Ingenieria, Fbricacion y Montaje de Estructuras Metalicas

Elaboro: Ing. Francisco Rodríguez Lezama

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DISEÑOS ESTRUCTURALES DE ACERO S.A. DE C.V. www.deasaingenieria.com.mx

D.E.A.S.A.

INGENIERIA GARANTIZADA ESIME-AZCAPOTZALCO ACADEMIA DE PROYECTO

MATERIA: ESTRUCTURAS


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PROLOGO “Ingeniería, Fabricación y Montaje de Estructuras Metálicas”; es un texto

fundamental; para ingenieros, arquitectos, supervisores y cualquier profesional

dedicado a la aplicación práctica de la ingeniería de estructuras metálicas; así

como para estudiantes y profesores; de las materias referentes al diseño de

estructuras metálicas; los estudiantes que utilicen este libro, deberán haber

cursados materias como: Mecánica de materiales, Mecánica de Sólidos y/o

Resistencia de los materiales. El planteamiento original del Diseño Mecánico-

Estructural se basa en el las normas y formulas recomendadas por el AISC y el

EUROCODIGO; las ecuaciones matemáticas para resolver problemas

estructurales radica en el razonamiento y entendimiento de la mecánica

estructural de los materiales; el dominio de estos conocimientos son la base

que los hoy estudiantes y futuros ingenieros deben de dominar para la solución

e innovación de las interrogantes de la ingeniería estructural; México debe

evolucionar en sus sistemas de Ingeniería estructural y el diseño y construcción

con acero por el momento es la alternativa más convincente, por la muchas

ventajas sobre otros materiales para la construcción, en principio por poseer

una excelente capacidad de resistencia y deformación, además de ser un

material homogéneo y que mantiene uniformidad de las propiedades mecánicas

y físicas en el transcurso del tiempo; la fabricación en talleres ajenos

completamente a la obra ofrece una excelente manejabilidad y programación de

los componentes estructurales en taller y campo, facilidad de transporte, así

como ligereza, ductilidad, resistencia a la fatiga y gran capacidad de absorción

de energía. En un país como México, que se ha caracterizado por tener zonas

de gran actividad sísmica y sobre todo donde lamentablemente se han tenido

experiencias terribles de devastación estructural; se ha demostrado que

construyendo con acero las construcciones tienen un comportamiento

altamente satisfactorio ante esos fenómenos naturales por la tenacidad que

caracteriza a este material.

En la cuestión económica, se refleja en la rapidez de la construcción que

significa pronta recuperación de la inversión; también por su menor peso se


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obtiene un ahorro considerable en las cimentaciones y por su alta relación

resistencia/peso se usa de manera intensiva en edificios verticales de grandes

alturas y estructuras como marcos rígidos y puentes de grandes claros sin

apoyos centrales.

Hoy en día la aplicación de los software de ingeniería están a la vanguardia del

análisis y diseño estructural; debido a que la tecnología es un medio que facilita

la inserción en la vida social de un país, tanto el alumno como el docente y el

profesional deben estar inmersos dentro del progreso informático, ya que a

medida que la experiencia en la informática y la computación acrecientan, en

esa misma correspondencia crece su respuesta eficaz a la demanda de la

sociedad. La innumerable cantidad de software de diseño y análisis sin duda

alguna han llevado a los ingenieros a cambios radicales en la sociedad actual.

En la implementación de la tecnología en la educación y práctica profesional se

han creado un conjunto de recursos informáticos diseñados para ser utilizados

en el proceso de enseñanza y aprendizaje estos softwares de ingeniería están

diseñados y destinados a la enseñanza y el auto aprendizaje y son de gran

importancia ya que han producido cambios muy significativos debido a su uso y

desarrollo como medios de apoyo para realizar múltiples proyecto de Ingeniera

Mecánico Estructural. La elaboración del presente trabajo surge de la necesidad de vincular al máximo la teoría enseñada en las aulas y laboratorios de universidades e instituciones con respecto a los cursos referidos a la Mecánica Estructural; con la realidad practica de la Ingeniería en estructuras de acero aplicada en construcciones metálicas de México; en ese entendido nos convencemos que la teoría y la práctica están íntimamente ligadas. Según Einstein “no hay nada más práctico que una buena teoría”. La práctica sirve para entender la teoría y confirmarla, pero a su vez para reelaborarla, si la experiencia indica nuevas o diferentes formas de hacer ingeniería, fabricación y montaje de estructuras metálicas; ojala sea de buen aporte este trabajo. La práctica sin teoría es un salto al vacío, la teoría dirige la práctica de un modo ordenado y sistemático, evitando improvisaciones y la práctica a su vez, muestra los obstáculos encontrados, los logros, los imprevistos, etcétera, en interacción constante. En la actualidad para quienes nos dedicamos al diseño mecánico-estructural,


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resulta evidente que debemos conocer la teoría para asignar ciertos parámetros de diseño, pero a su vez esta práctica nos ayudará a reconocer y diferenciar ciertos aspectos estudiados en la teoría. En la enseñanza superior la combinación de teoría y práctica es insoslayable, sobre todo en el ámbito de la Ingeniera. El texto contiene también sus partes prácticas de aplicación sobre todo de las técnicas de fabricación montaje, transporte y todo el contexto que esto implica. En mucho agradezco la información de empresas como IMSA, AHMSA, INFRA, INDURA, MESSER y muchas otras ligadas al proceso de Ingeniería, Fabricación y Montaje de estructuras metálicas; a lo largo de mi experiencia profesional he recibido muchas recomendaciones, sugerencias, criticas y consejos recibidos por parte de muchos colegas tanto en la escuela como en el campo laboral; mi agradecimiento a todos ellos y si no los menciono de manera particular es por el temor de omitir a alguno; sin embrago cabe hacer un reconocimiento especial a la Ingeniero Dulce María Vázquez Dinorin, por haberme brindado todo el apoyo para la conclusión de este trabajo, también a Francisco Rodríguez Meza (Padre de un servidor); por haberme inculcado la pasión por las estructuras metálicas. Los Ingenieros: Martínez Cosgalla, Cortez Olivera, Espinoza Johnson, Villanueva González (QPD); me han servido como ejemplo y referencia académica a ellos mi más sincero reconocimiento.


