Construyendo Soluciones, No. 2, Agosto 2014

Valores de Aceleración Espectral para Diferentes Sistemas Estructurales en el estado Mérida. Ing. América Bendito .......................... 1

Conexiones de Plancha Simple Ing. Arnaldo Gutiérrez ........................ 5

ÍNDICE

EDITADO POR

Publicación mensual gratuita

Gerente General Lic. Liliana Pagliuca

Coordinación Técnica Ing. Arnaldo Gutierrez

Coordinación General Ing. Miguel Angel Alvarez

Diseño y Diagramación Diseño Guayaba Digital

Colaboradores Ing. América BenditoIng. Arnaldo Gutiérrez

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N° 02 Agosto 2014Deposito legal: ppi201203DC44 PUBLICACIÓN MENSUAL GRATUITA DE PAG MÁRKETING SOLUCIONES C.A.

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América Bendito1, Jesse Rozelle2 & Douglas Bausch21: Departamento de Estructuras, Facultad de

Ingeniería,Universidad de Los Andes, Venezuela.

Email: americab@ ula.ve2: FEMA, Mitigation Division, Region VIII

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conlleve a objetivos de proyecto. Esto puede ir desde cero nivel de daños ante eventos sísmicos relativamente pequeños y frecuentes de alta probabilidad de excedencia, pasando por estados de limitación de daños estructurales ante eventos sísmicos menos frecuentes y de moderada a severa intensidad, hasta estados que preserven el colapso de la estructura ante eventos severos, poco frecuentes y de baja probabilidad de excedencia. Cada nivel de desempeño está asociado con una probabilidad anual de excedencia; un incremento en los niveles de daño estructural, causado por un aumento en los niveles del movimiento del terreno, se tiene para un decrecimiento en la probabilidad anual de ocurrencia. Por lo tanto, los criterios de diseño basados en niveles de desempeño estructural, requieren las especificaciones del movimiento del terreno para múltiples niveles de probabilidad anual.

Los aspectos fundamentales en el proyecto sismorre-sistente estipulados en la Norma Sísmica Venezolana COVENIN 1756-2001, reconocen las incertidumbres asociadas al pronóstico de las acciones sísmicas y la relación entre las acciones de diseño y el desempeño estructural esperado para sismos con 10% de pro-babilidad de excedencia en 50 años, con un período medio de retorno de 475 años. Estas normativas se fundamentan en la filosofía de preservación de la vida según los siguientes criterios:

· La estructura debe ser capaz de responder elástica-mente a eventos sísmicos de pequeña magnitud sin daños.

· Los daños causados por pequeños a moderados eventos sísmicos en componentes no estructurales deben ser bajos y reparables económicamente.

· El proyecto y la construcción pueden permitir daños estructurales serios bajo la acción de fuertes terremo-tos, pero debe prevenir la ruina total de la estructura.

VALORES DE ACELERACIÓN ESPECTRAL PARA DIFERENTES SISTEMAS ESTRUCTURALES EN EL ESTADO MÉRIDAIng. América Bendito, Dra. Profesora Titular de la Universidad de los Andes. Mérida-Venezuela

1.- Introducción

Un análisis de riesgo sísmico involucra la estimación cuantitativa del movimiento del terreno en un sitio en particular con objetivos muy variados. El análisis sísmico para la prevención del público de un depósito subterráneo radioactivo, durante 10000 años de vida útil, en paises altamente desarrollados es muy diferente al de nuestros países donde es necesario mitigar muertes y heridos que provoca un terremoto en un edificio de 4 pisos, cuya vida útil es máximo de 50 años (Reiter, 1991), y es aún diferente a la necesidad de aceptar algún nivel de daños en torno a una edificación. Un análisis de riesgo sísmico, debe entonces definirse para responder a expectativas técnicas y sociales, que ayuden a mitigar los riesgos sísmicos en una región y caracterizar el estado del conocimiento en las formas que sean necesitadas por la sociedad.

