Diseño estructural de pórtico metálico para nave industrial con puente grua: método apliado LRFD

Texto completo

(1)[METODO APLICADO LRFD] ESCUELA INGENIERIA. CIVIL. DE INGENIERIA. Por otro lado la modelación del pórtico se realiza en el programa SAP_2000 siendo el principal instrumento para la estimación de los esfuerzos; para luego diseñarlas por el método LRFD especificado 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.. FACULTAD. 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 geográfica seleccionada Cuenca-Ecuador; esto entre las mas importantes.. UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. La presente TESINA 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 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 superficie del terreno, misma que se acoplara a una columna que a diferencia de la viga de cubierta serán de alma llena.. DISEÑO ESTRUCTURAL DE PORTICO METALICO PARA NAVE INDUSTRIAL CON PUENTE GRUA.. Tesis previa a la obtencion de Titulo de INGENIERO CIVIL TUTOR:. Dr. Ing. Roberto Gamón Torres. INTEGRANTES: Altamirano Altamirano Wilson Jhon Aragon Arcentales Juan Gabriel. 2010.

(2) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 2.

(3) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. Jhon Altamirano. Gabriel Aragón AUTORES:. DEDICATORIA.. DEDICAMOS ESTA TESINA A NUESTROS PADRES QUE NUNCA DEJARON DE CONFIAR EN NOSOTROS. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 3.

(4) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 conocimientos y por el apoyo brindado.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 4.

(5) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. INDICE INTRODUCCION...................................................................................... 7 ANTECEDENTES Y JUSTIFICACIÓN ..................................................... 8 OBJETIVOS ........................................................................................... 8 Objetivo General ........................................................................................................... 8 Objetivos Específicos ................................................................................................... 8. CAPITULO I ........................................................................................... 9 GENERALIDADES ..................................................................................................... 9 1.1. 1.2.. CARACTERÍSTICAS GENERALES DEL PROYECTO ..................................... 10 CARGAS:................................................................................................................ 10. 1.2.1. 1.2.2. 1.2.3. 1.2.4.. 1.3. 1.4.. REQUISITOS DE RESISTENCIA POR EL MÉTODO LRFD ............................. 11 DESCRIPCIÓN DEL CÓDIGO ECUATORIANO DE LA CONSTRUCCIÓN ... 12. 1.4.1. 1.4.2. 1.4.3. 1.4.4. 1.4.5.. 1.5.. CARGA MUERTA...................................................................................................... 10 CARGA VIVA ............................................................................................................ 11 CARGA SÍSMICA ...................................................................................................... 11 FACTORES Y COMBINACIONES DE CARGA ...................................................... 11. BASES DE DISEÑO ................................................................................................... 12 CARGA SÍSMICA REACTIVA W ............................................................................ 16 CORTANTE BASAL DE DISEÑO ............................................................................ 16 DISTRIBUCIÓN VERTICAL DE LAS FUERZAS LATERALES ........................... 21 DISTRIBUCIÓN HORIZONTAL DEL CORTANTE ................................................ 21. ARMADURAS ....................................................................................................... 22. 1.5.1. 1.5.2.. TIPOS DE ARMADURAS DE CUBIERTA .............................................................. 22 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. 2.1.2. 2.1.3.. 2.2.. CARGAS PARA LA CORREA: ................................................................................. 25 CARGAS PARA LA VIGA CARRILERA: ................................................................ 26 CARGAS PARA EL PORTICO: ................................................................................. 27. MODELACIÓN DEL PÓRTICO DE LA NAVE INDUSTRIAL .......................... 29. 2.2.1. 2.2.2. 2.2.3.. MODELACION DE LA CORREA ............................................................................. 29 MODELACION DE LA VIGA CARRILERA ............................................................ 33 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 5.