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CONTENIDO CAPITULO I : PROPIEDADES, MECANICAS, GEOMETRICAS Y CARGAS.

1.1 Propiedades mecánicas y ensayos…………………………………………………………………………..….7

1.2 Clases de aceros y perfiles en México……………………………………………………………….………11

1.3 Condiciones de seguridad……………………………………………………………………………..…………16

1.4 Condiciones de agotamiento…………………………………………………………………………………...18

1.5 Método AISC LRFD (Diseño por Factores de Carga y Resistencia)……………………………..19

1.6 Clasificación de las Secciones Según el AISC-LRFD. ……………………………………….…………23

CAPITULO II VIGAS RECTAS SOMETIDAS A TENSION.

2.1 Introducción……………………………………………………………………………………………………………26

2.2 Diseño de miembros en tensión especificaciones AISC (LRFD)…………………………….…..30

CAPITULO III DISEÑO DE VIGAS EN FLEXIÓN.

3.1 Introducción……………………………………………………………………………………………………….…..37

3.2. Comportamiento de vigas a flexión…………………………………………………………..….…………37

3.3 Calculo de Vigas…………………………………………………………………………………………..…...…….39

3.4 Coeficiente de reducción Inelástica………………………………………………………………..…..……47

3.5 Pandeo en el alma……………………………………………………………………………………………..…….53

3.6 Trabes carril………………………………………………………………………………………………..…..……….62

3.7 Flexión especificaciones AISC (LRFD) ……………………………………………………………..…..…….63

CAPÍTULO IV. COLUMNAS.

4.1 Introducción…………………………………………………………………………………………………….…….118

4.2 Formula de Euler en carga axial…………………………………………………………………………..….120

4.3 Calculo de las piezas simples solicitadas a compresión axial…………………………………...123

4.4 Diseño de columnas método A.I.S.C. ………………………………………………………………..…...134

4.5 Placas Base de Columnas…………………………………………………………………………………...….153


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CAPÍTULO V. MEDIOS DE UNIÓN, REMACHES, TORNILLOS Y SOLDADURA.

5.1 Introducción………………………………………………………………………………………………………….159

5.2 Conexiones Remachadas………………………………………………………………………….…………….160

5.3 Conexiones Atornilladas………………………………………………………………………………….…….162

5.4 Tornillos de alta resistencia………………………………………………………………………………..….172

5.5 Comprobación de fuerzas a tensión………………………………………………………………………..175

5.6 Calculo a flexión simple………………………………………………………………………………………….176

5.7 Calculo a flexión compuesta………………………………………………………………………….……….179

5.8 Comprobación de secciones…………………………………………………………………………………..182

5.9 Método AISC………………………………………………………………………………………………………….183

5.10 Conexiones Soldadas……………………………………………………………………………………..…….205

CAPÍTULO VI FABRICACION.

6.1 Introducción…………………………………………………………………………………………………….……258

6.2 Trazo………………………………………………………………………………………………………….………….265 6.3 Corte………………………………………………………………………………………………………………….….268 6.4 Armado………………………………………………………………………………………………………………….293 6.5 Soldadura de taller……………………………………………………………………………………..………….301 6.6 Limpieza y pintura………………………………………………………………………………………………….351 6.7 Embarque……………………………………………………………………………………………………………...372 6.8 Montaje………………………………………….………………………………………………………………….….378 6.9 Tolerancias………………………………………………………………………………………………………...….407 APENDICES.……………………………………………………………………………………………………..…….…….415


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CAPITULO I : PROPIEDADES, MECANICAS, GEOMETRICAS Y CARGAS

1.1 Propiedades mecánicas y ensayos.

Hoy en día, los aceros son uno de los materiales más utilizados en el diseño

mecánico estructural de mayor importancia a nivel mundial. Por muchas

características deseables, los aceros han llevado a que se utilicen en una gran

variedad de aplicaciones. Están disponibles en muchas formas de productos y

ofrecen una alta resistencia inherente. Tienen un módulo de elasticidad muy

alto, de manera que las deformaciones bajo cargas son muy pequeñas.

Además, los aceros estructurales poseen una gran ductilidad (capacidad a

deformarse); tienen una relación esfuerzo-deformación unitaria en forma lineal,

incluso para esfuerzos relativamente altos y su módulo de elasticidad es el

mismo a tensión que a compresión.

Por tanto, el comportamiento de los aceros estructurales bajo cargas de

trabajo puede predecirse de forma “exacta” por medio de la teoría elástica.

Además, como se fabrican bajo condiciones de “control”, garantiza una calidad

uniforme.

Los aceros estructurales incluyen un gran número de aceros que debido a

su economía, resistencia, ductilidad y otras propiedades son apropiadas para

miembros que se cargan en una gran variedad de estructuras. Los perfiles y

láminas de acero que se destinan para su uso en puentes, edificios, equipos de

transporte, etc., se sujetan en general a las especificaciones de la ASTM

(American Society for Testing and Materials), que suministra “la calidad del

acero” de acuerdo a los requerimientos de la ASTM A6. Es un producto férreo

cuyo contenido en Carbono es igual o inferior al 2%. Cuando el contenido en

Carbono es superior al 2% hablamos de fundiciones y tiene otras

características o propiedades. Generalmente nos vamos a referir al acero A-36.

Sus características vienen recogidas en las normas; las propiedades

mecánicas de los aceros dependen de su composición química, del proceso de

laminado y del tratamiento térmico que experimente. Estas propiedades son

similares en tensión y compresión, y se determinarán por un ensayo de tensión.


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1.1.2 Ensayo de tensión.

Consiste en someter una probeta con una sección F0 y con una longitud

inicial L0; L0=5,65 Fo ; a un esfuerzo axial de tensión, creciente generalmente

hasta la rotura y con una longitud final Lu.

Las normas ASTM indican los procedimientos de la prueba esfuerzo

deformación; para conocer diferentes propiedades mecánicas una de las mas

importantes es el:

Donde:

ζF = Esfuerzo de fluencia.

ζR = Esfuerzo de rotura.

