝒍𝒂 =𝑻
𝒕𝒘= 30 < 2,24
2𝐸6
2500= 63,4 𝑂𝑘
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Y según AISC G2.2, no necesita atiezadores.
Aw = d * tw = d * 1 = d
Cv = 1
𝑽𝒖 ≤ ∅𝑽𝒏 = 1 ∗ 0,6 ∗ 2500 ∗ 𝑑 ∗ 1 = 1500𝑑
39090 ≤ 1500𝑑 → 𝑑 ≥ 26 𝑐𝑚
Por lo tanto tendrá un peralte variable.
Diseño de los conectores alma-patín:
𝝉 =𝑽𝑸
𝑰𝒃=
39090 ∗ 350
12540 ∗ 1= 1092
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
Q = bf * tf * y = 350 cm3
𝑷𝒖 ≤ ∅𝑷𝒏
𝑷𝒖 = 𝝉 ∗ 𝒍 ∗ 𝒃 = 1092 ∗ 40 ∗ 1 = 43663 𝐾𝑔/𝑐𝑚2
43663 ≤ 0,75 ∗ 0,6 ∗ 5000 ∗ 0,707 ∗ 40 ∗ 2 ∗ 𝑤 → 𝑤 ≥ 0,34 𝑐𝑚
Colocamos 2 cordones de 0,4 cm.
Conexión ménsula Patín:
Nota: las características Físico-Mecánicas de la suelda están en unidades lineales.
Soldadura Carga vertical (Rv = Vu):
Haciendo cumplir la condición de resistencia:
𝑉𝑢 ≤ ∅𝑉𝑛 Dividiendo la ecuación para el área, tenemos los esfuerzos:
𝑓 = 𝜏2 + 𝜍2 𝐸𝑐𝑢𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑖𝑡𝑒𝑟𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛,𝑀𝑐𝐶𝑜𝑟𝑚𝑎𝑐
𝑓𝑢 ≤ ∅ ∗ 0,6 ∗ 𝐹𝑤
Luego de las iteraciones se obtuvo las siguientes características Físico – Mecánicas
generadas por la suelda.
Tensión de corte:
ΣLw = 2 * T = 2(40 – 0,4) = 79,2 cm
𝝉 =𝑽𝒖
𝚺𝑳𝒘= 494
𝑘𝑔
𝑐𝑚
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Tensión a flexión:
𝝈 =𝑴 ∗ 𝒚𝒔𝒖𝒑
𝑰=
781800 ∗ 16,42
2 ∗ 8128= 790
𝐾𝑔
𝑐𝑚
𝑓 = 4942 + 7902 = 931𝐾𝑔
𝑐𝑚 𝑓𝑢 ≤ ∅ ∗ 0,6 ∗ 0,707 ∗ 𝑤 ∗ 𝐹𝑤
931 ≤ 0,75 ∗ 0,6 ∗ 0,707 ∗ 𝑤 ∗ 5000 → 𝑤 ≥ 0,59 𝑐𝑚
Soldadura para carga en el plano:
RL = Hy
RT = Hx
Luego de las iteraciones se obtuvo las siguientes características Físico – Mecánicas
generadas por la suelda, en el patín.
Tensión a corte por carga transversal a la ménsula:
ΣLw = 2 * T = 2(5) = 10 cm
𝝉 =𝑯𝒚
𝚺𝑳𝒘= 419,4
𝑘𝑔
𝑐𝑚
Tensión a corte por carga longitudinal a la ménsula:
ΣLw = 2 * T = 2(5) = 10 cm
𝝉 =𝑯𝒙
𝚺𝑳𝒘= 284,4
𝑘𝑔
𝑐𝑚
Tensión a flexión por carga transversal:
𝝈 =𝑴 ∗ 𝒚
𝑰=
83830 ∗ 7,5
2000= 629
𝐾𝑔
𝑐𝑚
𝑓 = 419,42 + 284,42 + 6292 = 808𝐾𝑔
𝑐𝑚
𝒇𝒖 ≤ ∅ ∗ 𝟎,𝟔 ∗ 𝟎,𝟕𝟎𝟕 ∗ 𝒉𝒘 ∗ 𝑭𝒘
808 ≤ 0,75 ∗ 0,6 ∗ 0,707 ∗ 𝑤 ∗ 5000 → 𝑤 ≥ 0,51 𝑐𝑚 La suelda para la conexión se estandarizara hw = 0,6 cm, una pasada de acuerdo a las
dimensiones asumidas (ver planos).
67
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Diseño de atiezadores para las alas (patín):
Separación de los atiezadores:
Sabiendo que tf = 1 cm, Volado del ala = 15 cm, tenemos:
Momento máximo que puede soportar la placa del patín (McCormac, apéndice E):
𝒕 ≥ 𝟔𝑴𝒖
∅𝒃𝑭𝒚
Donde:
t = 1 cm, espesor de la placa
Mu = momento actuante en un ancho unitario.
Φb = 0,9 (LRFD)
𝑴𝒖 ≤𝒕𝟐∅𝒃𝑭𝒚
𝟔≤ 375 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
Cálculo de carga actuante en la Zona del apoyo:
Ac = 30x30 = 900 cm2
𝑴𝒖 =𝒘𝒍𝟐
𝟏𝟐
Donde:
w = carga (Kg/cm), para una franja unitaria
𝒘 =𝑽𝒖
𝑨𝒄∗ 𝟏 = 43,4
𝐾𝑔
𝑐𝑚 𝑀𝑢 =
43,4 ∗ 𝑙2
12
Igualando:
43,4 ∗ 𝑙2
12≤ 375 → 𝑙 ≤ 10,2 𝑐𝑚
Asumo, L = 10 cm.
Cálculo del rigidizador:
Determinación del diagrama de momentos para una franja de 1o cm del patín de la
ménsula:
𝑤 = 434𝐾𝑔
𝑐𝑚, (𝑝𝑎𝑟𝑎 𝑢𝑛𝑎 𝑓𝑟𝑎𝑛𝑗𝑎 𝑑𝑒 10 𝑐𝑚)
𝑆𝑥1 =𝑀𝑢
∅𝑏𝐹𝑦=
45264
09 ∗ 2500= 20,28 𝑐𝑚3 𝑆𝑥2 =
12206
09 ∗ 2500= 5,43 𝑐𝑚3
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Sección 1:
d = 9 cm
tw = 1 cm
Sx = 20,54 cm3
Ysup = 2,5 cm
Ix = 174 cm4
Sección 2:
d = 5 cm
tw = 1 cm
Sx = 6,5 cm3
Cálculo del espesor de suelda:
Cortante placa – patín (ménsula):
𝝉 =𝑽𝒖𝒑𝑸
𝑰𝒙𝒙𝒃=
6515 ∗ 20
174 ∗ 1= 748,9
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
Carga de diseño:
𝑷𝒖 = 𝝉 ∗ 𝒍 ∗ 𝒃 = 748,9 ∗ 14,5 ∗ 1 = 10858 𝐾𝑔
10858 ≤ ∅𝑃𝑛 = 0,75 ∗ 0,6 ∗ 5000 ∗ 0,707 ∗ 14,5 ∗ 𝑤 → 𝑤 ≥ 0,47 𝑐𝑚
Cortante placa – alma (ménsula):
𝑽𝒑 ≤ ∅𝑽𝒑
6515 ≤ 0,75 ∗ 0,6 ∗ 5000 ∗ 0,707 ∗ 8 ∗ 𝑤 → 𝑤 ≥ 0,5 𝑐𝑚
Asumimos un hw = 0,5 cm, formando un solo cordón.
69
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3.2. MIEMBROS SOMETIDOS A CARGAS AXIALES Y DE
FLEXOCOMPRECION.
3.2.1. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS
C4 Miembros comprimidos con carga concéntrica
Esta sección se aplica a miembros en los cuales la resultante de todas las cargas que
actúan sobre el miembro es una carga axial que pasa a través del baricentro de la
sección efectiva calculada a la tensión, Fn, definida en esta sección.
(a) La resistencia axial nominal, Pn, se debe calcular de la siguiente manera:
Pn = Ae*Fn
Φc = 0,85(LRFD)
Donde
Ae = Superficie efectiva a la tensión Fn.
Fn se determina de la siguiente manera:
Fe = la menor de las tensiones de pandeo elástico flexional, torsional y torsional
flexional determinadas de acuerdo con las secciones C4.1 a C4.3
(b) Las secciones cargadas de forma concéntrica se deben diseñar para un momento
flector adicional según lo especificado en las definiciones de Mx, My (ASD) o Mux,
Muy (LRFD), Sección C5.2
(c) Preferentemente la relación de esbeltez, KL/r, de todos los miembros comprimidos
no debe ser mayor que 200, excepto que, exclusivamente durante la construcción, KL/r
preferentemente no debe ser mayor que 300.
C4.1 Secciones no sometidas a pandeo torsional ni a pandeo torsional flexional
En el caso de secciones con simetría doble, secciones cerradas y cualquier otra sección
que se pueda demostrar que no está sujeta a pandeo torsional ni a pandeo torsional
flexional, la tensión de pandeo flexional elástico, Fe, se debe determinar de la siguiente
manera:
Donde
E = Módulo de elasticidad longitudinal
K = Factor de longitud efectiva
L = Longitud no arriostrada del miembro
70
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r = Radio de giro de la sección transversal total no reducida.
Para obtener el valor del factor de longitud efectiva K, nos basamos en los comentarios
de la norma AISI, tabla C-C4- 1, que se muestra a continuación.
C2 Miembros Traccionados
Para los miembros cargados con tracción axial, la resistencia nominal a la tracción, Tn,
se debe determinar de la siguiente manera:
Tn = AnFy
Φt = 0,95 LRFD
Donde
Tn = Resistencia nominal del miembro cuando está traccionado.
An = Superficie neta de la sección transversal.
Fy = Tensión de fluencia de cálculo de acuerdo con lo determinado en la
Sección A7.1
Para los miembros traccionados con conexiones abulonadas, la resistencia nominal a la
tracción también estará limitada por la Sección E3.2.
71
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3.2.2. DISEÑO DE LA VIGA DE CUBIERTA
3.2.2.1. DISEÑO DE LOS CORDONES DE LA ARMADURA.
F1 = - 31020 Kg
L1 = 1,41 cm
F2 = + 30850 Kg
L2 = 2,8 m
Cálculo con miembros a tracción (AISI C2.a, APENDICE):
𝐹 ≤ ∅𝑡𝑇𝑛 Donde:
Φt = 0,9 (Para fluencia en el área bruta).
Tn = Ag * Fy
30850 ≤ 0,9 ∗ 2500 ∗ 𝐴𝑔
Ag ≥ 13,71 cm2
Del catálogo DIPAC escogemos un perfil U 300x80x4mm, que tiene las siguientes
características:
As =17,87 cm2
ry = 2,29 cm
Cálculo con miembros a compresión (AISI C4):
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝑨𝒆 ∗ 𝑭𝒏
Fn = tensión Nominal
Determinación de Fn: 𝝀𝒄 = 𝑭𝒚
𝑭𝒆
Fy = 2500 Kg/cm2
𝑭𝒆 =𝝅𝟐𝑬
𝑲𝑳
𝒓 𝟐 =
𝜋2 ∗ 2,1𝐸6
1∗141
2,29
2 = 5467𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝜆𝑐 = 0,68 < 1,5 , 𝑒𝑛𝑡𝑜𝑛𝑐𝑒𝑠
𝑭𝒏 = 𝟎,𝟔𝟓𝟖𝝀𝒄𝟐 𝑭𝒚 = 2065
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝐹 ≤ ∅𝑐𝑃𝑛
31020 𝐾𝑔 ≤ 0,85 ∗ 17,87 ∗ 2065 = 31359 𝐾𝑔 𝑂𝐾.