(6) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA 3.1.2. 3.1.3. 3.1.4. 3.1.5.. DISEÑO DE LA CORREA PARA LA CUBIERTA .................................................. 53 ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS .............................................................. 58 DISEÑO DE LA VIGA CARRILERA DEL PUENTE GRÚA................................... 60 DISEÑO DE LA MÉNSULA PARA LA VIGA CARRILERA .................................. 65. 3.2. MIEMBROS SOMETIDOS A CARGAS AXIALES Y DE FLEXOCOMPRECION. ..................................................................................................... 70 3.2.1. 3.2.2. 3.2.3. 3.2.4.. 3.3.. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS ............................................................... 70 DISEÑO DE LA VIGA DE CUBIERTA .................................................................... 72 ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS. ............................................................. 76 DISEÑO DE LA COLUMNA (ALMA LLENA): ....................................................... 81. DISEÑO DE LAS CONEXIONES. ........................................................................ 88. 3.3.1. 3.3.2. 3.3.3. 3.3.4. 3.3.5.. ESPECIFICACIONES AISI UTILIZADAS ............................................................... 88 ESPECIFICACIONES AISC UTILIZADAS: ............................................................. 89 DISEÑO NUDO EN LA VIGA DE CUBIERTA ........................................................ 90 DISEÑO CONEXIÓN COLUMNA-VIGA DE CUBIERTA: .................................... 92 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 6.

(7) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 7.

(8) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 8.

(9) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. CAPITULO I. GENERALIDADES. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 9.

(10) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 10.

(11) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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:. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 11.

(12) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 12.

(13) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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: Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 13.

(14) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 =. Σ𝑕𝑖 Σ. 𝑕𝑖. 𝑁=. 𝑉𝑠 𝑖. Σ𝑕𝑖 Σ. 𝑕𝑖 𝑁𝑖. 𝑆𝑢 =. Σ𝑕𝑖 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). Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 14.

(15) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 15.

(16) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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: 𝑍𝐼𝐶 𝑉= 𝑊 𝑅𝜙𝑃 𝜙𝐸. 1,25𝑆 𝑆 𝐶= 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 16.

(17) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 17.

(18) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. Tabla 4. Coeficiente de Configuración en Planta. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 18.

(19) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. Tabla 5. Irregularidades en elevación.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 19.

(20) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 sismoresistente acordes con la filosofía de diseño del presente código.. Tabla 6. Coeficiente de reducción de respuesta estructural. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 20.

(21) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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: 𝑛. 𝑉 = 𝐹𝑡 +. 𝐹𝑖. 𝑉 = 0,07𝑇𝑉. 𝑖=1. 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: 𝑉 − 𝐹𝑡 𝑊𝑥 𝑕𝑥 𝐹𝑥 = 𝑛 𝑖=1 𝑤𝑖 ∗ 𝑕𝑖 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 Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 21.

(22) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 22.

(23) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 23.

(24) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. CAPITULO II. CÁLCULO DE LAS CARGAS Y MODELACION DEL PORTICO PARA UNA NAVE INDUSTRIAL. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 24.

(25) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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] 222 𝑞𝑏 = = 30,86 𝑘𝑔/𝑚2 16 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 / Sotavento Ce = -0,4 Pared Vertical Ce = 0,9 Coeficiente de Esbeltez:. qe = -15,1 kg/m^2 qe = -23,46 kg/m^2 qe = 52,78 kg/m^2. λ = B/H = 24,4/9,3 = 2,62. NOTA.- Las cargas antes mencionadas están perpendiculares al plano de la cubierta.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 25.

(26) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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: Peso propio de la Viga Carrilera:. 20 kg/ml 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 𝑊 𝑅𝜙𝑃 𝜙𝐸. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 26.

(27) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 27.

(28) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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= 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). 𝑍𝐼𝐶 𝑊 𝑅𝜙𝑃 𝜙𝐸 ΦE = 1 (6.2.3.2) R = 7 (tabla 7) T = 0,468 (6.2.4.1) C=3. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 28.

(29) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 Lr Wb Ws. Corresponde al Peso propio de la estructura y los Di-paneles sobre esta. kg/ml D.y D.z D.x=Momento Generado Carga Viva distribuida sobre la Cubierta. kg/ml Lr.y Lr.z Lr.z=Momento Generado Correspondiente a la carga distribuida de viento; Barlovento. kg/ml Wb.z Correspondiente a la carga distribuida de viento; Sotavento. kg/ml Ws.z. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 29.

(30) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 30.

(31) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. CONDICIONES DE CONTORNO. 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. ELEMENTO FINITO. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 31.

(32) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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) Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 32.

(33) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 2.2.2. MODELACION DE LA VIGA CARRILERA. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 33.