El enfoque probabilístico en un estudio de riesgo sísmico, es compatible con la actual tendencia en la ingeniería sismorresistente y el desarrollo de normativas para edificaciones, las cuales avanzan hacia conceptos de diseño basados en niveles de desempeño estructural. En contraste con el enfoque tradicional en las normativas sísmicas, el diseño por niveles de desempeño requiere una predicción explícita del desempeño de la estructura para varias intensidades del movimiento del terreno que

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Los criterios normativos de verificación persiguen asegurar el cumplimiento de esta última pauta y no dicen explícita-mente nada acerca de las dos anteriores, las cuales en algunas condiciones pueden requerir criterios más estrictos de verificación. En el mejor de los casos, si las normas vie-nen acompañadas de mapas de zonificación sísmica, éstos no describen el peligro sísmico en forma general.

Una formulación más general, requiere la caracterización explícita de los estados límites de daños probables

crecientes esperados asociados a niveles u objetivos de desempeño. A ellos pueden referirse los riesgos de excedencia de las diferentes amenazas asociadas a la ocurrencia de un sismo, que muestren su vulnerabilidad en el espacio y en el tiempo. En estos términos, la sismicidad se toma según los niveles de probabilidad de excedencia y períodos de retorno propuestos en la tabla de Niveles de Diseño Sísmico de Visión 2000 (SEAOC, 1995), que se presenta en la Tabla 1:

cizallas en las placas, que se manifiestan a lo largo de algunas fallas geológicas conocidas y muy seguramente de otras no del todo conocidas (Sarria, A. 1995).

En el presente, la tectónica de la región de los Andes venezolanos parece estar controlada fundamentalmente

A objeto de definir las demandas aplicables a una normativa, en un primer trabajo se determinaron Aceleraciones Pico en Roca (PGA) para cada uno de los períodos de retorno y probabilidades de excedencia, que corresponda a los niveles de desempeño estructural presentados anteriormente (Bendito et al 2001). Introduciendo esos valores de PGA en la herramienta Hazus (NIBS 2012), se calcularon, entre otros valores, los valores de aceleración espectral para diferentes sistemas estructurales en el Estado Mérida.

Estado actual del conocimiento:El noroccidente de América del Sur conforma uno de los ambientes tectónicos más interesantes y complicados que existen ya que allí interactúan tres placas tectónicas: Nazca, Suramérica y Caribe (Figura 1). La placa Nazca se desplaza en dirección general occidente-oriente con una velocidad relativa que en promedio puede ser del orden de 60 mm/año; la placa de América del Sur se desplaza en dirección oriente-occidente con una velocidad relativa del orden de 10 a 20 mm/año.

La placa del Caribe se desplaza en dirección occidente-oriente con una velocidad relativamente menor a las anteriores. Estos desplazamientos relativos implican esfuerzos de compresión, tracción y cortante dentro de la región. Como consecuencia se presentan flexiones y

TABLA 1NIVELES DE DISEÑO SÍSMICO (SEAOC, 1995).

CONSTRUYENDO SOLUCIONES • N° 02 Agosto 20142

Frecuencia del Evento

Frecuente

Ocasional

Raro

Muy Raro

43 años

72 años

475 años

970 años

Tasa Anual deExcedencia

Período de Retorno Promedio

Probabilidad deExcedencia

Nivel de Desempeño

50% en 30 años

50% en 50 años

10% en 50 años

10% en 100 años

0.02310

0.01386

0.00211

0.00105

Operatividad

Control de Daños

Seguridad Estructural

Prevención de la Ruina Total

FIGURA 1.- Emplazamiento tectónico del noroccidente de Suramérica.