Consideramos ζr aunque la probeta rompa a una esfuerzo menor ζp ≈ 0.8*ζf

Donde el esfuerzo es Fuerza sobre Área (1.1)

Modulo de Young E = tg =

d

d

Figura 1-1. Curva esfuerzo-deformación típico para aceros


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El alargamiento de la probeta lo mediremos como

El valor típico que vamos a considerar como modulo de elasticidad o modulo de

Young, es E = 2.1*106 Kg/cm2; y como módulo de elasticidad transversal o

modulo de rigidez G = 8.1*105 Kg/cm2 y el coeficiente de Poisson vale = 0.3.

Por lo general, los aceros estructurales incluyen aceros con una clasificación

del límite de fluencia que va de 30 a 100 ksi. Los niveles de resistencia variados

se obtienen por la variación de la composición química y el tratamiento con

calor. Para fines de diseño, el Módulo de Elasticidad de los aceros estructurales

es de 29,000 ksi = (2,040,000 kg/ cm2).

El mayor esfuerzo para el que todavía es válida la Ley de Hooke y que puede

resistir el material sin deformación permanente se denomina límite proporcional

y límite elástico respectivamente. Después de la región plástica se tiene una

zona llamada endurecimiento por deformación en la que se requieren esfuerzos

adicionales para producir deformaciones mayores; así mismo para determinar

mas propiedades mecánicas; se realizan pruebas mecánicas diferentes al

acero.

1.1.3Ensayo de doblado.

Sirve para conocer si la ductibilidad del material es adecuada, se define

como el ángulo para el que aparece la primera grieta al realizar el doblado

sobre una probeta.

Figura 1-2. Ensayo de doblado para aceros


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ángulo que forman las dos partes rectas de la placa

Tenemos la medida cuando aparece la primera grieta; en cualquier parte de

la zona de lectura.

Este ensayo mide la utilidad, la capacidad de deformación de la placa; que el

acero se pueda doblar sin sufrir agrietamiento.

1.1.4 Ensayo de dureza.

Sirve para medir la fragilidad del acero; la capacidad para partirse cuando se

le aplica una carga. La fragilidad es una característica contraria a la ductilidad,

la capacidad para romperse sin apenas deformaciones.

Fabricamos una probeta de acero en la que practicamos una entalladura de

2mm.

A continuación se le aplica en una sección de entalladura (ho) una carga a

través de un péndulo (Po) y el trabajo realizado por dicho péndulo dividido por

la sección de la probeta expresa la resiliencia del acero. Cuanto más frágil sea

el acero, menos le costará atravesar la sección.

Figura 1-3. Ensayo de dureza para aceros


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1.1.5 Ensayo de fatiga.

Es la solicitación de un acero a cargas de distinta intensidad (o signo), son

aceros que están sometidos a cargas variables y al esfuerzo de rotura por fatiga

es inferior al esfuerzo de rotura por carga estática. Estos ensayos pueden ser

tensión, de compresión, de flexión.

Los tipos de carga que se aplicarán, podrán ser alternativos (cuando

aplicamos desde – a + ); intermitentes (desde 0 a + o desde 0 a – );

pulsatorio (- 1 a – 2 o + 1 a + 2 )

Cuando utilizamos uno de estos ensayos tendremos una curva tipo Wöhler.

Siempre son asintóticas horizontalmente y ese valor es el admisible por fatiga.

1.2 Clases de aceros y perfiles en México.

Según la norma ASTM, se definen las clases de acero por su tipo y la

calidad según tabla de dicha norma.

y (Kg/cm2); es el esfuerzo de fluencia y Fu el esfuerzo ultimo.

Figura 1-4. Ensayo de fatiga para aceros


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(Norma oficial mexicana y propiedades mecánicas)

TIPO ASTM Nom Fy (kg/cm2) Fu (kg/cm2)

A36 B-254 2530 4080

A53 B-177 2460 4220

A529 B-99 2950 5980

El acero mas comercial y más habitual es el A-36 y el A-50 para estructuras

metálicas; la elección del acero depende según las características del proyecto

y las posibilidades de compra en cada momento. En partes secundarias

podremos hacer uso de un acero de menor resistencia.

1.2.1 Productos laminados.

Para una estructura usamos aceros en una forma estandarizada; que nos

ofrece el mercado y la más adecuada en cada momento.

Tenemos los productos laminados que menciona el IMCA y observamos las

características de cada uno.

PERFILES IE.

Las uniones son redondeadas; tiene muy buena inercia respecto x y muy

pequeña respecto a y. Su uso es muy recomendable.

Figura 1-5 (a) . Perfil laminado IE

Tabla 1.1 Tipos de aceros


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PERFILES IR.

Sus lados son rectos y en México son las vigas más usadas y recomendadas

por su amplia variedad en dimensiones.

PERFILES IS.

Según sea la sección normal, ligera o pesada; se le denominará perfil I soldado.

Es parecida a la anterior, armada en taller de 3 placas.

Figura 1-5 (b) Perfil laminado IR

Figura 1-5 (c) Perfil soldado IS


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PERFILES CE.

Son muy utilizados para formar perfiles compuestos, generalmente se les

conoce como canales.

PERFILES LI Y LD

Sirven como elemento de unión; cuerdas y contraventeos; las dimensiones

son iguales. Los LI tienen los lados iguales y los LD, lados desiguales se les

conocen como ángulos.

PERFILES EN T.

Realmente en México; son perfiles IR cortados exactamente a la mitad.

Figura 1-5 (d) Perfil laminado CE

Figura 1-5 (e) Perfil laminado LI

Figura 1-5 (f) Perfil laminado TE


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Además de estos tenemos algunas las siguientes secciones.

REDONDO.

Macizo circular el diámetro varía de 6 a 50 mm

CUADRADO.

Sección cuadrada maciza de lado va desde los 6 mm hasta los 50.

TUBO CUADRADO OR (PTR).

Cuando tenemos una sección rectangular hueca que va desde los 25mm hasta

los 406mm tendremos que la sección será ligera, media o pesada según el

espesor e.

Blanco....................e = 2.6 mm

Verde.....................e = 4.0 mm

Rojo…...................e = 4.8 mm

Figura 1-5 (g) Perfil laminado OS

Figura 1-5 (i) Perfil laminado OR

Figura 1-5 (h) Perfil laminado cuadrado


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1.3 Condiciones de seguridad.