72
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3.2.2.2. DISEÑO DE LAS DIAGONALES DE LA ARMADURA.
DIAGONALES ESPECIALES CON CARGA SUPERIOR:
F1 = - 19100 Kg
L1 = 1,54 cm
F2 = + 32230 Kg
L2 = 1,39 m
Cálculo con miembros a tracción (AISI C2.a, APENDICE):
𝑭 ≤ ∅𝒕𝑻𝒏
Donde:
Φt = 0,9 (Para fluencia en el área bruta).
Tn = Ag * Fy
32230 ≤ 0,9 ∗ 2500 ∗ 𝐴𝑔
Ag ≥ 14,3 cm2
Del catálogo DIPAC escogemos 4 perfiles L 75x75x3mm, que tiene las siguientes
características, para cada perfil
As =4,35 cm2
ry = ry = 2,38 cm
rv = 3,02 cm
x = y = 2,01 cm
Cálculo con miembros a compresión (AISI C4):
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝑨𝒆 ∗ 𝑭𝒏
Fn = tensión Nominal
Determinación de Fn:
𝝀𝒄 = 𝑭𝒚
𝑭𝒆
Fy = 2500 Kg/cm2
𝑭𝒆 =𝝅𝟐𝑬
𝑲𝑳
𝒓 𝟐 =
𝜋2 ∗ 2,1𝐸6
1∗154
1,48
2 = 1914𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝜆𝑐 = 1,14 < 1,5 , 𝑒𝑛𝑡𝑜𝑛𝑐𝑒
𝑭𝒏 = 𝟎,𝟔𝟓𝟖𝝀𝒄𝟐 𝑭𝒚 = 1447
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏
19100 𝐾𝑔 ≤ 0,85 ∗ 4,35 ∗ 1447 ∗ 4 = 21405 𝐾𝑔 𝑂𝐾.
73
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DEMÁS DIAGONALES:
F1 = - 6605 Kg
L1 = 1,73 cm
F2 = + 10795 Kg
L2 = 1,54 m
Cálculo con miembros a tracción (AISI C2.a, APENDICE):
𝑭 ≤ ∅𝒕𝑻𝒏
Donde:
Φt = 0,9 (para fluencia en el área bruta).
Tn = Ag * Fy
10795 ≤ 0,9 ∗ 2500 ∗ 𝐴𝑔
Ag ≥ 4,8 cm2
Del catálogo DIPAC escogemos 2 perfiles L 75x75x3mm, que tiene las siguientes
características, para cada perfil
As =4,35 cm2
ry = ry = 2,38 cm
rv = 3,02 cm
x = y = 2,01 cm
Cálculo con miembros a compresión (AISI C4):
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝑨𝒆 ∗ 𝑭𝒏
Fn = tensión Nominal
Determinación de Fn:
𝝀𝒄 = 𝑭𝒚
𝑭𝒆
Fy = 2500 Kg/cm2
𝑭𝒆 =𝝅𝟐𝑬
𝑲𝑳
𝒓 𝟐 =
𝜋2 ∗ 2,1𝐸6
1∗173
1,48
2 = 1517𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝜆𝑐 = 1,28 < 1,5 , 𝑒𝑛𝑡𝑜𝑛𝑐𝑒𝑠
𝑭𝒏 = 𝟎,𝟔𝟓𝟖𝝀𝒄𝟐 𝑭𝒚 = 1254
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏
6605 𝐾𝑔 ≤ 0,85 ∗ 4,35 ∗ 1447 ∗ 2 = 9275 𝐾𝑔 𝑂𝐾.
74
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Revisión en miembro a compresión (Miembro más largo):
F = - 41119 kg
L = 2,33 m
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝑨𝒆 ∗ 𝑭𝒏
Fn = tensión Nominal
Determinación de Fn:
𝝀𝒄 = 𝑭𝒚
𝑭𝒆
Fy = 2500 Kg/cm2
𝑭𝒆 =𝝅𝟐𝑬
𝑲𝑳
𝒓 𝟐 =
𝜋2 ∗ 2,1𝐸6
1∗233
1,48
2 = 838𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝜆𝑐 = 1,73 > 1,5 , 𝑒𝑛𝑡𝑜𝑛𝑐𝑒𝑠
𝑭𝒏 = 𝟎,𝟖𝟕𝟕
𝝀𝟐 𝑭𝒚 = 735
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
𝑭 ≤ ∅𝒄𝑷𝒏
4119 𝐾𝑔 ≤ 0,85 ∗ 4,35 ∗ 735 ∗ 2 = 5433 𝐾𝑔 𝑂𝐾.
75
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3.2.3. ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS.
LONGITUD EFECTIVA DE COLUMNAS EN MARCOS O PÓRTICOS Y
NOMOGRAMAS.
La longitud efectiva KL, está en función del valor K, aquí nos centraremos en
determinar dicho valor, cuando la columna hace parte de un marco o pórtico, el mismo
puede estar impedido de ladearse o no.
Para obtener valores de K es necesario realizar un análisis matemático tedioso, este
problema se resuelve a través de la utilizacion de unos nomogramas como se muestra en
la Figura, tomado de AISC-2005 figura (C-C2.3 y C-C2.4)
LADEO IMPEDIDO LADEO NO IMPEDIDO
Para la realización de de los nomogramas se debieron hacer algunas suposiciones de
idealización, mismos que se pueden revisar ASIC_Cap. C, algunas de ellas son:
Estructura tiene marcos regulares
Todos los miembros tienen sección transversal constante
Todas las conexiones trabe o viga a columna son rígidas
Todas las columnas alcanzan sus cargas de pandeo de forma simultáneo.
En la unión, el momento restrictivo provisto por las trabes se distribuye en la
columna arriba y debajo de la unión considerada, en proporción a las relaciones
I/L de las columnas.
No existe fuerza de compresión axial significativa en las trabes o vigas
El comportamiento del material es lineal y elástico.
La resistencia a la rotación proporcionada por las vigas que se unen en el extremo de
una columna depende de las rigideces rotacionales de esos miembros, así cuando un
miembro esta empotrado en un extremo para producir una rotación unitaria se necesita
76
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un momento igual 4EI
L , embase a este razonamiento se determina la relación G. Por lo
se pude decir que la restricción rotatoria en un extremo de una columna particular es
proporcional a la razón de la suma de la rigideces de las columnas a la suma de las
rigideces de las vigas o trabes que se unen al nudo.
G =Σ
4EI
L de las columnas
Σ4EI
L de las trabes o vigas
=Σ
Ic
Lc
ΣIg
Lg
Para calcular el valor de K en los nomogramas, cosidere lo siguiente.
Seleccione el nomograma apropiado (ladeo impedido o ladeo no impedido)
Calcule G en cada extremo de la columna y designe los valores de GA y GB
como se desee.
Dibuje una línea recta sobre los nomogramas entre los valores GA y GB,lea K
donde la línea corte a la escala central.
Las vigas o trabes que están perpendiculares al marco o pórtico en análisis se pueden
despreciar la rigidez torsionante de ese elemento.
Es fundamental realizar las siguientes puntuaciones sobre el uso de los nomogramas.
Si el extremo de una columna se articula a una zapata o losas de cimentación el
AISC-2005 en la parte de sus comentarios Capitulo C,recomienda un valor de G
de 10.
Si el extremo de la columna se sujeta en forma rígida a una zapata o losa de
cimentación el AISC-2005 recomienda un valor de G igual a 1, porque no se
puede lograr un empotramiento perfecto.
Si los extremos de la viga están articuladas o empotradas, esto es el extremo
opuesto de la viga o el que no está conectado a la columna en análisis. Se debe
introducir un factor modificador de la rigidez de la viga.
G =Σ
Ic
Lc
ΣIg
αLg
Para marcos arriostrados (Ladeo impedido)
Si el extremo lejano de la viga está articulada α es igual a 1.5
Si el extremo lejano de una viga está articulada el factor α es 2
Para marcos no arriostrados (Ladeo no impedido)
Si el extremo lejano de una viga está articulado el factor α es 0.5
Si el extremo alejado de una viga o trabe está empotrado es factor α es igual a 0.67
FLEXOCOMPRESION
Es un fenómeno en las cuales actúan simultáneamente las fuerzas normales de
compresión y momentos flexionantes, que pueden actuar alrededor de uno de sus ejes
centroidales y principales de sus secciones transversales o tener componentes según los
dos ejes principales como se ve en la figura adelante. Su fundamental importancia es
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porque, las columnas en comprensión axial no existen prácticamente nunca en las
estructuras reales en las que, debidas principalmente a la continuidad entre los diversos
miembros que la componen. La compresión se presenta casi siempre acompañada por
flexión, como ya se dijo debido a la continuidad dada por la unión de la viga con la
columna en marcos rígidos. El sismo y otras cargas laterales también ocasionan flexión
lateral en las columnas.
SIMPLE CURVATURA CURVATURA DOBLE
Los momentos pueden determinarse para un miembro en un pórtico rígido mediante
análisis elástico de primer y segundo orden.
Análisis elástico de primer orden.
El análisis elástico de primer orden es el comúnmente utilizado por los programas de
cálculo matricial y tiene como inconveniente el que no pone de manifiesto la posible
existencia de la inestabilidad. En este caso se analiza la estructura obteniendo los
esfuerzos sobre las barras y las longitudes de pandeo de estas, para posteriormente
comprobar a pandeo dichas barras.
Análisis elástico de segundo orden.
En el análisis elástico de segundo orden el equilibrio se formula sobre la estructura
deformada. Este tipo de análisis tiene en cuenta los momentos producidos por los
esfuerzos de los extremos de las barras combinados con los desplazamientos que se han
producido en dichas barras. Si estos desplazamientos son los de los extremos de la
barra, se les denomina efecto P-Δ, si los desplazamientos son los que se producen en el
interior de la barra, suponiendo que sus extremos no han sufrido movimientos, se les
denomina P-δ. En este caso consiste en resolver una sucesión de análisis de primer
orden de una estructura cuya geometría cambia en cada paso con respecto a los
anteriores.
Cuando se emplea el análisis de primer orden de acuerdo al AISC-2005, se dice que se
debe aplicar factores de amplificación B1 y B2 para amplificar los momentos debido a
las cargas de gravedad y cargas horizontales respectivamente y con ello considerar el
efecto que producen los momentos secundarios.
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Momentos de segundo orden.
El fenómeno es el siguiente, imagínese una columna sometida a un momento M en los
extremos, esta se flexiona lateralmente una cantidad δ, pero además esta columna se
somete a una compresión axial Pu (ver figura adelante), esta carga produce a la
columna un momento secundario igual a Pu*δ, donde las especificaciones del LRFD
indican que el momento M1 es igual al momento debido a cargas por gravedad Mnt
(Momentos calculados suponiendo que no hay traslación del marco) mas el momento
secundario Pu* δ.
Para hallar la suma de los valores de (Mnt + Pu* δ) el AISC_Cap. C “sección C2”,
asigna un factor de amplificación B1≥1.0 que estima el efecto de Pu-δ para una columna
este o no soportada en el marco contra ladeo.
COLUMNA ARRIOSTRADA CONTRA LADEO
El otro momento de segundo orden se presenta en el siguiente fenómeno. Cuando la
columna puede moverse lateralmente entre sí (ver figura adelante), esta se desplazara
una cantidad Δ con ello aparecen momentos secundarios Pu*Δ y Mlt (Momentos
calculados suponiendo que existe traslación del marco). El momento M2 es igual a la
suma de estos momentos y al igual que en los momentos anteriores en el capítulo C del
“AISC-2005” asigna un factor de amplificación B2≥1.0 que estima el efecto Pu*Δ para
que una columna este o no soportada en el marco contra el ladeo. El valor B2 se
multiplica a Mlt.
COLUMNA NO ARRIOSTRADA CONTRA LADEO
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De acuerdo a las especificaciones de AISC_Cap. C, B1 y B2 se determina como se
indica.