(34) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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. SISMO.y Kg Combinaciones de cargas:. CONBINACIONES DE CARGAS ENVOLVENTE (La combinación “D + Lr” se correrá para ver la deformada). Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 34.

(35) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. Ubicación da cargas “vivas" y “sismo”:. ELEMENTO FINITO. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 35.

(36) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 36.

(37) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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). Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 37.

(38) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 38.

(39) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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). Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 39.

(40) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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). Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 40.

(41) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 41.

(42) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 42.

(43) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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). Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 43.

(44) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. TABLE: Fuerzas axiales en elementos de Cubierta. Fram Longitu Envolv e d nt Text cm Text 155 Max 131 155 Min 156 Max 131 156 Min 157 Max 131 157 Min 158 Max 131 158 Min 159 Max 141.2 159 Min 160 Max 141.2 160 Min 161 Max 141.2 161 Min 162 Max 141.2 162 Min 163 Max 141.2 163 Min 164 Max 204 164 Min 165 Max 232.8 165 Min. P Kgf 6112.33 -7733.61 6112.33 -7733.61 -434.6 31370.78 -434.6 31370.78 -2473.46 39130.08 -2473.46 39130.08 -3220.69 38498.09 -3220.69 38498.09 -3230.34 33797.79 7148.75 735.71 -23.65 -4453.82. 166 166 167 167 168 168 169 169 170 170 171 171 172 172 173 173 188 188 189 189 190 190 191 191 206 206 207 207 208 208 209 209 210 210. 232.8 205.1 205.1 280.5 280.5 153.7 153.7 139.3 168 132 98 66 130 260 270 280 280. Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min Max Min. 3323.7 -173.07 530.66 -1439.38 575.79 -979.49 3657.39 -281.69 52.65 -7693.91 12467.42 356.75 -847.09 21981.86 36992.9 1789.53 -87.7 -1493.47 -87.7 -1488.56 -85.59 -1481.11 -85.59 -1476.74 2271.56 37694.86 17426.07 -2218.31 32504.45 1331.96 35290.11 2629 32787.98 2739.94. ENUMERACIÓN DE LOS ELEMENTOS DE LA CELOCIA Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 44.

(45) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. CAPITULO III. DISEÑO MANUAL DE LOS MIEMBROS ESTRUCTURALES. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 45.

(46) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 3.1.MIEMBROS SOMETIDOS A FLEXIÓN, LATERAL Y FUERZA CORTANTE.. PANDEO. 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 𝑤 𝐾 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: Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 46.

(47) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 47.

(48) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 =. 𝑑3 𝑡𝑠𝑒𝑛2 𝜃 12. 𝐴´𝑠 = 𝑑´𝑠 𝑡. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 48.

(49) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 = 399 𝑡4. 3. 𝑤 𝑡. 𝑆. −. 𝐾𝑢 4. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 49.

(50) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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. 𝑀𝑐 𝑀𝑛 = 𝑆𝑐 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 = Para Me≤0,56My. 10𝑀𝑦 10 𝑀𝑦 1 − 9 36𝑀𝑒 Mc = Me. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 50.

(51) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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: 𝜋 2 ∗ 𝐶𝑏 ∗ 𝑑 ∗ 𝐼𝑦𝑐 𝐿2 C3.2 Resistencia para cortante exclusivamente 𝑀𝑒 =. 𝐼𝑦𝑐 =. 𝐼𝑦 2. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 51.

(52) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 > 0,5 ∅𝑏 𝑀𝑛𝑥𝑜. 𝑦. 𝑉𝑢 ∅𝑣 𝑉𝑛. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 52.

(53) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 ∅𝑓 𝐹𝑦. Φf = 0,95(Para secciones con alas rigidizadas o parcialmente rigidizadas AISI C3.1.1) 𝑆𝑟𝑥 ≥. 99018 = 41,7 𝑐𝑚2 0,9 ∗ 2500. 𝑆𝑟𝑦 ≥. 4020 = 1,7 𝑐𝑚2 0,9 ∗ 2500. 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. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 53.