Se admite que la seguridad de una estructura es aceptable cuando mediante

cálculos, por los métodos definidos en norma; y sometiendo la estructura a las

acciones ponderadas establecidas en la combinación que resulta más

desfavorable, se comprueba que la estructura, en su conjunto y cada uno de

sus elementos son estáticamente estables y que los esfuerzos calculados no

sobrepasan la correspondiente condición de agotamiento.

En cuanto a la estabilidad, si tenemos que existen nudos no rígidos

(articulaciones); habrá que disponer en la misma recuadros arriostrados por

triangulaciones o por amarre con muro (esto es, impedir que la estructura tenga

movimiento horizontal)

Se admite que la deformación de una estructura es aceptable cuando;

mediante cálculos por los métodos definidos en la norma y sometiéndola a las

acciones características establecidas en la combinación más favorable, se

comprueba que las deformaciones calculadas no sobrepasen en ningún

momento los límites de deformación prescritos.

En cuanto a los límites de deformación las flechas L son:

-Vigas puente de grúa viajera........................................L/1000

-Armaduras de celosía…………......................................L/250

-Vigas de hasta 5 mts y vigas que no soporten cargas puntuales.....L/300

-Vigas de más de 5 mts, que no soporten cargas puntuales............L/400

-Vigas que soporten cargas y columnas……......................L/250

-Ménsulas que soporten cargas puntuales..............................L/300

-Cualquier otro elemento........................................................L/500

1.3.1 Clasificación de las acciones.

-Acciones características; valor característico de una acción es el que tiene

la probabilidad de 0.05 (5%) de ser sobrepasado durante la ejecución y vida útil

de la estructura o eventualmente en las pruebas de carga especificada.


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-Acciones ponderadas; una acción ponderada es el producto de una acción

característica por el coeficiente de ponderación ( s ) que le corresponde en la

combinación de acciones en que se esté considerando.

A efectos de aplicación de coeficiente de ponderación; las acciones se

clasifican en dos grupos.

A) Acciones constantes: Actúan o pueden estar durante largo período de

tiempo o en todo momento, con valor fijo en posición o magnitud. Se

incluyen en este tipo el peso propio, las cargas permanentes, el peso y

el empuje del terreno, las acciones térmicas y los asientos de las

cimentaciones.

B) Acciones variables: Se consideran las de uso o explotación, las

sobrecargas de ejecución durante el período de montaje y construcción,

las acciones del viento, la sobrecarga producida por la nieve y las

acciones sísmicas.

Los valores característicos de las acciones que pueden provocar impacto; se

multiplicarán por los siguientes valores (esto es, por el efecto dinámico)

-Acumulación de personas a no ser que la norma contemple efecto

dinámico..............................................................................1.5

-Ascensores, montacargas o grúas eléctricas......................1.25

-Grúas accionadas a mano......................................1.1

Figura 1-6 (a) Vigas de un puente para grúa

Figura 1-6 (b) Grúa tipo Portal


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2

2

22xy

yxyx

I

2

22xy

yxyx

II

222 3 xyyxyxu

IIIIIIu 22

uu

u

576.03

2222226

2

1yzxzxyxzzyyxu

1.4 Condiciones de agotamiento.

Las relaciones de los esfuerzos normales y tangenciales; con las principales en

un estado es el siguiente.

La norma como condición de agotamiento para un estado plano de esfuerzo,

tendremos que la condición de agotamiento será la siguiente oagotamientu

Si en el Estado de esfuerzo Plano; tenemos los esfuerzos principales

Si tenemos un estado simple de tensión o compresión, tendremos u y

en un estado cortante simple ( 0yx ); tendremos que:

En un estado triple de esfuerzos; tenemos

(1.2a.)

(1.2b)

(1.4)

(1.3 a)

(1.3 b)

(1.5 a)

Figura 1-7 Estado general de Esfuerzos


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222

2

1IIIIIIIIIIIIu

22 3 xyxu

y conociendo los esfuerzos principales tenemos que u es igual a

En los casos de flexión simple o compuesta, que tenemos un esfuerzo

normal y uno tangencial tendremos

Esta ecuación es muy habitual y de mucho cuidado para evitar fallas y

colapsos estructurales.

1.5 Método AISC LRFD (Diseño por Factores de Carga y Resistencia.)

El diseño con factores de carga y resistencia se basa en los conceptos de

estados límite. El término de estado límite se utiliza para describir una condición

en la que una estructura o parte de ella deja de cumplir su función

predeterminada. Existen dos tipos de estado límite: los de resistencia y los de

servicio. Los primeros se basan en la seguridad o capacidad de carga de las

Figura 1-8 (a) Colapso de una techumbre

Figura 1-8 (b) Colapso de un puente

(1.5 b)

(1.5 c)


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estructuras e incluyen resistencias plásticas, de pandeo, de fractura, de fatiga,

de volteo, etc. Los segundos se refieren al comportamiento de las estructuras

bajo cargas normales de servicio y tiene que ver con aspectos asociados con el

uso y ocupación, tales como flechas excesivas, deslizamientos, vibraciones,

etc.

La estructura no solo debe ser capaz de resistir las cargas de diseño si no

también las de servicio en forma tal, que se cumplan los requisitos de los

usuarios de ella.

Las especificaciones del LRFD se concentran en requisitos muy específicos

relativos a los estados límite de resistencia y permiten cierta “libertad” en el

área de servicio.

En este método, las cargas de trabajo o servicio, Qi, se multiplican por

factores de carga o “de seguridad”, λi, que son casi siempre mayores de 1 y se

obtienen las cargas últimas o factorizadas. La estructura se proporciona para

que tenga una resistencia última de diseño suficiente para soportar las cargas

factorizadas. Esta resistencia se considera igual a la resistencia teórica o

nominal, Rn, del miembro estructural, multiplicada por un factor de resistencia

Figura 1-9 Curvas esfuerzo deformación para diferentes tipos de acero (AISC)


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φ, que es normalmente menor que 1. Con este factor, se intenta tomar en

cuenta las incertidumbres relativas a resistencia de los materiales, dimensiones

y mano de obra, etc. En pocas palabras, para un miembro particular se debe

cumplir que

1.5.1 Factores de Carga

El propósito de los factores de carga es incrementar las cargas para tomar en

cuenta las incertidumbres implicadas al estimar las magnitudes de las cargas

vivas, muertas y accidentales durante la vida útil de la estructura. El AISC-

LRFD tiene las siguientes combinaciones de carga: U representa la carga

última; D son las cargas muertas; L son las cargas vivas; Lr son las cargas

vivas en techos; S son las cargas de nieve; R son las cargas por lluvia, granizo

o hielo, sin incluir el encharcamiento; W son las cargas de viento y E son las

cargas sísmicas.