B1 =Cm
1−∝Pr Pe 1 ≥ 1 (Ecua. C2-2 AISC-2005)
Para miembros sujetos a compresión axial B1 se puede calcular en base a
una estimación de primer orden cono sigue:
Pr = Pnt + Plt α= 1.00 (LRFD)
Cm= Factor de modificación
Para vigas-columnas no sujetas a cargas transversales entre sus soportes en el plano de
curvatura.
Cm = 0.6 − 0.4(M1 M2) (Ecua. C2-4 AISC-2005)
Donde
M1 y M2, momentos calculados de un análisis de primer orden, estos son menor
y mayor momentos respectivamente, tomados en los extremos del plano de
curvatura considerado del elemento. M1/M2 es positivo cuando el miembro esta
curvado en el plano de flexión en curvatura doble, negativo cuando en el plano
de flexión esta curvado en doble curvatura.
Para vigas-columnas sujetas a carga transversal entre sus extremos, se puede tomar
conservadoramente Cm=1.
Pe1= Carga de pandeo elástico para una columna arriostrada para el eje respecto al
cual la flexión está siendo considerada.
Pe1 =π2EI
K1L 2 (Ecua. C2-5 AISC-2005)
K1= El factor de longitud efectiva calculado asumiendo no traslación lateral, se
tomó igual a 1 a menos que el análisis indique que un valor menor se puede tomar.
En la determinación de B2 se calcula como sigue:
B2 =1
1−∝ΣP ntΣP e 2
≥ 1 (Ecua. C2-3 AISC-2005)
ΣPe2= Resistencia critica de pandeo determinada para el piso, determinada a través de
un análisis de pandeo.
ΣPe2 = Σπ2EI
K2L 2
K2= Factor de longitud efectiva en el plano de flexión asumiendo translación del
miembro, calculada basada en un análisis de pandeo.
Nota: De acuerdo al mismo AISC-2005 este análisis es válido cuando el valor de la
relación de amplificación con pandeo lateral Δ2nd/Δ1st orden (o B2), determinado a partir
de un análisis de primer orden, no exceda 1.5, de lo contrario recomienda realizar un
análisis de segundo orden exacto de la estructura.
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3.2.4. DISEÑO DE LA COLUMNA (ALMA LLENA):
DISEÑO DE LA COLUMNA SIN CONSIDERAR SISMO:
Combinaciones: envolvente
1,2D + 1,6 Lr - 0,5L
1,2D - 1,6 Lr + 0,5L
1,2D + 1,6 L - 0,5Lr
Cálculo del área requerida Ag (AISC E):
𝑷𝒖 = ∅𝒄𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝑨𝒈 ∗ 𝑭𝒄𝒓
Ag = área bruta de la sección
Fcr = tensión critica, se tomara el 70% Fy.
Φc = 0,9 (AISC E.1)
𝐹𝑐𝑟 = 0,7 ∗ 2500 = 1750𝐾𝑔
𝑐𝑚2
Pu = 44727 Kg
44727 = 0,9 ∗ 𝐴𝑔 ∗ 1750 Ag = 28,4 cm2
Del catálogo DIPAC escogemos un perfil HEB – 320, características ver en Anexos.
Determinación de los factores de amplificación de efectos (AISC C2):
𝑩𝟏 =𝑪𝒎
𝟏 − 𝜶𝑷𝒓
𝑷𝒆𝟏
≥ 𝟏
Donde:
α = 1 (AISC C2,1.b)
𝑪𝒎 = 𝟎,𝟔 − 𝟎,𝟒𝑴𝟏
𝑴𝟐= 0,6 − 0,4
−1262281
1531118= 0,93
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𝑷𝒓 = 𝑷𝒏𝒕 + 𝑷𝒍𝒕 = 44727 + 0 = 44727 𝐾𝑔
Pnt = fuerza axial, sin desplazamiento lateral.
Plt = fuerza axial por desplazamiento lateral.
𝑷𝒆𝟏 =𝝅𝟐𝑬𝑰𝒄
𝑲𝟏 ∗ 𝑳 𝟐=𝜋2 ∗ 2𝐸6 ∗ 30828
25 ∗ 780 2= 159990 𝐾𝑔
K1 = factor de largo efectivo.
L = luz libre de la columna.
𝐵1 =0,93
1 − 1 ∗44727
159990
= 1,29
𝑴𝒓 = 𝑩𝟏 ∗ 𝑴𝒏𝒕 + 𝑩𝟐 ∗ 𝑴𝒍𝒕 = 1,29 ∗ 1531118 = 1975142 𝐾𝑔. 𝑐𝑚 Mlt = Momento por desplazamiento lateral
Cálculo del factor de largo efectivo para el pandeo por flexión:
Utilizando Nomograma:
𝑮𝑨 =
𝑰𝒄
𝑳𝒄
𝑰𝒗
𝑳𝒗
=
30820
78022524
2440
= 4,28
Para la parte inferior de la columna (en la base de la columna)
GBx = 1, se asume rigidez infinita
Kx = 2,5 del Nomograma (AISC C2.4)
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Chequeo del perfil a carga axial:
Cálculo de la esbeltez x-x:
𝝀𝒙 =𝑲𝒙 ∗ 𝑳𝒙
𝒓𝒙=
2,5 ∗ 780
13,8= 141
Cálculo de la esbeltez y-y:
𝝀𝒚 =𝑲𝒚 ∗ 𝑳𝒚
𝒓𝒚=
2,1 ∗ 620
7,6= 171
Ky = 2,1 (AISC, tabla C2.2)
Ly = 620 cm
ry = 7,6 cm
Cálculo del límite de esbeltez (AISC E3):
𝝀𝒚 = 𝟏𝟕𝟏 > 4,71 2𝐸6
2500= 133,21 𝑂𝑘.
Cálculo de la tensión crítica (caso b):
𝑭𝒄𝒓 = 𝟎,𝟖𝟕𝟕 ∗ 𝑭𝒆
𝑭𝒆 =𝝅𝟐𝑬
𝑲𝑳
𝒓 𝟐 = 675
𝐾𝑔
𝑐𝑚2
Cálculo de la carga última resistente:
𝑷𝒖 = ∅𝒄𝑷𝒏 = 0,9 ∗ 161 ∗ 675 = 85784 𝐾𝑔
Chequeo del perfil a flexión por pandeo lateral (AISC F2.2):
𝑳𝒑 = 𝟏,𝟕𝟔𝒓𝒚 𝑬
𝑭𝒚= 1,76 ∗ 7,6 ∗
2𝐸6
2500= 378 𝑐𝑚
𝑳𝒓 = 𝟏,𝟗𝟓 ∗ 𝒓𝒕𝒔 ∗𝑬
𝟎,𝟕 ∗ 𝟐𝟓𝟎𝟎
𝑱 ∗ 𝑪
𝑺𝒙 ∗ 𝒉𝒐∗ 𝟏 + 𝟏 + 𝟔,𝟕𝟔
𝟎,𝟕 ∗ 𝑭𝒚 ∗ 𝑺𝒙 ∗ 𝒉𝒐
𝑬 ∗ 𝑱 ∗ 𝑪 𝟐
C = 1 (AISC F2.8.a):
rts = 8,5 cm
ho = d – tf = 32 – 2,05 = 29,95 cm
J = 187,5
Sabiendo que: Lr = 1602 cm Lb = 830 cm
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Cálculo del Momento Nominal (AISC F2.2):
Lp = 378 cm < Lb = 830 cm < Lr = 1602 cm
𝑴𝒏 = 𝑪𝒃 𝑴𝒑 − 𝑴𝒑 − 𝟎,𝟕 ∗ 𝑭𝒚 ∗ 𝑺𝒙 𝑳𝒃 − 𝑳𝒑
𝑳𝒓 − 𝑳𝒑 ≤ 𝑴𝒑 𝑬𝒄𝒖.𝑭𝟐.𝟐, 𝒄𝒂𝒔𝒐 𝒃
Mp = Zx * Fy = 2144 * 2500 = 5631300 Kg.cm
Mn = 4628720 Kg.cm <Mp Tomamos Mn
Revisando Momento Resistente:
∅𝑏𝑀𝑛 = 0,9 ∗ 4628720 = 4165848 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
Comprobando con la ecuación de iteración (AISC H1):
𝑷𝒓
𝑷𝒄=
𝑷𝒗
∅𝒄𝑷𝒏=
44727
85784= 0,52 > 0,2
Aplicamos la ecuación H1 1.a
𝑷𝒓
𝑷𝒄+𝟖
𝟗∗
𝑴𝒓𝒙
𝑴𝒄𝒙+𝑴𝒓𝒚
𝑴𝒄𝒚 ≤ 𝟏
Análisis en el plano: 𝑃𝑟
𝑃𝑐+
8
9∗
𝑀𝑟𝑥
𝑀𝑐𝑥 ≤ 1
𝑃𝑟 = 44727 𝐾𝑔
𝑀𝑟𝑥 = 1531118 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
𝑃𝑐 = ∅𝑐𝑃𝑛 = 85784 𝐾𝑔
𝑀𝑐𝑥 = ∅𝑏𝑀𝑛 = 4776383 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
44727
85784+
8
9∗
1975142
4165848 = 0,94 ≤ 1 𝑂𝑘.
REVISIÓN DE LA COLUMNA CONSIDERANDO SISMO:
Combinaciones: envolvente
1,2D –E- 0,5L
1,2D –E+ 0,5L
Determinación de los factores de amplificación de efectos (AISC C2):
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𝑩𝟏 =𝑪𝒎
𝟏 − 𝜶𝑷𝒓
𝑷𝒆𝟏
≥ 𝟏
Donde:
α = 1 (AISC C2,1.b)
𝑪𝒎 = 𝟎,𝟔 − 𝟎,𝟒𝑀1
𝑀2= 0,6 − 0,4
662224
−1071304= 0,84
𝑃𝑟 = 𝑃𝑛𝑡 + 𝐵2 ∗ 𝑃𝑙𝑡
Pnt = fuerza axial, sin desplazamiento lateral.
Plt = fuerza axial por desplazamiento lateral.
𝑷𝒆𝟐 = 𝚺𝝅𝟐𝑬𝑰𝒄
𝑲𝟐 ∗ 𝑳 𝟐= 159990 𝐾𝑔
𝑩𝟐 =𝟏
𝟏 − 𝜶𝚺𝑷𝒏𝒕
𝚺𝑷𝒆𝟐
=1
1 − 1 ∗15194
159990
= 1,1
𝑃𝑟 = 15194 + 1,1 ∗ 255 = 15476
𝑩𝟏 =𝟎,𝟗𝟑
𝟏 − 𝟏 ∗𝟏𝟓𝟒𝟕𝟔
𝟏𝟓𝟗𝟗𝟗𝟎
= 0,93 → 𝐵1 = 1
𝑴𝒓 = 𝑩𝟏 ∗𝑴𝒏𝒕 + 𝑩𝟐 ∗𝑴𝒍𝒕 = 1 ∗ 1071304 + 1,1 ∗ 569811 = 1698096 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
Comprobación de la ecuación de iteración:
𝑷𝒓
𝑷𝒄=
𝑷𝒗
∅𝒄𝑷𝒏=
15476
85784= 0,18 < 0,2
Aplicamos la ecuación H1 1.b
𝑷𝒓
𝟐𝑷𝒄+𝟖
𝟗∗
𝑴𝒓𝒙
𝑴𝒄𝒙+𝑴𝒓𝒚
𝑴𝒄𝒚 ≤ 𝟏
Análisis en el plano: 𝑃𝑟
2𝑃𝑐+
𝑀𝑟𝑥
𝑀𝑐𝑥 ≤ 1 𝑃𝑟 = 15476 𝐾𝑔
𝑀𝑟𝑥 = 1698096 𝐾𝑔. 𝑐𝑚
𝑷𝒄 = ∅𝒄𝑷𝒏 = 85784 𝐾𝑔
𝑴𝒄𝒙 = ∅𝒃𝑴𝒏 = 4776383 𝐾𝑔. 𝑐𝑚 15476
2 ∗ 85784+
1698096
4776383 = 0,44 ≤ 1 𝑂𝑘.