La amenaza sísmica, en el modelo de Hazus, se puede calcular: a) por medio de un evento determinístico, b) por medio de un análisis probabilístico de la amenaza sísmica o c) introduciendo al programa un mapa (usser-supplied map) del movimiento del terreno. Para este trabajo se utilizó la tercera vía a través de ShakeMaps generados por USGS (U.S. Geological Survey) considerando tres valores de aceleraciones máximas en roca para tres de los cuatro niveles de diseño sísmico según los niveles de probabilidad de excedencia y períodos de retorno propuestos en la Tabla 1 de Niveles de Diseño Sísmico de Visión 2000: Frecuente, Raro y Muy Raro.

Resultados:

Podemos observar en la Tabla 2, que el valor de la aceleración espectral obtenido con Hazus excede, para los tres escenarios sísmicos, el valor espectral normativo venezolano. En el Estado Mérida el 95% de las estructuras residenciales tienen un periodo de 0.3 segundos. Se considera, por lo tanto, apropiado comenzar un plan de mitigación para estas estructuras con el fin de reducir su vulnerabilidad.

por el movimiento de la placa del Caribe en sentido este con respecto a la placa de América del Sur (Estévez y Schubert, 1993). La frontera entre ambas placas en los Andes venezolanos está definida por la zona de fallas de Boconó. Esta zona de fallas, mostrada en la Figura 2, que se encuentra orientada aproximadamente en dirección N 45°E y expuesta unos 500 km a lo largo de la parte central de los Andes venezolanos parece ser una estructura externa a los preexistentes sistemas montañosos y de la costa incorporados como frontera en un pasado reciente que la cataloga como una zona de alta sismicidad.

Metodología:

Utilizando el programa Hazus (NIBS 2012), se consiguieron, entre otros valores, valores de aceleracion espectral que se comparan con los valores espectrales estipulados en la Norma COVENIN 1756-2001 Edificaciones Sismorresis-tentes.

Hazus es un programa basado en SIG (Sistema de Infor-mación Geográfica) para el modelado de la evaluación integral del riesgo sísmico. La utilizacion del programa Hazus ha estado centrado, en los últimos años en EE.UU., sobre todo debido a la falta de un formato de datos estandarizados sobre edificaciones e infraestructuras aplicables en otros países. En un esfuerzo conjunto entre FEMA (Federal Emergency Management Agency) Región VIII y la Universidad de Los Andes, Venezuela, el modelo ha sido adaptado para llevar a cabo estimaciones de pérdidas por terremoto en el Estado Mérida.

Este estudio se considera una aplicación avanzada de Hazus (Nivel 2), ya que para el modelo la población total y las distribuciones demográficas fueron desarrollados usando Oak Ridge National Labs Landscan 2008 y los datos del Censo 2011 para Venezuela. La precisión del modelo se ha ajustado para el Estado Mérida mediante el uso de mapas de amenaza geológica y datos de evaluación del riesgo a partir de otras investigaciones relacionadas con el área de estudio. También se incorpó al modelo las curvas de fragilidad de un tipo de edificación escolar venezolano. Esta escuela tiene el mismo diseño de la escuela que falló severa y totalmente durante el terremoto de Cariaco (1997) y que fué asignado al 40% de las escuelas en Mérida. Finalmente se desarrolló un inventario y distribución de las edificaciones en diferentes tipos de edificios y niveles de diseño.

3CONSTRUYENDO SOLUCIONES • N° 02 Agosto 2014

FIGURA 2.- Tectónica del Occidente Venezolano.

mantener sus funciones esenciales durante y después de un terremoto donde es probable alojar y tratar a las víctimas. En general, las estructuras esenciales (hospitales, escuelas) deben proporcional un mayor nivel de seguridad sísmica.

En una época en que la frecuencia y magnitud de eventos climáticos extremos está aumentando, un número creciente de niños que van a la escuela están cada vez más expuestos a los sismos. Las edificaciones escolares deben


a objeto de obtener mapas que permitan la zonificación para avanzar hacia una ingeniería basada en el desempeño estructural.