a) U = 1.4D

b) U = 1.2D + 1.6L + 0.5(Lr o S o R)

Si se consideran las fuerzas de viento o sismo:

c) U = 1.2D + 1.6(Lr o s o R) + (0.5L o 0.8W)

d) U = 1.2D + 1.3W + 0.5L + 0.5(Lr o s o R)

e) U = 1.2D + 1.5E + (0.5L o 0.2S)

Para considerar el posible efecto de volteo:

f) U = 0.9D – (1.3W o 1.5E)

1.5.2 Factores de Resistencia

Para estimar con “precisión” la resistencia última de una estructura, es

necesario tomar en cuenta las incertidumbres que se tiene en la resistencia de

los materiales, en las dimensiones, en la mano de obra, etc. Algunas de las

incertidumbres que afectan a estos factores son:

a) La resistencia de los materiales puede variar inicialmente en forma

considerable respecto a los valores supuestos y la variación será mayor con el

paso del tiempo debido al flujo plástico, a la corrosión y a la fatiga.

(1.6)


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b) Los métodos de análisis están sujetos con frecuencia a errores apreciables o

no se tiene un criterio definido para la estructuración.

c) Los fenómenos naturales como sismos, huracanes, tornados, etc., causan

condiciones difíciles de predecir.

d) Las incertidumbres durante el proceso constructivo así como el maltrato que

puedan recibir las estructuras durante la fabricación y montaje. Las cargas

constructivas pocas veces consideradas en los análisis de cargas, etc.

e) Las cargas muertas de una estructura pueden estimarse con bastante

exactitud, pero no así las cargas vivas.

f) Otras incertidumbres son la presencia de esfuerzos residuales y

concentraciones de esfuerzos, variaciones en las dimensiones de las

secciones, etc.

Tabla 1-2. Factores de resistencia del AISC


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1.6 Clasificación de las Secciones Según el AISC-LRFD

El AISC-LRFD proporciona valores límite para la relación ancho-espesor de

las partes individuales de miembros a compresión.

Un elemento no atiesado es una pieza proyectante con un borde libre,

paralelo a la dirección de la fuerza de compresión, en tanto que un elemento

atiesado está soportado a lo largo de los dos bordes en esa dirección.

Dependiendo de la relación ancho-espesor de los elementos y de sí éstos

están atiesados o no, los elementos se pandearán bajo diferentes condiciones

de esfuerzo. Para establecer estos límites, el AISC-LRFD clasifica a los

miembros en secciones compactas, secciones no compactas y elementos

esbeltos a compresión.

Secciones compactas. Es aquella con un perfil lo suficientemente fuerte

para que sea capaz de desarrollar una distribución total de esfuerzos plásticos

antes de pandearse. El término plástico significa que en todas las secciones

tiene presente el esfuerzo de fluencia. Para que un elemento se

clasifique como compacto, sus patines deben estar conectados en el alma o

almas en forma continua y las relaciones ancho espesor de sus elementos a

compresión deben ser mayores que los valores λp dados en la Tabla 1-3.

Secciones no compactas. Es aquella en la que el esfuerzo de fluencia puede

alcanzarse en algunos, pero no en todos sus elementos a compresión antes de

que ocurra el pandeo; no es capaz de alcanzar una distribución plástica de

esfuerzos total. Las secciones no compacta son aquellas con relaciones ancho-

espesor mayores que λp pero menores que λr.

Elementos esbeltos a compresión. Estos elementos tienen relaciones ancho-

espesor mayor que λr y se pandearán elásticamente antes de que se alcance el

esfuerzo de fluencia en cualquier parte de la sección. Para estos elementos es

necesario considerar resistencias al pandeo elástico.

Elementos esbeltos a compresión. Estos elementos tienen relaciones ancho-

espesor mayor que λr y se pandearán elásticamente antes de que se alcance el

esfuerzo de fluencia en cualquier parte de la sección. Para estos elementos es

necesario considerar resistencias al pandeo elástico.


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Tabla 1-3 (a) Relación ancho espesor en elementos no atiesados.


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Notas de las tablas 1.3:

1) Patines de vigas I laminadas y de canales a flexión.

2) Patines de vigas I híbridas y soldadas en flexión.

Tabla 1-3 (b) Relación ancho espesor en elementos atiesados.


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3) Patines proyectantes de miembros armados a compresión.

4) Pares de alas de ángulos sobresalientes en contacto continuo, patines de

canales en compresión axial, ángulos y placas proyectantes de vigas o

miembros a compresión.

5) Puntales en alas de ángulos simples; puntales en alas de ángulos dobles con

separadores; elementos no atiesados como elementos soportados solo en un

borde.

6) Almas de Tees.

7) Patines de cajones rectangulares o cuadrados y secciones estructurales

huecas con espesor uniforme sujetos a flexión o compresión; patines de cubre

placas y placas diafragma entre líneas de sujetadores o soldadura.

8) Anchos de cubre placas sin soporte perforados con una sucesión de

agujeros de acceso.

9) Almas en Flexocompresión.

10) Almas en flexión y compresión axial combinados.

11) Cualquier otro elemento atiesado uniformemente comprimido, i. e.

soportado a lo largo de dos bordes.

12) Secciones circulares huecas en Flexocompresión o en flexión.

CAPITULO II VIGAS RECTAS SOMETIDAS A TENSION:

2.1 Introducción.

En términos generales, el diseño por tensión es el más fácil, ya que al no

presentarse el problema del pandeo solo se necesita calcular la fuerza

factorizada que debe tomar el miembro y dividirla entre un esfuerzo de diseño

para obtener el área de la sección transversal necesaria. Los tipos de perfiles

utilizados para el diseño de elementos a tensión se presentan en la siguiente

figura.


27


D.E.A.S.A.



Según su constitución, se clasifican en piezas simples y compuestas.

-PIEZAS SIMPLES: Son las constituidas por:

1.-Un solo perfil. (IR, CE, LI, etc.)

2.-Perfiles o placas armadas.