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CHEQUEO DE LOS COMPONENTES DEL PERFIL:
Esbeltez del patín (AISC, tabla B 4.1, caso 3):
𝝀𝒂𝒍𝒂 =𝒃𝒇
𝟐𝒕𝒇= 7,3 < 0,56
2𝐸6
2500= 15,8 𝑂𝑘.
Esbeltez del alma (caso 10):
𝝀𝒂𝒍𝒎𝒂 =𝒉
𝒕𝒘=𝒅 − 𝟐 𝒕𝒇 + 𝑹
𝒕𝒘= 19,6 < 1,49
2𝐸6
2500= 42,1 𝑂𝑘.
Chequeo del perfil a corte (AISC G1, G2.1):
𝜆𝑎𝑙𝑚𝑎 = 19,6 < 2,24 2𝐸6
2500= 63,4 𝑂𝑘.
𝑨𝒘 = 𝒅 ∗ 𝒕𝒘 = 32 ∗ 1,15 = 36,8 𝑐𝑚2
Cortante resistente:
𝑽𝒖𝒙 ≤ ∅𝒗𝑽𝒏
𝑉𝑢𝑥 = 29399 𝐾𝑔
∅𝒗𝑽𝒏 = ∅𝒗 ∗ 𝟎,𝟔 ∗ 𝑭𝒚 ∗ 𝑨𝒘 ∗ 𝑪𝒗 = 55200 𝐾𝑔
𝑉𝑢𝑥 = 29399 𝑂𝑘.≤ ∅𝑣𝑉𝑛 = 55200 𝐾𝑔 𝑂𝑘.
Revisión del alma a compresión directa (AISC k3b):
Los mismos que son proporcionados por los cordones de la viga de cubierta.
Cordón Inferior (Elemento 1 – 3):
Fmax = + 3200 Kg
Fmin = -30195 Kg.
1. 𝟎,𝟐𝟓 <𝑩𝒑
𝑩=
𝑻
𝒅= 𝟎,𝟕 < 1
2. 𝑩
𝒕=
𝒅
𝒕𝒘= 𝟐𝟕,𝟖 ≤ 𝟑𝟓
Se aplica AISC K3b.c, K6
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Fluencia en el alma:
Ecuación K1-4, K1-11:
∅𝑹𝒏 ≥ 𝑹𝒖 = 30195 𝐾𝑔 𝑐𝑎𝑟𝑔𝑎 𝑝𝑢𝑛𝑡𝑢𝑎𝑙, 𝑟𝑒𝑎𝑐𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑎𝑝𝑜𝑦𝑜 ∅𝑹𝒏 = ∅ 𝟐,𝟓𝑲 + 𝑵 𝒕𝒘 ∗ 𝑭𝒚 𝑽𝒊𝒏𝒏𝒂𝒌𝒐𝒕𝒂 𝟗.𝟗.𝟏
𝐾 =𝑑 − 𝑇
2= 4,75 𝑐𝑚
N = espesor del perfil C 300x80x4mm
𝑁 = 0,4 𝑐𝑚
∅𝑅𝑛 = 35291 𝐾𝑔 > 𝑅𝑢 𝑂𝑘.
Aplastamiento en el alma:
Ecuación K 1-12:
∅𝑹𝒏 = 𝟎,𝟕𝟓 ∗ 𝟎,𝟖 ∗ 𝒕𝒘𝟐 𝟏 +𝟔𝑵
𝒅 𝒕𝒘
𝒕𝒇
𝟏,𝟓
𝑬𝑭𝒚𝒕𝒇
𝒕𝒘= 79691 𝐾𝑔 > 𝑅𝑢 𝑂𝑘.
No requiere atiezador para el alma de la columna.
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3.3. DISEÑO DE LAS CONEXIONES.
3.3.1. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS
E2.4 Soldaduras de filete
Las soldaduras de filete cubiertas por esta Especificaciones se aplican a la soldadura de
uniones en cualquier posición, ya sea:
(a) Plancha a plancha
(b) Plancha a un miembro de acero de mayor espesor.
La resistencia nominal al corte, Pn, de una soldadura de filete se debe determinar de la
siguiente manera:
Para carga longitudinal:
Para L/t < 25:
Φ=0,60 (LRFD)
Para L/t ≥25:
Pn =0,75tLFu
Φ=0,55(LRFD)
(b) Para carga transversal:
Pn = t*L*Fu
Φ=0,60(LRFD)
Donde:
t = valor menor entre t1 ó t2, Figuras E2.4A y E2.4B
Además, para t > 0,150 in. (3,81 mm) la resistencia nominal determinada
anteriormente no debe superar el siguiente valor de Pn:
Pn =0,75tw L*Fu
Φ=0,60(LRFD)
Donde
Pn = Resistencia nominal al corte de una soldadura de Filete
L = Longitud de la soldadura de filete
tw = Garganta efectiva = 0,707w1 ó 0,707w2, cualquiera sea el que resulte
menor. Estará permitida una mayor garganta efectiva si las mediciones muestran
que con el procedimiento de soldadura a utilizar se obtienen mayores valores de
tw de manera consistente.
w1 y w2 = cantos de la soldadura (ver Figuras E2.4 y E2.4B). En las uniones
solapadas w1 ≤ t1.
Fu y Fxx se definen en la Sección E2.2.1.
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3.3.2. ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS:
J 2. SOLDADURAS
En estas especificaciones, se aplican todas las disposiciones de la AWS D1.1, con la
excepción de las secciones de la AISC enumeradas a continuación, que aplican en vez
de las disposiciones AWS citadas:
1. Sección J1.6 en vez de la sección 5.17.1, AWS D1.1
2. Sección J2.2 en vez de la sección 2.3.2, AWS D1.1
3. Tabla J2.2, en vez de la tabla 2.1, AWS D1.1
4. Tabla J2.5, en vez de la tabla 2.3, AWS D1.1
5. Tabla A-3.1 del Anexo 3, en vez de la tabla 2.4, AWS D1.1
6. Sección B3.9 y el Anexo 3, en vez de la parte C, sección 2, AWS D1.1
7. Sección M2.2, en vez de las secciones 5.15.4.3 y 5.15.4.4, AWS D1.1
1. Soldaduras a Tope.
a. Área Efectiva.
Se debe considerar el área efectiva de las soldaduras de tope como la longitud de la
soldadura por el espesor de la garganta efectiva.
El espesor de la garganta efectiva de una soldadura de tope con junta de penetración
completa (CJP) debe ser el espesor de la parte más delgada conectada.
El tamaño de la soldadura efectiva para soldaduras de tope con bisel convexo, cuando se
llena al nivel de la superficie de una barra redonda, del doblez de 90 ° en una sección
conformada, o en tubo rectangular, debe ser como se muestra en la tabla J2.2 a no ser
que otras gargantas efectivas sean demostradas por ensayos. El tamaño efectivo de las
soldaduras de tope con bisel convexo no llenado a ras deben ser como se muestra en la
tabla J2.2, menos la mayor dimensión perpendicular medida desde la línea de nivelado
de la superficie del metal base hasta la superficie de soldadura.
Se permiten espesores de garganta efectiva mayores que los mostrados en la tabla J2.2
siempre que el fabricante pueda establecer por calificación la producción consistente de
tales espesores mayores de garganta efectiva
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3.3.3. DISEÑO NUDO EN LA VIGA DE CUBIERTA
Suelda placa – diagonal:
Del diseño de las diagonales tenemos q para un perfil L 75x75x3mm, As = 4,35 cm2
𝑷𝒖𝑳 = ∅𝒕𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝑭𝒚 ∗ 𝑨𝒈 ∅𝒕 = 𝟎,𝟗 𝑨𝑰𝑺𝑪 𝑫𝟐.𝒂
𝑃𝑢𝐿 = 0,9 ∗ 2500 ∗ 4,35 = 9788 𝐾𝑔
𝑷𝒖𝒘𝟏 =𝑷𝒖𝑳 ∗ 𝟓,𝟒𝟗
𝟕,𝟓= 7165 𝐾𝑔
𝑷𝒖𝒘𝟐 = 𝑷𝒖𝑳 − 𝑷𝒖𝒘𝟏 = 9788 − 7165 = 2623 𝐾𝑔
Cálculo de las longitudes de sueldas mínimas necesarias (AISC E2.4.a,b):
𝑷𝒖 ≥ 𝟎,𝟕𝟓 ∗ 𝑷𝒏 𝑷𝒏 = ∅𝒗 ∗ 𝑭𝒙𝒙 ∗ 𝑨𝒘 𝑨𝒘 = 𝟎,𝟕𝟎𝟕 ∗ 𝒉𝒘 ∗ 𝚺𝑳𝒘
𝒉𝒘 ≤ 𝒆𝒑𝒍𝒂𝒄𝒂 = 𝟑𝒎𝒎 𝑭𝒙𝒙 = 𝟓𝟎𝟎𝟎𝑲𝒈
𝒄𝒎𝟐 𝒔𝒖𝒆𝒍𝒅𝒂 𝑬𝟕𝟎
∅𝒗 = 𝟎,𝟓𝟓 𝒍𝒐𝒏𝒈𝒊𝒕𝒖𝒅𝒊𝒏𝒂𝒍 ∅𝒗 = 𝟎,𝟔𝟓 (𝒕𝒓𝒂𝒏𝒔𝒗𝒆𝒓𝒔𝒂𝒍)
Se tomara un promedio:
∅𝒗 = 𝟎,𝟔𝟎
𝐿𝑤1 =7165
0,75 ∗ 0,6 ∗ 5000 ∗ 0,707 ∗ 0,3≥ 15,01 𝑐𝑚
𝐿𝑤2 =2623
0,75 ∗ 0,6 ∗ 5000 ∗ 0,707 ∗ 0,3≥ 5,5 𝑐𝑚
Suelda de filete longitud nunca menor a lo especificado con hw = 0,3 cm (ancho de la
placa de diagonal.
En la parte frontal del perfil prolongar la suelda una longitud =1 cm ≥ 2*hw; con remate
según especificación (AISC J2.2.b)
Diseño de placa:
Efecto Traccionante = Fy = 11871 Kg
Efecto cortante = Fx = 44451 Kg
FUERZAS (Kg)
BARRAS MAXIMAS MINIMAS
2 – 3 + 32230 + 1551
3 – 4 - 92 -1310
3 - 5 -678 - 19100
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𝑭𝒆𝒒𝒒 = 𝒇𝒕𝟐 + 𝒇𝒗𝟐 ≤ 𝑭𝒚 𝑬𝒄.𝟏𝟐.𝟏𝟎.𝟐 𝑽𝒊𝒏𝒏𝒂𝒌𝒐𝒕𝒂
AISC D.2 tracción, G2 Corte.