Los resultados de este estudio muestran que las estructuras residenciales serán las más gravemente afectadas, así como el foco de la mayor parte de las pérdidas de vidas y bienes en futuros terremotos. Los edificios residenciales presentan un desempeño muy malo o deficiente en cada escenario, ya que se construyeron en su mayoría utilizando los tipos de construcción más vulnerables.

Podemos observar en la Tabla 3 que la aceleración obte-nida con el programa Hazus en los escenarios Frecuente y Raro supera el valor espectral estipulados en la Norma COVENIN 1756-2001 para los períodos cortos. Se espera que las escuelas y centros de salud para el escenario Muy Raro se comporten de manera apropiada.

Conclusiones:

Se recomienda calcular valores de aceleraciones pico en roca para diferentes estados de desempeño en todo el país,

Frecuente

Raro

Muy Raro

0.65

1.26

1.33

Max. 0.3 seg.Max. 0.3 seg. Max. 1 seg. Max. 1 seg.

0.37

0.77

0.83

0.35

0.86

1.07

0.25

0.60

0.75

TABLA 2Valores de la aceleración espectral según Hazus y la Norma COVENIN 1756-2001 para los sistemas estructurales: residenciales, comerciales e industriales para tres escenarios sísmicos con un amortiguamiento del 5%.

Escenario Aceleración espectral (g) (Hazus) Aceleración espectral (g) (Norma)

Frecuente

Raro

Muy Raro

0.65

1.26

1.33

Max. 0.3 seg.Max. 0.3 seg. Max. 1 seg. Max. 1 seg.

0.37

0.77

0.83

0.46

1.12

1.40

0.32

0.79

0.98

TABLA 3Valores de la aceleración espectral según Hazus y la Norma COVENIN 1756-2001 para estructuras esenciales para tres escenarios sísmicos con un amortiguamiento del 5%.

Escenario Aceleración espectral (g) (Hazus) Aceleración espectral (g) (Norma)

Agradecimientos:

Queremos agradecer al profesor Arnaldo Gutiérrez por sus útiles comentarios que ayudaron a mejorar este artículo, también queremos agradecer a USGS, especialmente al Dr. David Wald por generar los ShakeMaps.

COVENIN (Ver Artículos 8.2 y 7.8 de la COVENIN 1618:98 y Fondonorma 1753:2006, respectivamente).

Como se muestra en la fotografía, la conexión entre el alma de una viga secundaria de un sistema de piso al alma de una viga principal o a las alas o alma de una columna, resulta más económica cuando no se cortan las alas de la viga secundaria. Pero cuando las planchas simples se utilizan en vigas destajadas igualmente deben cumplir con los requisitos que aquí se presentan.

La edición 14th del Manual AISC 2010 ha introducido cambios importantes en el procedimiento de diseño de las conexiones con plancha simple extendida, que junto con la verificación de los requisitos de integridad estructural, exigidos por el New York City BuildingCode, 2008 y el International BuildingCode, 2009 justifican el estudio de estas conexiones, especialmente cuando en el país se está haciendo un uso incorrecto de las mismas por descono-cimiento de sus fundamentos de proyecto. Los requisitos de integridad estructural están contemplados en las Normas

Bibliografía:

Bendito, A., Rivero, P. and Lobo-Quintero, W. (2001). “Curvas de Isoaceleración para Estados de Desempeño Estructural en el Occidente de Venezuela”. Boletín Técnico del Instituto de Materiales y Modelos Estructurales (IMME), Venezuela. 39: 2,1-18.

Estévez, R., Schubert C. (1993). “Sismotectónica y prevención sísmica en los andes venezolanos”. Memorias del VIII Seminario Latinoamericano de Ingeniería Sismorresistente y Primeras Jornadas Andinas de Ingeniería Estructural. Julio 1993, Mérida, Venezuela.

MHNational Institute of Building Science NIBS. (2012). HAZUS technical manual, developed by the Federal Emergency Management Agency, FEMA, Washington, DC. http://www.fema.gov/plan/prevent/hazus/.