-Unidas mediante remaches o tornillos, cuyas separaciones s cumplan las

condiciones,

Diámetro de barrenos.

Espesor mínimo de las piezas.

-Unidos mediante soldadura continúa; cuyas separaciones s cumplan las

condiciones,

3.-Perfiles con forro discontinuo de placa; con uniones mediante remaches,

tornillos o soldadura cuyas separaciones s cumplan la condición de que

Figura 2-1 Secciones típicas en tensión

asa 153

es 25

es 25

)(300 mms

e

rs 50


28


D.E.A.S.A.



radio de giro mínimo del perfil que lo tenga menor.

-PIEZAS COMPUESTAS: Son las constituidas por dos o más elementos

longitudinales enlazados entre sí. Cada elemento tendrá la constitución de una

pieza simple; en general estos elementos van enlazados entre sí por medio de

cartabones o de celosías.

Los enlaces cumplirán las condiciones siguientes:

a.-En la piezas con esfuerzo de tensión centrada, el enlace es

teóricamente innecesario; pero por razones de buena práctica de manufactura

se recomienda no separar estas cartabones más de 200 veces el radio de giro

mínimo, de cada elemento; ni mas de 2 metros.

b.-En las piezas con esfuerzo de tensión excéntrico los enlaces cumplirán

las condiciones impuestas a los enlaces de las barras comprimidas.

1.-El número de tramo en que se divida la pieza será mayor o igual a 3 y

siempre que sea posible la longitud l1 de cada uno de los tramos será constante

a lo largo de toda la pieza.

2.-La longitud l1 ha de ser igual a

Radio de giro mínimo de la pieza simple considerada.

3.-La disposición y las dimensiones de los enlaces se mantendrán

constantes en toda la pieza.

4.-En las piezas con celosía, el ángulo que forman las diagonales con

el eje de la pieza estará comprendido entre 30º y 60º.

5.-En los extremos de toda pieza compuesta con cartabón o con

celosía se dispondrán placas de nudo rígidamente a cada pieza simple.

2.1.2 Esfuerzo de tensión centrado.

Se calcularán solamente en el esfuerzo normal de tensión. Tendremos

r

rl 501

r

uA

F

**

(2.1a)


29


D.E.A.S.A.



RESISTENCIA DE CÁLCULO DEL ACERO,

FUERZA NORMAL PONDERADA,

ÁREA DE LA SECCIÓN NETA.

Cuando los medios de unión de la pieza solicitada a tensión centrada

sean exclusivamente tornillos de alta resistencia, se verificarán las dos

condiciones siguientes.

(2.1b)

2.1 (2.1c)

ÁREA SECCIÓN BRUTA

SUMA DE FUERZAS QUE TRANSMITEN LOS TORNILLOS

SITUADOS EN LA SECCIÓN NETA.

2.1.3 Esfuerzo de tensión excéntrico..

Se verificará la sección

MOMENTO FLECTOR PONDERADO

MÓDULO RESISTENTE DE LA SECCIÓN NETA;

PRODUCIDO POR LA EXCENTRICIDAD yFM **

u

nn S

M

A

F

*** (2.2)

u

*F

nA

uA

F

**

A

´F

u

nA

FF

´4.0**

*M

nS

*M

yFM **xFM **


30


D.E.A.S.A.



Cuando los medios de unión sean tornillos de alta resistencia;

exclusivamente se verificarán las dos condiciones siguientes

2.2 Diseño de miembros en tensión especificaciones AISC (LRFD)

El manual del AISC-LRFD, especifica que la resistencia de diseño de un

elemento a tensión, φt

Pn, será el menor de los valores obtenidos con las

siguientes expresiones:

1. Para el estado límite de fluencia en la sección bruta.

Pu = φt Fy Ag con φ

t = 0.90 (2.6)

2. Para la fractura en la sección neta en la que se encuentran agujeros de

tornillos o remaches.*

y

y

x

x

n S

M

S

M

A

F***

*

uS

M

A

F

***

u

nn S

M

A

NF

*** 4.0

(2.3)

(2.4)

(2.5)

Figura 2-2 Sección en tensión excéntrico


31


D.E.A.S.A.



Pu = φt Fu Ae con φ

t = 0.75 (2.7)

Donde Fu es el esfuerzo de tensión mínimo especificado y Ae es el área neta

efectiva que se supone resiste la tensión en la sección a través de los agujeros.

3. Para varillas y barras redondas.

Pu = φt Fu Adcon φ

t = 0.75 (2.8)

Donde Ad es el área total de la varilla calculada con base en el diámetro

exterior de la rosca.

2.2.1 Cálculo de áreas netas

Se define como el área bruta de la sección transversal menos el área de las

ranuras, muescas o agujeros. Al considerar el área de los agujeros, es

necesario restar un área un poco mayor que la nominal del agujero. Para

tornillos de alta resistencia, es necesario incrementar el diámetro del tornillo en

un octavo de pulgada. El área que se resta por agujeros es igual al área de los

agujeros por el espesor del metal.

Cuando se tiene más de una hilera de agujeros para tornillos en un miembro,

a veces es conveniente escalonar los agujeros a fin de tener el máximo de área

neta en cualquier sección para resistir la carga.

Para determinar el ancho neto del elemento con agujeros alternados o en

tres bolillos, se considera el ancho total del elemento sin tomar en cuenta la

línea a lo largo donde pueda ocurrir la falla, restar el diámetro de los agujeros a

lo largo de la sección en tres bolillos considerada y añadiendo por cada

diagonal una cantidad dada por la expresión s2

/ 4g. Donde s es el

espaciamiento longitudinal (o paso) entre dos agujeros cualesquiera y g es el

espaciamiento o gramil de dichos agujeros.

Figura 2-3 Barrenos Alternados


32


D.E.A.S.A.



Por la concentración de esfuerzos cortantes en la vecindad de una

conexión en elementos sometidos a tensión axial, se presenta una reducción de

la resistencia por tensión. En caso así, el flujo de esfuerzos de tensión entre la

sección transversal del miembro principal y la del miembro más pequeño

conectada a el, no es cien por ciento efectiva. Por tanto, el AISC–LRFD estipula

que el área neta efectiva, Ae, de dicho miembro se determina multiplicando su

área neta (si está atornillada o remachada) o su área total (si esta soldada) por

un factor de reducción U; este factor toma en cuenta de manera sencilla la

distribución no uniforme del esfuerzo de tensión.