Feqq = tensión equivalente
ft = tensión de la placa a tracción
fv = tensión de la placa a corte
Fy = 2500 Kg/cm2
𝑭𝒚𝒗 = 𝑷𝒖 = ∅𝒕𝑷𝒏 𝑷𝒏 = 𝒇𝒕 ∗ 𝑨𝒈
Valores determinados geométricamente de acuerdo a la necesidad de la soldadura en las
diagonales L:
Ag = tp * B
B = 54 cm
∅𝑡 = 0,9
𝑭𝒚𝒗 = ∅𝒕 ∗ 𝒇𝒕 ∗ 𝒕𝒑 ∗ 𝑩
11871 = 0,9 ∗ 𝑓𝑡 ∗ 𝑡𝑝 ∗ 54
Se obtuvo luego de las iteraciones:
ft = 407 Kg/cm2, tp = 0,6 cm
𝑭𝒙 = 𝑽𝒖 = ∅𝒗𝑽𝒏
Asumiendo:
𝐵
𝑡𝑝< 2,24
2𝐸6
2500= 63,4
∅𝒗 = 𝟏 Cv =1 (LRFD)
𝑽𝒏 = 𝟎,𝟔 ∗ 𝒇𝒗 ∗ 𝑨𝒘 ∗ 𝑪𝒗 𝑨𝒘 = 𝒕𝒑 ∗ 𝑩
44451 = 1 ∗ 0,6 ∗ 𝑓𝑣 ∗ 0,6 ∗ 54 ∗ 1
fv = 2287 Kg/cm2
Comprobando la ecuación de iteración:
𝑭𝒆𝒒𝒒 = 𝟒𝟎𝟕𝟐 + 𝟐𝟐𝟖𝟕𝟐 = 𝟐𝟑𝟐𝟑 ≤ 𝟐𝟓𝟎𝟎𝑲𝒈
𝒄𝒎𝟐 𝑶𝑲.
Suelda placa – correa:
𝐹𝑒𝑞𝑞 = 𝑓𝑡2 + 𝑓𝑣2 ≤ 𝐹𝑥𝑥 𝐸𝑐. 12.10.2 𝑉𝑖𝑛𝑛𝑎𝑘𝑜𝑡𝑎
Fxx = 5000 Kg/cm2 (Suelda E70)
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UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
Para carga longitudinal considerando (L / t) > 25 (AISI E2.4.a)
𝑷𝒖 = ∅𝒗 ∗ 𝑷𝒏 ∅𝒗 = 𝟎,𝟓
𝑃𝑛 = 0,75 ∗ 𝑡𝑐 ∗ 𝑓𝑣 ∗ Σ𝐿𝑤
tc = espesor del canal.
44451 = 0,5 ∗ 0,75 ∗ 0,4 ∗ 60 ∗ 𝑓𝑣
fv = 4939 kg/cm2
Para carga transversal (AISI E2.4.b):
𝑷𝒖 = 𝑭𝒚 = ∅𝒗 ∗ 𝑷𝒏 ∅𝒗 = 𝟎,𝟔𝟓 𝑷𝒏 = 𝒕𝒄 ∗ 𝒇𝒕 ∗ 𝚺𝑳𝒘
11871 = 0,65 ∗ 0,4 ∗ 60 ∗ 𝑓𝑣
ft = 761 Kg/cm2
Comprobando la ecuación de iteración:
𝑭𝒆𝒒𝒒 = 𝟕𝟔𝟏𝟐 + 𝟒𝟗𝟑𝟗𝟐 = 4997 ≤ 5000𝐾𝑔
𝑐𝑚2 𝑂𝐾
Nota: se hará 2 líneas de suelda cada una de 30 cm de largo con hw = 0,4 cm una sola
pasada.
3.3.4. DISEÑO CONEXIÓN COLUMNA-VIGA DE CUBIERTA:
Nudo inferior = 1
Nudo superior = 2
FUERZAS (Kg)
BARRAS MAXIMAS MINIMAS
1 – 3 + 3200 -330195
2 – 3 +3220 +1550
4 - 4 + 6050 - 9285
Diseño de la suelda:
AISC D.2 tracción, G2 Corte.
Del diseño de la suelda nudo 2, placa – correa superior:
L1 = L2 =30 cm, ambos lados de la placa con hw = 0,4 cm una sola pasada.
Nudo 1:
Un solo cordón de suelda:
En la parte interna en las alas de la correa.
En la parte externa en el alma de la correa.
92
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hw = 0,4 cm una sola pasada.
En este subcapítulo la parte predominante para nosotros es la parte constructiva ya que
se determinó el cordón necesario para la placa y la suelda en el cordón inferior ya que
este elemento esta menos exigido a tracción.
Nota: el alma de las correas se soldaran al ala de la columna para rigidizar esta última y
evitar la necesidad de rigidizadores.
3.3.5. DISEÑO DE PLACA BASE DE COLUMNA.
CARGAS PARA EL DISEÑO:
Carga Axial = P = 44727 Kg
Momento Negativo = M = -1261281 Kg.cm
Reacción horizontal en el apoyo = 4099 Kg
Columna (Perfil HEB 320):
Calculo de la distribución de tensiones en la placa:
I
yM
A
P *
Sección base hormigón = 45 x 45 cm
Sección de la placa = 43 x 34 cm
12
43*34
5,21*1261281
34*43
447273
σ1 = + 89,80 Kg/cm2
σ2 = - 151 Kg/cm2
CALCULAMOS LA TENSIÓN EN EL BORDE DEL PATÍN DE LA COLUMNA:
Por medio de triángulos semejantes calculamos la tensión que se da en la placa bajo el
patín de la columna:
σ = 137 Kg/cm2
Se considera como la parte más desfavorable la placa que está en volado, se obtendrá el
momento actuante y el cortante considerando como una viga empotrada:
93
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Mu = 2213 Kg.cm / cm de placa
Vu = 792 Kg / cm de placa
DETERMINACIÓN DEL ESPESOR DE LA PLACA:
McCormac; Apéndice E
Fy
Mut
b
*6
Fy = 2500 Kg/cm2 (Acero A36)
Φb = 0,9 (LRFD)
t ≥ 2,42 cm
El espesor demasiado grande, por lo que procederemos a rigidizar la plancha de la
siguiente manera:
No hay planchas en el mercado de este espesor.
Diseñaremos planchas rigidizadoras (que se colocaran entre cada perno) como
vigas que en conjunto con la plancha base darán como resultado una viga T.
La plancha base será de 1 centímetro de espesor.
El espesor del rigidizador será de 6 mm, tiene 5,5 cm de alto y 3,5 cm de largo.
Los cálculos se detallan a continuación:
Ancho tributaria = 6,2 cm
M = 2213*6,2 = 13720,6 Kg.cm
Mu = Φb *Sx * Fy
Donde:
Sx ≥ 6,1 cm3
S.placacompuesta = 6,4 cm3 > Sx
DISEÑO DE LA SUELDA:
Todos los valores que se calcularan a continuación son valores lineales.
31725816*3012
25*2 2
3
cmIxl
17258
16*1261281
105
44727*
I
yM
A
P
94
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σ1 = + 743 Kg/cm2
σ2 = - 1595 Kg/cm2
ΣLw = 2*22,5 = 45 cm
Al = 2 (22,5 + 30) = 105 cm
cmKgLw
Vu/91
45
4099
cmKgf /74991743 2222
Fwhwfu **707,0*6,0*
Fw = 5000 Kg/cm2 (Suelda E70).
5000**707,0*6,0*75,0749 hw
hw ≥ 0,47 cm.
Adoptamos hw = 0,5 cm una sola pasada.
ANCLAJE DE LA PLACA:
Se usara varillas corrugadas, Fy = 4200 Kg/cm2.
Colocando las varillas separadas 36 cm, tenemos:
F = M / d = 1261281 / 38 = 33192 Kg
Colocando 5 varillas tenemos:
280,25*4200*75,0*75,0
33192
*75,0*cm
Fy
FAperno
4
* 2dA
d = 1,88 mm
Asumimos varillas de 24 mm, debido a que se reducirán cuando se le saque la rosca.
Separación entre varillas = 34 – 4 – 5(2,4) / 4 = 4,5 cm (grupo centrado en placa).
95
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Determinación de longitud de trazo de rosca:
Sabiendo del cálculo anterior:
T = F / 5 = 6638 Kg. (tensión en cada varilla)
Vu ≥ Φv * Vn = 0,6*Fy*Aw
Fy = 4200 Kg/cm2
Φv = 0,6
Aw = h * * Φr
Donde:
h = longitud de rosca gruesa
Φr = diámetro interior de rosca
Φr = Φv – 2 * 1,4 = 2,4 – 2 * 0,4 = 1,6 cm
6638 ≤ 0,6*h**1,6*4200
h ≥ 0,55 cm
Asumimos h = 1 cm.
Tuercas ancho = 1 cm.
NOTA.- Por detalle constructivo la placa se aumentara 3cm a c/lado en su longitud
mayor.
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CONCLUSIONES:
Mediante el análisis y diseño LRFD, se obtuvieron las dimensiones óptimas de
todos los elementos que conforman la nave, utilizando así únicamente el acero
necesario y por consiguiente logrando que la estructura sea económica y
resistente a todas las cargas que actúan en la misma.
Para todos los casos, tanto en diseño de uniones y de elementos, se respetaron
las especificaciones AISI en la Viga de Cubierta y la AISC en los demás
elementos.
Cada miembro estructural está analizado y diseñado independientemente bajo
consideraciones particulares para cada uno, tanto de carga como de diseño.
Se ha modelado la estructura mediante el uso del programa computacional
SAP2000 y se han verificado los resultados con los diseños manuales mediante
la comparación de los mismos.
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RECOMENDACIONES:
Realizar otro tipo de configuración para la armadura de cubierta, según el
propósito que tenga la Nave Industrial.
Buscar materiales (perfiles, pernos, suelda, etc) disponibles en el medio para
diseñar cualquier estructura en base a las características y propiedades físico
mecánicas de tales materiales.
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BIBLIOGRAFIA:
American Iron and Steel Institute / AISI 2001
American Institute of Steel Construction (AISC 2005)
C.E.C Código Ecuatoriano de la Construcción, Requisitos de Diseño 2001
Norma Española NBE-AE-88
McCormac, J. Diseño de Estructuras de Acero. Método LRFD. 2da
Edición. 2002
Vinnakota, Diseño de Estructuras Metálicas por el Método LRFD.
Singer, Resistencia de Materiales.
Notas de Clase
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SIMBOLOGÍA:
A: Superficie total no reducida de la sección transversal del miembro
Ae: Superficie efectiva a la tensión Fn
An: Superficie neta de la sección transversal
AS: Superficie reducida del rigidizador
A’S: Superficie efectiva del rigidizador
b: Ancho Efectivo
be: Ancho de cálculo efectivo de un elemento o subelemento
β: Angulo de inclinación de la carga
C: Cohesión del suelo
C1, C2: Coeficientes definidos en la Figura B4-2
Df: Profundidad de la cimentación
ds: Ancho efectivo reducido del rigidizador
d’s: Ancho efectivo del rigidizador
E: Modulo de elasticidad longitudinal
f: Tensión en el elemento comprimido calculada en base al ancho de
cálculo efectivo
f1, f2: Tensiones calculadas en base a la sección efectiva
Fe: La menor de las tensiones de pandeo elástico flexional, torsional y
torsional flexional
Fu: Resistencia a la tracción
Fxx: Denominación del nivel de resistencia en la clasificación de
electrodos AWS
Fy: Tensión de fluencia
Fcs, Fqs, Fγs: factores de forma
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Fcd, Fqd, Fγd: factores de profundidad
Fci, Fqi, Fγi: factores de inclinación de la carga
h: Profundidad de la porción plana del alma medida a lo largo del plano del
alma
Ia: Momento de inercia adecuado del rigidizador Is: Momento de inercia de
la sección total del rigidizador respecto a su propio eje baricéntrico paralelo
al elemento a rigidizar
Iyc: Momento de inercia de la porción comprimida de una sección respecto
al eje baricéntrico de la totalidad de la sección paralelo al alma, utilizando
la sección total no reducida
K: Coeficiente de pandeo de placas
K: Factor de longitud efectiva
Kv: Coeficiente de pandeo por corte
L: Longitud no arriostrada del miembro
L: Longitud de la soldadura de filete
Mc: Momento crítico
Mn: La resistencia nominal a la flexión
Mnxo: Resistencia nominal a la flexión respecto al eje x baricéntrico
My: Momento que provoca la fluencia inicial en la fibra comprimida
extrema de la totalidad de la sección.