Reiter, L. (1991). “Earthquake hazard analysis: issues and insights”, Columbia University Press, New York, 254 pp.

Sarría M, Alberto. (1985). “Ingeniería Sísmica”. Ediciones Uniandes. ISBN 958-9057-49-7. Segunda Edición, Bogotá, Colombia.

SEAOC (1995). “Perfomance based seismic engineering of building, VISION 2000 Committee”. Structural Engineers Assn. of California, J. Soulages, ed. 2 vols., Sacramento, California.

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CONEXIONES DE PLANCHA SIMPLEIng. Arnaldo Gutiérrez, Postgrado en Ingeniería Estructural, Profesor UCAB. Caracas-Venezuela



estructural, determinarán cuando la conexión se clasi-ficará como de plancha simple no extendida (Figura 1a) o como de plancha simple extendida (Figura 1b). Un examen más detallado de la Tabla 1, confirmará que el procedi-miento de la plancha extendida es el más general, y por tanto aplicable a cualquier configuración.

Las conexiones que usan plancha a un solo lado del alma de una viga aparecieron por primera vez en el Manual AISC de 1992, y sucesivos trabajos de investigación experimen-tal han resultado en lo que presenta el Manual AISC en su 14 edición del 2011. La Tabla 1 y Figura 1, además de garantizar el cumplimiento de los requisitos de integridad

Foto 1: Estacionamiento de los cines del Unicentro El Marqués, Caracas (Fotografía del autor).

Fig. 1a: Plancha simple no extendida. Fig. 1b: Plancha simple extendida.

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capaz de soportar las cargas hasta que se forme la rótula plástica. Por esta razón en el punto 5 de la Tabla 1, se establece un valor máximo para el espesor de plancha.

La ductilidad de la soldadura se asegura con lo indicado en el punto 6 de la Tabla 1. Cuando el espesor de plancha es más de 1/2 plg., es más conveniente cambiar a un acero de mayor resistencia cedente. Hay que tener en cuenta que en la 14 edición del Manual AISC se utiliza el módulo de sección

22plástico, Z = t L /4, en lugar del elástico, Sp = t L /6; la p p p p p

relación Z/S = 1.5 que representa una gran reserva de resistencia en las planchas.

El procedimiento indicado en la Tabla 2, ha tomado en cuen-ta las posibles condiciones de apoyo de una viga con plancha de corte, así por ejemplo cuando el momento por excentri-cidad de la reacción de la viga es nulo para los pernos es máximo para la soldadura, cuando es nulo en la soldadura es máximo para los pernos, y también existe una posición de la reacción que es máxima para pernos y soldadura.

Figura 1. Geometría de las conexiones de plancha simple. La geometría a) satisface los requisitos de integridad estructural, como han demostrado Geschwindndner y Gustafson(AISC EJ, 3Q 2010). Obsérvese que la distancia a, siempre es la distancia a la primera fila de pernos.

En todos los casos, la plancha se soldará por sus dos lados al apoyo mediante soldadura de filete ejecutada en el taller, y se empernará en la obra a la viga apoyada, mediante pernos ASTM A325, apretados normalmente o pre-traccionados. Es muy raro que en este tipo de conexión se diseñe como de deslizamiento crítico.

El criterio fundamental para el proyecto (análisis y diseño) de las planchas de corte, simples o extendidas, es que la misma actúe como un fusible. Esto es, que ante un exceso de momento, la plancha debe ceder antes que los pernos o la soldadura se fracturen. La cedencia en la plancha reduce la rigidez de la conexión y las cargas se redistribuyen. La plancha no debe fallar en la primera cedencia, debe ser

ParámetrosSimple no extendida

(Fig.1a)Simple extendida

(Fig.1b)

TABLA 1Limitaciones de las planchas simples según la configuración de la conexión.