1) Si la fuerza se transmite directamente a cada uno de los elementos de

la sección transversal de un elemento por medio de conectores, el área

neta efectiva, Ae es igual a su área neta, An.

2) Elementos atornillados o remachados. Si la fuerza se transmite por

medio de tornillos o remaches a través de algunos, pero no de todos los

elementos del miembro, el valor de Ae debe determinarse con

Ae = U An (2.9)

Donde U tiene los siguientes valores:

a) U = 0.90 En los perfiles IR, IS, IE con anchos de patín no

menores que 2/3 de sus peraltes y Tees estructural4es cortadas de esos

perfiles, siempre que la conexión sea por los patines. Las conexiones

atornilladas o remachadas deben tener no menos de tres conectores por

hilera en la dirección de la fuerza.

b) U = 0.85 En los perfiles IR, IS, IE que no cumplan con los

requisitos anteriores, Tees estructurales cortadas de esos y otros perfiles,

incluyendo secciones armadas. Las conexiones atornilladas o

remachadas deben tener no menos de tres conectores por hilera en la

dirección de la fuerza.

c) U = 0.75 en todos los miembros con conexiones atornilladas o

remachadas con sólo dos conectores por hilera en la dirección de la


33


D.E.A.S.A.



fuerza.

3) Elementos soldados.

a) Si la carga se transmite por medio de soldadura a través de algunos,

pero no de todos los elementos de un miembro a tensión, el área neta

efectiva debe determinarse multiplicando el coeficiente de reducción U por

el área total del miembro, Ae = U Ag. Donde U tiene los mismos valores

que para el inciso 2, sin tomar en cuenta la especificación relativa al

número de conectores.

b) Si una carga de tensión se transmite por medio de soldadura

transversal a algunos, pero no de todos los elementos con perfiles IR, IE o

IS, o bien a Tees estructurales cortadas de esos perfiles, el área neta

efectiva, Ae, será igual al área de las partes conectadas directamente.

c) En función de la longitud de la soldadura, la cual no podrá ser menor al

ancho de las placas o barras, el área neta efectiva será igual a U Ag,

donde U vale:

a. U = 1.0 si L > 2W

b. U = 0.87 si 2W > L > 1.5W

c. U = 0.75 si 1.5W > L > W

Donde L es la longitud del cordón de soldadura y W es el ancho de la placa

(distancia entre cordones).

2.2.2 Selección de Perfiles

Un criterio para seleccionar perfiles (exceptuando varillas) de miembros

sometidos a tensión es calculando el área mínima bruta que deberá ser igual

al área neta más el área estimada de los agujeros (en caso de conexiones

atornilladas). El área neta mínima se puede obtener de la expresión Pu = φt

Fu Ae, y Ae = UAn.

Aunque los miembros a tensión no presentan el problema de pandeo, el

AISC-LRFD recomienda usar una relación de esbeltez no mayor de L / 300


34


D.E.A.S.A.



para miembros a tensión, exceptuando a las varillas que se recomienda usar

una relación de esbeltez no mayor de L / 150. El propósito de estas

limitaciones es para garantizar que dichos elementos posean suficiente

rigidez para prevenir deflexiones laterales o vibraciones excesivas. Además,

se puede presentar el caso de inversión de esfuerzos en dichos elementos

durante el transporte y montaje o por la acción de viento o sismo. Las

especificaciones establecen que dichas fuerzas de compresión

“accidentales” no deben exceder del 50% de la resistencia de diseño por

compresión de los miembros.

Por otra parte, en el siguiente capítulo veremos que para relaciones de

esbeltez mayores de 200, los esfuerzos de diseño por compresión son muy

pequeños (para acero A-36 son menores de 6 ksi.)

2.2.3 Bloque de Cortante

La resistencia de diseño de un miembro a tensión no siempre está

especificada por las ecuaciones 2.6 o 2.7, o bien por la resistencia de los

sujetadores o soldadura con que se conecta el miembro. Esta puede

determinarse por la resistencia de su bloque de cortante.

La falla de un miembro puede ocurrir a lo largo de una trayectoria que

implique tensión en un plano y cortante en otro plano perpendicular. Es poco

probable que la fractura ocurra en ambos planos simultáneamente. Parece

lógico suponer que la carga causará que la resistencia a la fluencia se

alcance en un plano, en tanto que en el otro ya se haya excedido éste y esté

a punto de alcanzarse la fractura. No parece razonable sumar las

resistencias en ambos planos para determinar la resistencia del bloque de

cortante de un miembro específico.


35


D.E.A.S.A.



De la figura 2-4, desde el punto de vista de bloque de cortante y un área

pequeña a tensión y su resistencia principal a una falla del bloque de cortante

es el cortante y no la tensión.

Figura 2-4 Bloque de cortante

Figura 2-5 Ejemplos de bloque de cortante


36


D.E.A.S.A.



El AISC-LRFD considera que es lógico suponer que cuando ocurre una

fractura en esta zona con alta capacidad de corte, la pequeña área a tensión ya

ha fluido. Desde el punto de vista del bloque de cortante que tiene un área

grande a tensión y un área pequeña para el corte, el AISC-LRFD especifica que

en este caso la fuerza resistente primaria contra la falla en el bloque de cortante

será de tensión y no de corte; entonces, la falla en el bloque de cortante no

puede ocurrir hasta que se fracture el área de tensión, en este momento es

lógico suponer que el área de cortante ya ha fluido. Así, el diseño por bloque de

cortante se determine, primeramente calculando la resistencia por fractura a

tensión en la sección neta en una dirección y sumando a ese valor la

resistencia de fluencia por cortante en el área total del segmento perpendicular;

segundo, calculando la resistencia a la fractura por cortante en el área total

sujeta a tensión y sumando a este valor la resistencia a la fluencia por tensión

en el área neta del segmento perpendicular sujeto a cortante. La resistencia por

bloque de cortante es el mayor valor determinado de ambos casos.

1. Fractura por tensión y fluencia por cortante,

Pbs = φ( Fu Ant + 0.6Fy Avg)

2. Fractura por cortante y fluencia por tensión,

Pbs = φ( Fy Atg + 0.6Fu Ans)

Donde, φ= 0.75; Avg es el área total sujeta a cortante; Atg es el área total sujeta

a tensión; Ans es el área neta sujeta a cortante y Ant es el área neta sujeta a

tensión.