Nc, Nq, Nγ: Factores de capacidad de carga
Pn: La resistencia axial nominal.
q: Df . γ
r: Radio de giro de la sección transversal total no reducida
Sc: Modulo elástico de la sección efectiva calculado para una tensión
Mc/Sf en la fibra extrema comprimida
Se: Modulo elástico de la sección efectiva calculado con la fibra extrema
comprimida o traccionada a Fy
101
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Sf: Modulo elástico de la sección total, no reducida, calculada para la fibra
extrema comprimida
t: Espesor de los elementos rigidizados uniformemente comprimidos
Tn: Resistencia nominal del miembro cuando está traccionado
tw: Garganta efectiva
Vc: Cortante en el concreto
Vn: Resistencia nominal al corte cuando solo existe el corte
Vu: Resistencia al corte requerida
w: Ancho Plano
λ: Factor de Esbeltez
γ: Peso especifico del suelo
φb: Factor de resistencia para resistencia a la flexión
φv: Factor de resistencia para corte
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ANEXO 1
CATALOGO DIPAC
103
6 PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuador www.dipacmanta.com
B
A
Y
XY ee
V
VEspecificaciones Generales
Norma INEN 1 623: 2000
Otras calidades Previa consulta
Largo normal 6,00 m
Otros largos Previa consulta
Espesores Desde 1,5 hasta 12 mm
Acabado Natural
Otro acabado Previa consulta
EJE U-U EJE V-VI W i X=Y i i
mm mm mm Kg Kg cm2 cm4 cm3 cm cm cm cm
25 25 2 4.38 0.73 0.93 0.57 0.32 0.78 0.72 0.99 0.4725 25 3 6.36 1.06 1.35 0.79 0.44 0.76 0.77 0.98 0.4430 30 2 5.34 0.89 1.13 1.00 0.46 0.94 0.84 1.20 0.5830 30 3 7.80 1.30 1.65 1.41 0.67 0.92 0.89 1.18 0.5530 30 4 10.08 1.68 2.14 1.80 0.88 0.92 0.94 1.17 0.5240 40 2 7.20 1.20 1.53 2.44 0.84 1.26 1.09 1.61 0.7840 40 3 10.62 1.77 2.25 3.50 1.22 1.25 1.14 1.59 0.7640 40 4 13.86 2.31 2.94 4.46 1.58 1.23 1.19 1.58 0.7840 40 5 19.62 2.82 3.59 5.31 1.91 1.22 1.23 0.73 0.7350 50 2 9.12 1.52 1.93 4.86 1.33 1.58 1.34 2.01 0.9850 50 3 13.44 2.24 2.85 7.03 1.95 1.57 1.39 2.00 0.9650 50 4 17.64 2.94 3.74 9.04 2.53 1.56 1.43 1.98 0.9450 50 5 21.60 3.60 4.59 10.88 3.09 1.54 1.48 1.97 0.9350 50 6 25.92 4.32 5.40 12.57 3.62 1.53 1.53 1.96 0.9060 60 3 16.26 2.71 3.45 12.37 2.84 1.89 1.64 2.41 1.1660 60 4 21.36 3.56 4.54 16.00 3.71 1.88 1.68 2.39 1.1560 60 5 26.34 4.39 5.59 19.40 4.54 1.86 1.73 2.38 1.1360 60 6 31.68 5.28 6.60 22.56 5.35 1.85 1.78 2.37 1.1160 60 8 41.04 6.84 8.55 28.21 6.85 1.82 1.88 2.34 1.0575 75 3 19.56 3.26 4.35 24.60 4.48 2.38 2.01 3.02 1.4875 75 4 27.06 4.51 5.74 32.02 5.88 2.36 2.06 3.00 1.4575 75 5 33.42 5.57 7.09 39.08 7.25 2.35 2.11 2.99 1.4375 75 6 40.32 6.72 8.40 45.76 8.57 2.33 2.16 2.97 1.4075 75 8 52.56 8.76 10.95 58.03 11.05 2.30 1.25 2.95 1.3775 75 10 64.92 10.82 13.36 68.89 13.38 2.27 2.35 2.92 1.3280 80 4 28.92 4.82 6.14 39.10 6.72 2.52 2.18 3.21 1.5680 80 5 35.76 5.96 7.59 47.79 8.28 2.51 2.23 3.20 1.5480 80 6 43.20 7.20 9.00 56.05 9.80 2.49 2.28 3.18 1.5180 80 8 56.40 9.40 11.75 71.32 12.67 2.46 2.37 3.16 1.4680 80 10 68.94 11.49 14.36 84.94 15.36 2.43 2.47 3.13 1.4380 80 12 81.78 13.63 16.83 97.05 17.87 2.40 2.57 3.10 1.38
DIMENSIONES PESOSEJE X-X = EJE Y-Y
A B e 6metros
1metro SECCION
También en galvanizado e inoxidable - Medidas Especiales Bajo Pedido.
PERFILES ESTRUCTURALESANGULOS "L" DOBLADO
ANGU
LOS "
L" DO
BLAD
O
104
8 PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuador www.dipacmanta.com
PERFILES IMPORTADOSANGULOS
ANGU
LOS
Especificaciones GeneralesCalidad ASTM A 36 SAE 1008
Otras calidades Previa Consulta
Largo normal 6,00 m
Otros largos Previa Consulta
Acabado Natural
Otro acabado Previa Consulta
a
a
e
Y
Y
XX
DIMENSIONES PESO AREA DIMENSIONES PESO AREADENOMINACION mm
a e kg/m kg/6m cm2
AL 20X2 20 2 0.60 3.62 0.76AL 20X3 20 3 0.87 5.27 1.11AL 25X2 25 2 0.75 4.56 0.96AL 25X3 25 3 1.11 6.68 1.41AL 25X4 25 4 1.45 8.75 1.84AL 30X3 30 3 1.36 8.13 1.71AL 30X4 30 4 1.77 10.63 2.24AL 40X3 40 3 1.81 11.00 2.31AL 40X4 40 4 2.39 14.34 3.04AL 40X6 40 6 3.49 21.34 4.44AL 50X3 50 3 2.29 13.85 2.91AL 50X4 50 4 3.02 18.33 3.84AL 50X6 50 6 4.43 26.58 5.64AL 60X6 60 6 5.37 32.54 6.84AL 60X8 60 8 7.09 42.54 9.03AL 65X6 65 6 5.84 35.25 7.44AL 70X6 70 6 6.32 38.28 8.05AL 75X6 75 6 6.78 40.65 8.64AL 75X8 75 8 8.92 54.18 11.36AL 80X8 80 8 9.14 11.60 11.60AL 100X6 100 6 9.14 56.95 11.64AL 100X8 100 8 12.06 74.05 15.36AL 100X10 100 10 15.04 90.21 19.15AL 100X12 100 12 18.26 109.54 22.56
También en galvanizado e inoxidable
105
10 PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuador www.dipacmanta.com
PERFILES LAMINADOS HEB
HEB
Especificaciones Generales
Calidad ASTM A 36
Otras calidades Previa Consulta
Largo normal 6,00m y 12,00m
Otros largos Previa Consulta
Acabado Natural
Otro acabado Previa Consulta
DIMENSIONES SECCION PESOS TIPOS
DENOMINACIONDENOMINACIONhh bb ss tt rr Ix Ix IyIy WxWx WyWy
mmmm mmmm mmmm mmmm mmmm cm2cm2 Kg/mtKg/mt cm4cm4 cm4cm4 cm3cm3 cm3cm3
HEB 100HEB 100 100100 100100 6.006.00 10.0010.00 1212 26.0026.00 20.4020.40 450450 167167 8989 33.5033.50HEB 120HEB 120 120120 120120 6.506.50 11.0011.00 1212 34.0034.00 26.7026.70 864864 318318 144144 52.9052.90HEB 140HEB 140 140140 140140 7.007.00 12.0012.00 1212 43.0043.00 33.7033.70 15101510 550550 216216 78.5078.50HEB 160HEB 160 160160 160160 8.008.00 13.0013.00 1515 54.3054.30 42.6042.60 24902490 889889 311311 111.00111.00HEB 180HEB 180 180180 180180 8.508.50 14.0014.00 1515 65.3065.30 51.2051.20 38303830 13601360 426426 151.00151.00HEB 200HEB 200 200200 200200 9.009.00 15.0015.00 1818 78.1078.10 61.3061.30 57005700 20002000 570570 200.00200.00HEB 220HEB 220 220220 220220 9.509.50 16.0016.00 1818 91.0091.00 71.5071.50 80908090 28402840 736736 258.00258.00HEB 240HEB 240 240240 240240 10.0010.00 17.0017.00 2121 106.00106.00 83.2083.20 1126011260 39203920 938938 327.00327.00HEB 260HEB 260 260260 260260 10.0010.00 17.5017.50 2424 118.00118.00 93.0093.00 1492014920 51305130 11501150 395.00395.00HEB 280HEB 280 280280 280280 10.5010.50 18.0018.00 2424 131.00131.00 103.00103.00 1927019270 65906590 13801380 471.00471.00HEB 300HEB 300 300300 300300 11.0011.00 19.0019.00 2727 149.00149.00 117.00117.00 2517025170 85608560 16801680 571.00571.00HEB 320HEB 320 320320 300300 11.5011.50 20.5020.50 2727 161.00161.00 127.00127.00 3082030820 92409240 19301930 616.00616.00
h
b
s
r
Y Y
XX
106
150 80 12 157.80 26.30 32.47 1012.95 135.06 5.59 189.27 35.31 2.41 2.64
También en galvanizado e inoxidable3
l W I l W I xmm mm mm kg kg cm2 cm4 cm3 cm cm4 cm3 cm cm
DIMENSIONES PESOS
SECCION
TIPOS
A B e 6metros 1 metroEJE X-X EJE Y-Y
200 50 2 27.66 4.61 5.87 316.00 31.60 7.34 11.80 2.88 1.42 0.92200 50 3 40.98 6.83 8.70 462.00 46.20 7.29 17.10 4.23 1.40 0.96200 50 4 54.06 9.01 11.50 600.00 60.00 7.23 22.10 5.52 1.39 1.00200 50 5 66.60 11.10 14.20 729.00 72.90 7.17 26.70 6.75 1.37 1.05200 50 6 80.70 13.45 16.81 850.82 85.08 7.11 31.18 7.97 1.36 1.09200 60 5 71.46 11.91 15.18 853.31 85.33 7.50 45.29 9.72 1.73 1.34200 60 6 86.52 14.42 18.01 963.76 96.37 7.31 53.04 11.50 1.71 1.39200 60 8 112.80 18.80 23.50 1218.58 121.85 7.20 66.96 14.96 1.68 1.53200 80 6 96.04 16.34 20.42 1189.65 118.96 7.63 120.77 20.61 2.43 2.14200 80 8 128.10 21.35 26.69 1513.67 151.36 7.53 153.94 26.27 2.40 2.14200 80 10 156.96 26.16 32.71 1303.27 180.32 7.42 183.91 31.87 2.37 2.23200 80 12 186.96 31.16 38.47 2060.24 206.02 7.32 210.38 37.04 2.34 2.32200 100 6 109.56 18.26 22.82 1415.55 141.55 7.87 225.25 31.19 3.14 2.78200 100 8 143.46 23.91 29.89 1808.75 180.87 7.77 289.60 40.61 3.11 2.87200 100 10 176.16 29.36 36.71 2164.60 216.46 7.67 348.64 49.59 3.08 2.97200 100 12 210.30 35.05 43.28 2484.70 284.47 7.58 420.78 60.72 3.12 3.07250 60 3 50.82 8.47 10.80 894.47 71.56 9.10 30.27 6.18 1.67 1.10250 60 4 76.20 11.20 14.27 1166.90 93.35 9.04 39.31 8.09 1.66 1.14250 60 5 83.22 13.87 17.68 1426.75 114.14 8.98 47.85 9.95 1.65 1.19250 60 6 102.12 17.02 21.02 1674.23 133.94 8.92 55.89 11.72 1.63 1.23250 60 8 133.50 22.25 27.48 2132.71 170.62 8.81 70.52 15.07 1.60 1.32250 80 6 112.44 18.74 23.42 203.09 162.48 9.31 128.98 21.28 2.34 1.82250 80 8 147.30 24.55 30.69 2600.80 208.06 9.20 164.65 27.03 2.31 1.91250 80 10 180.96 30.16 37.71 3119.15 249.53 9.67 197.30 32.88 2.28 2.00250 80 12 216.12 36.02 44.47 3588.54 287.07 9.57 225.78 38.20 2.25 2.09250 100 6 123.96 20.66 25.82 2388.38 191.07 9.46 241.61 32.17 3.05 2.49250 100 8 162.66 27.11 33.89 3069.49 245.55 11.06 311.36 41.96 3.03 2.58250 100 10 200.16 33.36 41.71 3695.48 295.64 11.00 375.84 51.27 3.00 2.67250 100 12 239.46 39.91 49.27 4268.34 341.47 10.94 450.31 62.28 3.02 2.77250 120 10 222.12 37.02 45.71 4271.77 341.74 10.71 629.61 73.21 3.71 3.40250 120 12 262.74 43.79 54.07 4947.99 395.84 10.60 732.59 86.09 3.68 3.49300 80 4 84.12 14.02 17.87 2186.18 145.75 11.20 93.35 14.50 2.29 1.56300 80 5 104.46 17.41 22.18 2685.33 179.02 11.09 114.40 17.90 2.27 1.61300 80 6 126.84 21.14 26.42 3165.24 211.01 11.00 134.55 21.19 2.26 1.65300 80 8 166.50 27.75 34.69 4071.64 271.44 10.94 172.94 27.62 2.23 1.74300 80 10 205.02 34.17 42.71 4906.43 327.09 10.83 207.65 33.60 2.20 1.82300 80 12 245.28 40.88 50.47 5672.90 378.19 10.71 237.51 39.00 2.17 1.91300 100 6 138.36 23.06 28.82 3683.91 245.59 10.60 254.58 32.89 2.97 2.26300 100 8 181.86 30.31 37.89 4753.93 316.92 11.30 328.58 42.95 2.94 2.35300 100 10 224.16 37.36 46.71 5747.76 383.18 11.20 397.3 52.55 2.91 2.44300 100 12 268.68 44.78 55.30 6670.00 445.00 11.09 459.00 61.50 2.88 2.53300 120 10 246.42 41.07 50.71 6589.61 439.31 10.87 667.52 75.09 3.63 3.11300 120 12 291.90 48.65 60.07 7663.55 510.90 11.40 777.84 88.49 3.60 3.21300 150 10 275.58 45.93 56.71 7851.11 523.41 11.19 1250.73 115.92 4.70 4.21300 150 12 326.88 54.48 67.27 9156.55 610.44 11.77 1464.63 137.01 4.67 4.31
Continuación del cuadro anterior
3PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuadorwww.dipacmanta.com
CANA
LES
"U"
107
PERF
ILES
14 PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuador www.dipacmanta.com
PERFILES LAMINADOS
Especificaciones Generales
Calidad ASTM A 36
Otras calidades Previa Consulta
Largo normal 6,00 m.