Configuración

1. Número de pernos, n

2. Distancia entre línea de pernos y el apoyo soldado, a

3. Agujeros de los pernos

Una línea vertical, 2 ≤ n ≤12

No limitado

Art. J3.2 AISC; 22.3 COVENIN 1618:98

L y L según Tabla J3.4 y Sección eh ev

J3.10 AISC, o la Sección 22.9.2 y Tabla 22.3, COVENIN 1618:98

a ≤ 90 mm

Estándar o de ranura corta

≥ 2 db para Leh

Tabla AISC J3-4 o 22.3 COVENIN 1618:98 para L ev

t ≤ d /2 + 2mmb

t ≤ d /2 + 2 mm, yL ≤2d ;b eh b

en caso contrario calcular 2t = 6M/F dpmáx y

Dimensionar el espesor de la soldadura con 0.625 tp

Por estabilidad en el montaje, L al menos la mitad de ( d - 2 d ) de la viga p mín f

4.Distancias del centro del agujero al borde de la plancha o del perfil L Leh ev

5.Espesor del alma de la viga y de la plancha

6.Soldadura de la plancha, t , en el apoyop

7.Largo de la plancha, Lp mín

8. Separación entre alas de la viga y la cara del miembro soporte (gap), g

9. Espesor mínimo del ala de la columna de soporte

tf l , min = Fexx 2 tw

Fu

Notas.- a es la distancia desde el apoyo a la primera línea de pernos fila de pernos; d es el diámetro de los pernos. b

0.03 dviga soportada≥



corte y aplastamiento, el espesor de la plancha está limitado por ductilidad y resistencia para que no exceda la resistencia del grupo de pernos o de la soldadura.

La plancha deberá verificarse para los Estados Límites enumerados en la Tabla 2, considerando las solicitaciones individuales de corte, V , y de tracción, T , así como su u u

interacción.

La Tabla J3.4 AISC corresponde a la Tabla 22.3 COVENIN 1618:98 en su columna de bordes laminados o cortados con soplete. M se calculará con 1.25 F A C´; F la v b v

resistencia a corte de un perno individual de área A y C´es b

un coeficiente de las Tablas AISC para grupos de pernos solicitados excéntricamente.

Procedimiento para la revisión o el diseño de conexiones de plancha simple Determinado el número de pernos y su disposición por

TABLA 2Estados Límites para el diseño de las conexiones de plancha simple.

a) Fuerza de corte,Vu

2.1 Estados Límites de Agotamiento Resistente

Pernos

Resistencia al corte (J3-1;22-1).Consideraciones por carga excéntrica.

Resistencia al aplastamiento en la plancha (J3-6a; 22-2).

Resistencia al aplastamiento en el alma de la viga, (J3-6a; 22-2).

b) Fuerza de tracción,Tu

Resistencia al corte (J3-1; 22.1).

Resistencia al aplastamiento en la plancha ( J3-6a; 22-2).

Resistencia al aplastamiento en el alma de la viga, (J3-6a; 22-2).

Resistencia del grupo de pernos por excentricidad de la reacción de la viga.

Soldadura

a) Fuerza de corte

Resistencia al corte (J2-4).

Resistencia al corte en el metal base de la plancha (J4-4).

b) Fuerza de tracción

Resistencia a la tracción (J2-4 y J2-5).

Resistencia a la tracción del metal base de la plancha (J4-4) .

Plancha

a) Fuerza de corte

Cedencia por corte (J4-3).

Rotura por corte (J4-4).

Resistencia al bloque corte (J4-5).

Resistencia por bloque de corte (J4-5; actualiza 21-3).

Pandeo local, Φ F = F Q , con Φ = 0.90 y Q = f (λ). Q se calcula según las fórmulas de la Parte 9 del Manual b cr y b

AISC para vigas con ambas alas destajadas, sustituyendo h por d, la altura de la plancha. Q = 1 cuando λ ≤ 0.7 o

b) Fuerza de tracción

Cedencia por tracción (J4-1).

Rotura por tracción (J4-2).

Resistencia por bloque de corte (J4-5; actualiza 21-3).