(54) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 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 𝑤 𝐾 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 2,1𝐸6 = 1,28 = 37,1 𝑭 2500. 𝑆 = 12,37 3. 𝑺 𝒘 < <𝑆 𝟑 𝒕. 𝑃𝑎𝑟𝑎 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 = 𝟑𝟗𝟗𝒕. 𝟒. 𝒘 𝒕. 𝑺. 𝟑. −. 𝒌𝒖. Ku = 0,43. 𝟒. 3. 𝐼𝑎 = 399 ∗ 0,34. 12,69 0,43 − 37,1 4. = 9,21𝐸 − 6 𝑐𝑚4. Momento de inercia real del rigidizador de borde: 𝑰𝒔 =. 𝒕𝒅𝟑 0,3 ∗ 0,93 = = 0,018 𝑐𝑚4 𝟏𝟐 12. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 54.

(55) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. Para el labio rigidizador simple, con 140° ≥ θ ≥40°, siendo θ = 90° y D/w ≤ 0,8: 𝑪𝟐 =. 𝑰𝒔 ≤𝟏 𝑰𝒂. 𝐶2 =. 0,018 = 1954,8 9,21𝐸6. →. 𝐶2 = 1. n = 0,5 Ka = 5,25 – 5(D/w) ≤ 4 Ka = 5,25 – 5*0,39 = 3,3 1. 𝑲 = 𝑪𝒏𝟐 𝑲𝒂 − 𝑲𝒖 + 𝑲𝒖 = 12 3,3 − 0,43 =2,42 Cálculo del factor de esbeltez:. 𝜆=. 1,052 2,42. 12,69. 2500 = 0,30 ≤ 0,673 2,1𝐸6. 𝑂𝐾.. (AISI B2.1.a), toda el ala en compresión es efectiva. Cálculo del factor de esbeltez del rigidizador de borde:. 𝝀=. 𝟏, 𝟎𝟓𝟐 𝒅 𝑲 𝒕. 𝑭 1,052 = 3 𝑬 0,43. 2500 = 0,17 ≤ 0,673 2,1𝐸6. 𝑂𝑘. Todo el rigidizador es efectivo. Cálculo del factor de esbeltez del alma (AISI B2.3):. 𝝀=. 𝟏, 𝟎𝟓𝟐 𝒉𝒂 𝒕 𝑲. 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 = -1 163 − 5,97 𝑓1 = −𝑓2 = ∗ 2500 = 2408,5 𝐾𝑔 163 𝐾 = 4 + 2 1 − −1. 3. + 2 1 − −1. = 24. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 55.

(56) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. 𝜆=. 1,052 24. 2408,5 = 0,40 ≤ 0,673 𝑂𝐾 2,1𝐸6. 54,35. 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 = 66,97 2500. 𝑦 1,51. 𝑕𝑎 𝑡. = 101,13 𝑙𝑖𝑚. 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 ≤ ∅𝒗 𝑽𝒏 = ∅𝒗 𝑨𝒘𝑭𝒗 AISI C 3.2.1 Φb = 0,95 Aw = ha * t = 16,3 * 0,3 = 4,89 cm2 ∅𝑣 𝑉𝑛 = 0,95 ∗ 4,89 ∗ 1500 = 6972,5 𝐾𝑔. > 𝑉𝑢𝑥 = 826 𝐾𝑔.. 𝑶𝑲.. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 56.

(57) UNIVERSIDAD ESTATAL DE CUENCA. Revisión para vigas rigidizadas transversales en las almas: 𝑴𝒖𝒙 𝑽𝒖𝒙 + ≤ 𝟏, 𝟑 ∅𝒃 𝑴𝒏𝒙 ∅𝒗 𝑽𝒏 ∅𝑏 𝑀𝑛𝑥 = 𝑆𝑥 ∗ ∅𝑏 ∗ 𝐹𝑦 = 422 ∗ 0,95 ∗ 2500 = 1002250 𝐾𝑔. 𝑐𝑚 826 99018 + = 0,2 ≤ 1,3 6972,5 1002250. 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 =. 𝑆𝑥𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑙 = 6,66 𝑐𝑚3. 𝑴𝒖𝒚 = 1,7 𝑐𝑚3 ∅𝒇 𝑭𝒚. →. 𝑆𝑥𝑝𝑒𝑟𝑓𝑖𝑙 = 3,33 𝑐𝑚3 > 𝑆𝑥𝑟𝑒𝑞 2. Wilson Jhon Altamirano Altamirano Juan Gabriel Aragón Arcentales 57.