Otros largos Previa Consulta
Acabado Natural
Otro acabado Previa Consulta
VARILLA CUADRADA LISA
VARILLA REDONDA LISA
S
4
g
Y
Y
XX
s4
TEES
d
a
a
LADO PESO AREAmm kg/m kg/6m cm2
AREADENOMINACION
VCU 5/16 8.0 0.57 3.41 0.72VCU 3/8 9.0 0.64 3.83 0.81VCU 1/2 11.0 0.95 5.70 1.21VCU 5/8 15.0 1.77 10.60 2.25VCU 3/4 18.0 2.54 15.26 3.24VCU 24,5 24.5 4.72 28.30 6.00
DENOMINACIONDENOMINACIONDENOMINACION
DIAMETRO
DENOMINACION mm kg/m kg/6m cm2AREAPESO
VRL 5,5 5.5VRL 8 8.0
0.430.63
VRL 10 10.0 0.79VRL 12 12.0 1.13VRL 15 15.0 1.77VRL 18 18.0 2.55VRL 22 22.0 3.80VRL 24,5 24.0
0.340.500.620.891.392.002.983.70
2.042.963.705.338.32
11.9817.9022.20 4.71
DENOMINACIONDENOMINACION
AREAmm
a b ekg/m kg/6m cm2
PESO AREAmm
a b ekg/m kg/6m cm2
PESODIMENSIONES
TEE 20X3 20 20 3 0.90 5.40 1.15TEE 25X3 25 25 3 1.19 7.14 1.52TEE 30X3 30 30 3 1.41 8.48 1.80
108
315PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuadorwww.dipacmanta.com
PLAN
CHAS
PLANCHASPL
DIMENSIONES EN (mm) PESOSANCHO LARGO ESPESOR KG
1220 2440 2 46.741220 2440 3 70.101220 2440 4 93.471500 2440 4 114.921220 2440 5 116.841500 2440 5 143.661800 2440 5 172.391220 2440 6 140.211500 2440 6 172.391800 2440 6 206.861220 2440 8 186.941500 2440 8 229.851800 2440 8 275.821220 2440 10 233.681500 2440 10 287.311800 2440 10 344.771220 6000 12 689.54
METODO PRACTICO PARA CALCULAR PESO DE LAS PLANCHAS DE ACERO
Ejemplo: = 23.368 Kg
Peso = L x A x E x 7,851,000.00
(L = 1220mm x A= 2440 mm x E= 1,0mm ) x 7,851,000.00
Largo (mm)
Ancho (mm)
Espesor (mm)
Kgs.
L =
A =
E =
Peso =
NOMENCLATURA
REDUCCION DE FRACCIONES DE PULGADAS A MILIMETROSPULGADAS MILIMETROS PULGADAS MILIMETROS PULGADAS MILIMETROS
27/64
27/32 21.43
7/16
55/64 21.83
29/64
7/8 22.23
15/32
57/64 22.62
31/64
29/32 23.02
1/2
59/64 23.42
33/64
15/16 23.81
17/32
61/64 24.21
35/64
61/32 24.61
9/16
63/64 25.00
37/64
1 25.40
19/32
11/10 27.00
39/64
11/8 28.60
5/8
18/16 30.20
41/64
11/4 31.70
21/32
15/16 33.30
46/64
13/8 34.90
11/16
17/16 36.50
45/64
11/2 38.10
23/32
19/10 39.70
47/64
15/8 41.30
3/4
111/16 42.90
23/64
49/64
13/4 44.40
3/8
25/32
113/16 46.00
25/64
51/64
17/8 47.60
13/32
13/16
115/16 49.20
53/64
2 50.80
========
=
==
==
==
==
==============
===========================
9.139.53
9.9210.3210.7211.1111.5111.9112.3012.7013.1013.4913.8914.2914.6815.0815.4815.8816.2716.6717.0717.4617.8618.2618.6519.0519.4519.8420.2420.6421.03
1/128 0.20=1/64 0.40=
3/128 0.60=1/40 0.64=1/32 0.79=1/25 1.02=3/64 1.19=1/20 1.27=1/16 1.59=5/64 1.98=3/32 2.38=7/64 2.78=
1/8 3.18=9/64 3.57=5/32 3.97=
11/64 4.37=3/16 4.76=
13/64 5.16=7/32 5.56=
15/64 5.95=1/4 6.35=
17/64 6.75=9/32 7.14=
19/64 7.54=5/16 7.94=
21/64 8.33=11/32 8.73=
109
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PLAN
CHAS
PLANCHASPLANCHASLAMINADAS AL CALIENTE
Especificaciones Generales
Norma Ver tablaEspesores 1.20mm a 100mm
Ancho 1000,1220,1500,1800
4 x 8 y a medida
RollosPlanchas
NORMA COMPOSICION QUIMICA PROPIEDADES MECANICAS
% C %MN
Calidad Estructural
%P %S %SI %CU OTROSFluencia Esfuerzo Alarga-
mientoDoblado NORMA
(Mpa) Máximo%
180º EQUIVALENTE
(Mpa)
ASTM A-588M 0,19 0,8 0,04 0,05 0,3 0,25 Ni 0,15-0,35 345 485 18GRADO A max 1,25 max max 0,6 0,40 Cr 0,40-0,65 min min min
V 0,02-0,10
ASTM A-283
A 36
0,12 0,3 0,025 0,03 0,04 0,2 205 380 25 0=1,5e SAE 1015GRADO C 0,18 0,6 max max max max min 516 max min
JIS G-3101 0,17 0,3 0,025 0,025 0,04 0,25 250 400 min 21 SAE 1020SS41 M 0,23 0,6
0,25 0,800,29 1,2
max max max
0,04 0,05 0,4max max max
max
0,20max
min 550 max
250 400 minmin 550 max
min
20min
ASTM A-36ASTM A-570GRADO 36
Calidad ComercialNORMA COMPOSICION QUIMICA PROPIEDADES MECANICAS
% C %MN %P %S %SI %AL %CUEsfuerzo Alargamiento Doblado NORMA Máximo % 180º EQUIVALENTE(Mpa)
JIS G3131 0,08 0,3 0,02 0,025 0,05 0,02 0,2 270 29 0= Oe SAE 1010SPHC 0,13 0,6 max max max 0,08 max min min ASTM A-569
SAE 1008 0,03 0,25 0,02 0,025 0,04 0,02 0,2 JIS G31320,1 0,5 max max max 0,08 max SPHT1
SAE 1012 0,1 0,3 0,02 0,025 0,03 0,02 0,2 ASTM A-6350,15 0,6 max max max 0,08 max ASTM A-570
GRADO 33
110
31PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuadorwww.dipacmanta.com
PERFILES ESTRUCTURALESCORREAS "G"
Especificaciones Generales
NormaOtras calidades
Largo normalOtros largos
Espesores
INEN 1 623: 2000
6mts
Desde 1.5mm hasta 12mmAcabado
Otro acabadoNatural
Previa consulta
Previa consulta
Previa consulta
Y Y
X
X
A
B
e
CORR
EAS
"G"
15
También en galvanizado e inoxidable
l W I l W Imm mm mm mm Kg Kg cm2 cm4 cm3 cm cm4 cm3 cm
80 40 15 2 16.68 2.78 3.54 35.30 8.81 3.16 8.07 3.18 1.5180 40 15 3 24.06 4.01 5.11 49.00 12.30 3.10 10.80 4.27 1.46
100 50 15 2 20.40 3.40 4.34 69.20 13.80 4.00 15.00 4.57 1.86100 50 15 3 29.70 4.95 6.31 97.80 19.60 3.94 20.50 6.25 1.80100 50 20 4 40.26 6.71 8.55 126.70 25.34 3.85 28.50 9.05 1.83100 50 25 5 51.12 8.52 10.86 152.51 30.50 3.75 36.52 12.09 1.83125 50 15 2 22.80 3.80 4.84 116.00 18.60 4.91 16.20 4.69 1.83125 50 15 3 33.24 5.54 7.06 165.00 26.50 4.84 22.20 6.43 1.77125 50 20 4 44.99 7.49 9.55 217.00 34.70 4.77 30.90 9.32 1.80125 50 25 5 57.00 9.50 12.11 264.32 42.29 4.67 39.88 12.46 1.82125 50 30 6 70.78 11.78 14.73 307.13 49.14 4.56 48.69 15.81 1.81150 50 15 2 25.14 4.14 5.34 179.00 23.80 5.79 17.10 4.78 1.79150 50 15 3 36.78 6.13 7.81 255.00 34.00 5.72 23.50 6.56 1.73150 50 20 4 49.68 8.28 10.50 337.00 44.90 5.65 32.90 9.52 1.77150 75 25 5 74.70 12.45 15.86 545.36 72.71 5.86 117.22 24.17 2.72150 75 30 6 93.42 15.57 19.23 641.40 85.52 5.77 114.47 30.57 2.74175 50 15 2 27.48 4.58 5.84 258.00 29.40 6.64 17.90 4.85 1.75175 50 15 3 40.32 6.72 8.56 369.00 42.20 6.57 24.60 6.66 1.70175 75 25 4 65.40 10.9 13.90 653.00 74.60 6.84 105.00 20.90 2.75175 75 25 5 80.58 13.43 17.11 785.95 89.82 6.78 123.88 24.63 2.69175 75 30 6 100.74 16.79 20.73 929.39 106.22 6.70 152.84 31.19 2.72200 50 15 2 29.94 4.99 6.36 356.00 35.60 7.56 18.60 4.85 1.72200 50 15 3 43.86 7.31 9.31 507.00 50.70 7.45 25.10 6.57 1.65200 75 25 4 70.20 11.70 14.90 895.00 89.50 7.64 110.00 21.30 2.71200 75 25 5 86.52 14.42 18.37 1080.00 108.00 7.67 129.62 25.02 2.66200 75 30 6 108.00 18.00 22.23 1282.17 128.21 7.59 160.15 31.73 2.68250 75 25 4 79.80 13.30 16.90 1520.00 122.00 9.48 118.00 21.70 2.64250 100 25 5 109.98 18.33 23.36 2219.24 177.54 9.75 285.26 39.24 3.49250 100 30 6 135.48 22.58 28.23 2647.38 219.79 9.68 383.54 55.58 3.69300 100 30 4 100.80 16.80 21.30 2860.00 191.00 11.60 274.00 38.30 3.58300 100 35 5 126.60 21.10 26.90 3560.00 237.00 11.50 351.00 49.90 3.62300 100 35 6 154.74 25.79 31.80 4170.00 278.00 11.40 404.00 57.40 3.56
6metrosSECCION
PROPIEDADESEJE X-X
1metroA B C e
DIMENSIONES PESOS
2 2.54 13.98 4.66 2.35 3.01 2.85 1.096060
3030
1010 3
11.9416.98
1.5 1.95 11.02 3.67 2.38 2.43 1.25 1.1260 30 10 9.19 1.531.992.83 3.61 18.9 6.3 2.29 3.87 3.69 1.04
4080 13.18 1.5 2.20 2.80 27.43 6.86 6.393.13 2.53 1.51
111
26 PBX: (02) 2293 750 / Quito - Ecuador www.dipacmanta.com
DIPANELESTECHO / PARED / LOSA / CURVOS DP4 - DP5
CARGA PUNTUAL P(KG)
CARGA UNIFORMEMENTE REPARTIDAq(Kg/m2)
Especificaciones Generales
NormaEspesores
LargoAncho util