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plancha simple, o incluir un pequeño porcentaje, del orden del 5%, del momento de empotramiento de la viga soportada.

Ejemplo de aplicación Datos Diseñar mediante una plancha simple no extendida la conexión de una viga W18x35 al ala de una columna W12x53, ambas en acero de calidad ASTM A992. La plancha será de acero A36, soldada mediante electrodos E70XX, y la unión del alma de la viga a la plancha será mediante pernos A325-X.

Solución 1. Predimensionado de la conexiónConsiderando el Artículo 9.3 de la FONDONORMA 1753:2006 como la actualización del Artículo 10.3 de la Norma COVENIN 1618:98, la solicitación de diseño es el corte o reacción de la viga, se calculará con la combi-nación (9-2) o (9-3), según se trate una viga de piso o de techo, respectivamente.

Otras consideraciones para las conexiones de plancha simple

Para garantizar que el extremo de la viga soportada pueda rotar sin obstrucciones, debe cumplirse con el requisito 8 de la Tabla 1.

Cuando exista una losa sobre la viga soportada, debe tenerse en cuenta el posible movimiento de la estructura y no colocar conectores de corte a una distancia igual a la altura de la viga de la cara de la columna.

Se supone que la altura de la plancha simple y la losa que soporta la viga son suficientes para la estabilidad de la viga soportada, pero cuando no existe losa sobre la viga, deberá revisarse la estabilidad lateral de la misma soportada en sus puntos de apoyo. Experimentalmente se ha demostrado que no es necesario extender la plancha simple entre las alas de la viga a la cual se suelda [Muir y Hewitt, EJ 2Q 2009].

Queda a criterio del ingeniero estructural, considerar la excentricidad de la reacción de la viga conectada mediante

cont. Plancha

c) Interacción momento flector - fuerzas de corte La fórmula de interacción M-V considerando el criterio de reducción por corte de von Mises, resulta

R b t = Fy d t p

2.25 + 16

2a

d

Viga

a) Fuerza de corte

Cedencia por corte ( G2-1).Resistencia por bloque de corte del alma (J4-5); Ver Figura 3c.

La disposición convencional de la conexión de plancha simple satisface la exigencia.

2.2 Integridad estructural

1.5 T ≥ V = ΦVteórica u teórica

cuando se verifica en todos y cada uno de los Estados Límites: Corte de los pernos, resistencia de la soldadura, cedencia y ruptura en la plancha y el alma de la viga, Bloque de corte en la plancha y el alma de la viga.

2.3 Estado Límite de Servicio

Verificación por flecha admisible.

Notas.- Las fórmulas ( J ) corresponde a la Especificación AISC 360-10, seguida de la fórmulas de la Norma COVENIN 1618:98


con = 0.90


Ver Tabla 3.

Por tracción, la capacidad de la conexión está controlada por el aplastamiento de los pernos en el alma de la viga,

con R = 27925.00 kgf. Ver Tabla 4.t

La resistencia a las solicitaciones simultáneas de corte y tracción se evalúa, con la expresión

V = R = 1.2V + 1.6 Vu u CP CV

V � 0.6 F A C (Fórmula G2-1). A es el área del alma u v y w v w

de la viga

Área de la plancha, A = V / 0.60 F p máx y de la plancha

Altura de la plancha, L � (d - 2d ) , siendo d y d p f f

propiedades de la viga W18x35

Espesor de la plancha: t 1 / 4 plg ; t �d /2 + 1/16 plg.p mín p máx b

El diámetro de los pernos, d , y su número se determinará b

con ayuda de las tablas de diseño y el cumplimiento de las distancias de los pernos a los bordes de la plancha y de la separación entre pernos.

Número de pernos, n ��Demanda / Capacidadp

Aplicando las condiciones de la Tabla 1, resulta una conexión con las siguientes características:

Plancha de 130 mm de anchura x 230 mm de altura y 9.5 mm de espesor.Soldadura de filete a ambos lados, con electrodos E 70XX, de 6 mm de espesor.3 pernos de 3/ 4 plg A325-X, agujeros normales, L = L ev eh

= 40 mm, s = 75 mm. Distancia a = 90 mm, Separación entre ala de la columna y alma de la viga, gap g = 50 mm.

2. Capacidad de la conexión

Aplicando las fórmulas de la Tabla 2, resultan las Tablas 3 y 4.

Por corte, la capacidad de la conexión está controlada por la ruptura por corte en la plancha, con R = 23464.10 kgf , t

2 2 R = V + T t máx máx

tomando, conservadoramente los valores de diseño que resulten de las Tablas 3 y 4, respectivamente

2 2 Rt = 23464 . 10 + 27925.00 = 36474.23 kgf

En cada una de las resistencias de las Tablas 3 y 4 se cumple con el requisito de Integridad estructural,

T � 2/3 V , es decir , 1.5 T � V = Vteórica u teórica u teórica

Por ejemplo Ruptura por corte de los pernos, Tabla 3:

Teórica= R / = 36782.10/0.75 = 49042.80 kgft

Ruptura por corte de los pernos, Tabla 4 :

V = V = R = 36782.10 kgfu téorica t

1.5 T = 1.5 x 49042.8 = 73564.2 kgf � V = 36782.10 kgfteórica u

y así debe procederse con cada uno de los Estados Límites; confirmándose que al adoptar la disposición recomendada, se cumplen automáticamente con los requisitos de integridad estructural.

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Pernos individuales a) Plancha Ruptura por corte simple, kgf

Componente de: Aplastamiento,kgf Desgarramiento, kgf

J3-1

J3-6a

R = 12260.70t

R = 10360.55t

R = 11922.98t

TABLA 3Capacidad de la conexión a corte.

Estado Límite Fórmulas AISC 360-10 Capacidad para n = 3p

Pernos individuales b) Viga Corte máximo, kgf


G2-1

J3-6a

R = 65028.9t

No aplica

R = 12972.38t

ColumnaEspesor mínimo de las alas, mm Manual AISC 9.13

Pernos, R kgf t Ruptura por corte

Aplastamiento: en la plancha en el alma de la viga

J3-1

J3-6a

R = 36782.10t

R = 34206.50t

R = 35916.85t


Soldadura, R kgf t Ruptura por corte Ruptura en el metal base

J2-4J4-4

R = 43208.75t

R = 40116.60t

Plancha simple, R kgf t Cedencia por corte Ruptura por corte Bloque de corte

J4-3J4-4J4-5

R = 33168.30t

R = 23464.10t

R = 28952.66t

Pernos individuales a) Plancha Ruptura por corte simple, kgf


J3-1

R = 10360.55t

R = 11922.98t

TABLA 4Capacidad de la conexión a tracción.


Componente de: Aplastamiento,kgf Desgarramiento, kgf J3-6a

R = 9308.32t

R = 11972.25t


J3-6a

R = 12260.70t


Pernos, R kgf t Ruptura por corte

Aplastamiento: en la plancha en el alma de la viga

J3-1

J3-6a

R = 36782.10t

R = 31081.64t

R = 27925.00t


Soldadura, R kgf t Ruptura por corte Ruptura en el metal base

J2-4J4-2

R = 64825.92t

R = 66861.00t

Plancha simple, R kgf t Cedencia por corte Ruptura por corteBloque de corte En la plancha Alma de la viga

J4-3J4-4J4-5

R = 49752.45t

R = 47500.38t

R = 39350.52t

R = 36640.00t

Bibliografía

Gutiérrez, Arnaldo (2012). “Metodología para el proyecto de conexiones en estructuras de acero”. 5to. Taller de Diseño y Detallado de Conexiones de Acero. PAG Marketing Soluciones. Caracas, 27 de julio, 159 p.Caracas, 14 de agosto de 2012.

Construyendo Soluciones, No. 2, Agosto 2014

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