Según al material (galvalume - frío - galvanizado)
Desde 0.25 mm hasta 0.70mm
según necesidad (a medida)
1000mm
CON UNO O DOS APOYOS CON TRES O MAS APOYOSESPESOR (mm) 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.70.60 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.7
142.00 165 188 211 234 32637.80 441 502 564 625 869 473 551 628 705 782 1087106.00 124 141 158 176 244213.00 248 282 317 352 489 266 310 353 397 440 61185.00 99 113 127 140 195136.00 158 181 203 225 313 170 198 226 254 280 39171.00 82 94 105 117 16394.00 110 125 141 156 217 118 137 157 176 195 27160.00 70 80 90 100 13969.00 81 92 103 114 199 86 101 116 129 143 19953.00 62 70 79 88 12253.00 62 70 79 88 122 66 77 88 99 110 15247.00 55 62 70 78 108
49 55 62 69 96 52 51 69 78 86 12049 56 63 70 97
45 50 56 78 49 56 63 70 9764 88
280
210
167
140
120
105
93
84
7664 39 52 58 80
0.25
142.0037.80106.00213.0085.00136.0071.0094.0060.0069.0053.0053.0047.00
DISTANCIAENTRECORREAS(m)
DP4 DP5
24
170 mm 80
Ancho Util 750 mm
DP424
24
38
DIPANELES
80170 mm
Ancho Util 1.000 mm
242424
38DP5
0.750.751.001.001.251.251.501.501.751.752.002.002.252.252.502.502.752.75
ESPESOR (mm) 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 0.70.60
1.30 1.60 1.85 2.05 2.20 2.602.40SEPARACION (m)
SEPARACION ENTRE APOYOS
112
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
ANEXO 2
CATALOGOS VINCA
113
OFERTA: O1012745 Rev. 0
IMPORTECODIGO PRECIOCANT.DESCRIPCION
10%dto 31.710,00PUENTE GRUA MONORRAIL182VBASE4 28.539,00€1,00 UNI
Tipo MONORRAIL
Capacidad de carga ............................... 10000 Kgs.
Luz entre ejes de rodadura ..................... 24000 mm.
Recorrido vertical del gancho ................. 9000 mm.
Velocidad de traslación del puente.......... 40/10 m.p.m.
Con variadores de velocidad en la traslación del carro y del puente grúa.
Potencia motor traslación Puente Grúa ... 2 x 1,5 Kw.
Tensión de servicio ................................. 400 V III 50 Hz
Peso propio de la grúa ............................ 8220 Kgs.
Carga máxima por rueda ......................... 7781 Kgs.
Con frenos en todos los movimientos.
Con limitador de carga en la elevación.
Cable de mando de botonera con tutores de acero integrado (sólido y sin posibilidad de averías
por enganches fortuitos).
Mando a baja tension 48V y paro de emergencia tipo "Seta"con clavija enchufable normalizada
(cambio rápido, fácil y seguro).
POLIPASTO CABLE158VBASE4 INCLUIDO1,00 UNI
Modelo .............................................. ND04L6DFP5 NOVA.
Capacidad de carga .......................... 10000 Kg.
Recorrido vertical del gancho ............ 9000 mm.
Velocidad de elevación ...................... 5/0,8 m.p.m.
Velocidad de traslación del carro........ 20/5 m.p.m.
Tensión de servicio ............................ 400 V III 50Hz
Potencia motor elevación ................... 9/1,3 Kw.
Potencia motor traslación carro .......... 2 x 0,3 Kw.
Grupo FEM ......................................... 2m/M-5.
> Factor de marcha (ED) : 60%.
> Recorrido vertical del gancho con mínimo desplazamiento lateral.
> Menores distancias de aproximación a las paredes.
> Con autorregulación de freno.
> Final de carrera de 4 pasos en elevación (doble seguridad)
> Protección IP 55, aislamiento clase F.
> Con protección térmica contra sobrecalentamiento del motor.
> Polipasto de diseño modular sin soldaduras, con motor, reductor y tambor fácilmente
accesibles que reducen los tiempos de mantenimiento.
> Guía cable de acero GGG-50.
> Tambor en acero GGG-70.
> Relación tambor/cable conforme a la clase ISO:M-6/FEM:3 m.
ELECTRIFICACIÓN NAVE122VBASE4 INCLUIDO1,00 UNI
Características del sistema de electrificación:
Longitud de nave ................................................. 30 m
Tipo de electrificación ......................................... Línea Blindada
Incluye carro tomacorrientes para la alimentación de 1 grúa.
Modelo.................................................................. 40 A
CORTE DE JÁCENAS PARA TRANSPORTEOPC4 INCLUIDO1,00 UNI
DEL PUENTE GRUA EN UN CONTENEDOR DE 40 PIES.
Total (Excluido IVA): 28.539,00€
Insc. en el Reg. Merc. de Barcelona, Tomo 7662, Secc. 2ª, Folio 148, Hoja Nº 88683, Insc. 1ª., Barcelona 8-9-86 C.I.F. ES A-58224544 2/5114
�������������� ����������� ����������
24000
10
...…
7781778
1660 1120
9000
8000
1120
6880
7900
6900
578
���
3700
...
39083
������������
115
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
ANEXO 3
CATALOGOS VARIOS
116
El electrodo 7018-RH es de bajo contenido de hidró-geno y resistente a la humedad.
Está especialmente diseñado para soldaduras que requieren severos controles radiográficos en toda po-sición.
Su arco es suave y la pérdida por salpicadura es baja.
El 7018-RH es recomendado para trabajos donde se requiere alta calidad radiográfica, particularmente en calderas y cañerías.
Sus buenas propiedades físicas son ideales para ser usado en astilleros.
• Aceros Cor-Ten, Mayari-R • Lukens 45 y 50• Yoloy y otros aceros estructurales de baja aleación
Para soldaduras de filetes horizontales y trabajo de soldadura en sentido vertical descendente, debe usar-se un arco corto. No se recomienda la técnica de arrastre.
En la soldadura en posición sobrecabeza debe usarse un arco corto con ligero movimiento oscilatorio en la dirección de avance. Debe evitarse la oscilación brus-ca del electrodo.
Para mayores detalles ver página 33. Observe las re-comendaciones para almacenaje de los electrodos, página 20.
C 0,06%; Mn 1,05%; Si 0,49%; P 0,015%; S 0,010%
Resultados de pruebas de tracción Requerimientos Energía Absorbida Requerimientoscon probetas de metal de aporte Ch-v
Resistencia a la tracción : 535 MPa 490 MPa 130J a -30°C 27J a -30°CLímite de fluencia : 445 MPa 400 MPaAlargamiento en 50 mm : 30% 22%
Diámetro Longitud Amperaje Electrodos mm mm mín. máx. x kg aprox.
2,4 300 70 120 55 3,2 350 120 150 28 4,0 350 140 200 20 4,8 350 200 275 14
117
UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA
Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales
ANEXO 4
PLANOS
118
VISTA LONGITUDINAL DE PÓRTICO
ESCALA 1 : 50
PERSPECTIVA DE PÓRTICO
SIN ESCALA
DETALLE ARMADO FINAL
VigaCarrilera-Ménsula-Columna
ESCALA 1 : 50
Z
X
Y
SECCIONES COMERCIALES A UTILIZAR
ESCALA 1 : 5
LAMINADOS
DOBLADOS AL FRIO
VIGA DE CUBIERTA
ELEMENTOS COMPONENTES
ESCALA 1 : 50
DETALLE DE DIMENCIONAMIENTO DE PLACAS DE CONEXIÓN.
SIN ESCALA
CORTE A - A
ESCALA 1 : 25
CORTE B - B
ESCALA 1 : 25
VISTA EN PERSPECTIVA
SIN ESCALA
ARROSTRAMIENTO PARA CORREAS
EN EL TRAMO MEDIO ENTRE MÓDULOS (PÓRTICOS)
ESCALA 1 : 50
DETALLE DE UNIÓN DE ARROSTRAMIENTO
ESCALA 1 : 5
DETALLE DE NUDOS DE ARMADURA
VIGA DE CUBIERTA
ESCALA 1 : 10
MÉNSULA PARA VIGA CARRILERA
DIMENSIONAMIENTO Y DETALLES DE CONEXIÓN
ESCALA 1 : 10
VISTA EN PERSPECTIVA
ESCALAS 1 : 25 y 1 : 10 respectivamente.
VISTA LATERAL DE COLUMNA
NIVELES DE, VIGA CARRILERA Y MÉNSULA
ESCALA 1 : 50
DETALLE DE ELEMENTOS DE CONEXIÓN DE BASE
ESCALA 1 : 10
DETALLE DE CONEXIÓN
RIGIDIZADOR Y TUERCA
ESCALA 1 : 5
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