(2.10)

(2.11)


37


D.E.A.S.A.



CAPITULO III DISEÑO DE VIGAS EN FLEXIÓN.

3.1 Introducción

Las vigas son miembros estructurales que soportan cargas transversales a su

eje longitudinal. Entre los tipos de vigas están: vigas primarias (trabes), vigas

secundarias, largueros, trabes carril, puentes grúa, etc. El término trabe

denota una viga grande a la que se conectan otras vigas de menor tamaño.

Los perfiles IR son por lo general, las secciones más económicas para usarse

como vigas. Se usan montenes y zetas como largueros en techumbres

aligeradas y cuando los claros que tiene que cubrir no son muy grandes. Los

perfiles IR tienen una mayor cantidad de acero concentrado en sus patines

que las vigas IE, por lo que poseen mayores momentos de inercia (teorema

de los ejes paralelos) y momentos resistentes para un mismo peso, además

de que son relativamente anchos y tienen una rigidez lateral considerable. De

hecho, el AISC-LRFD toma muy poco en cuenta a los perfiles IE. Otro tipo de

vigas utilizada comúnmente para soportar losas de piso y techo son las

armaduras ligeras de cuerdas paralelas y celosía interna (Joist) estas

resultan muy económicas para grandes claros y cargas ligeras.

3.2. Comportamiento de vigas a flexión

Como se sabe, si la viga está sujeta a momento flexionante el esfuerzo en

cualquier punto de la sección transversal se puede calcular con la fórmula de la

escuadría s = Mc / I, recordando que esta expresión es aplicable solamente

cuando el esfuerzo máximo calculado en la viga es menor que el límite elástico.

La fórmula se basa las hipótesis básicas de la teoría elástica: el esfuerzo es

Figura 3-1 Tipos de Secciones para Vigas


38


D.E.A.S.A.



Figura 3-2 Vigas de alma llena

proporcional a la deformación unitaria, las secciones se mantienen planas antes

y después de la flexión, etc. El Módulo de Sección S es igual a I / c, donde c es

una constante para una sección específica y se considera como la distancia del

centro de gravedad a la fibra más alejada dentro del perfil. Así, la fórmula de la

escuadra se escribe como:

GENERALIDADES

Las vigas se clasifican en en dos formas como se ve en la fig. 3.2

1.-Vigas de alma llena: En la que tendremos

A.-Perfiles laminados sencillos o compuestos

B.-Vigas armadas; mediante placas soldadas entre

2.- Vigas en celosía

Para claros y cargas moderadas se utilizan vigas constituidas por perfiles

laminados sencillos o múltiples. Para mayores claros o cargas, normalmente se

utilizan vigas de celosía.

3.1


39


D.E.A.S.A.



Figura 3-3 Vigas de celosía

El nombre de alma llena se aplica por no estar aligerada dicha parte, al

contrario de lo que ocurre en las vigas de celosía.

Por motivos económicos; se suele preferir el empleo en primer lugar de los

perfiles laminados y luego de las vigas armadas. Así mismo, por economía del

material; se utilizan las vigas de celosía en lugar de las armadas aunque su

ejecución requiera una mayor mano de obra.

3.3 Calculo de Vigas

CÁLCULO GENERAL A FLEXIÓN SIMPLE.

En vigas resueltas con perfiles laminados, los que se utilizan

frecuentemente son el IR; el perfil IS no es económico puesto que son perfiles

soldados y el modulo de sección Sx; con respecto perfil IR utiliza mayor sección

de acero. Tanto los perfiles IE, IR como los IS se pueden reforzar con cubre

placas para aumentar su momento de inercia y su módulo de sección; como se

observa en la figura 3.3

Con esta disposición estamos aumentando la inercia

Figura 3-4 Viga con cubre placas en patines


40


D.E.A.S.A.



Repasando un poco lo que es la flexión

Tenemos que el esfuerzo de los puntos a una altura c de la sección.

Estas han sido los esfuerzos normales a una sección, provocados por la fuerza.

Veamos ahora los esfuerzos tangenciales * ; provocados por la fuerza

cortante *V

La expresión

MOMENTO ESTÁTICO DE LA SECCIÓN COMPRENDIDA ENTRE

y RESPECTO A LA FIBRA NEUTRA (respecto x)

Figura 3-5 Distribución de esfuerzos

scubreplacaperfil III

x

x

I

cM

**

x

x

x

x

S

M

I

hM *

*

*

max2

tI

QV

x

y

y

*

* (3.2b)

yQ

2h

c

(3.2a)


41


D.E.A.S.A.



ESPESOR DEL ALMA.

Esto se simplifica dando un valor cero en los patines y constante en el

alma, y el valor que se toma es:

(3.3)

ALTURA DEL ALMA.

En vigas cortas y muy cargadas donde *V pueda ser importante se

afinará el cálculo de * utilizándose la expresión exacta. Tendremos que la

comprobación de la sección sometida a flexión simple se realizará utilizando la

expresión de la condición de agotamiento en un estado plano de esfuerzos que

es

Por lo tanto en una sección; en un punto tal como este A deberíamos

comprobar que

y que para un punto tal como el B

3.3.1 Calculo de deformaciones

Las flechas se calcularán con la I de la sección bruta, las flechas de una

viga de celosía puede asimilarse a la de una viga de alma llena cuyo I sea

t

aht

V

*

ah

Fluencia 2*2* 3 (3.4)

FluenciaS

M

**

max (3.5)

a

Bht

V

**

(3.6)


42


D.E.A.S.A.



igual al 75% del correspondiente a los patines. La flecha f en el centro del

claro, de una viga de alma llena apoyada de sección constante y constituida por

un perfil simétrico de peralte h y claro l ; puede calcularse mediante la fórmula

MÁXIMO ESFUERZO PRODUCIDO POR EL MÁXIMO MOMENTO

FLECTOR;

COEFICIENTE QUE DEPENDE DEL TIPO DE APOYO DE LA VIGA Y

DEL TIPO DE CARGA.

3.3.2 Pandeo lateral de Vigas.

En la flexión de vigas; el patín sometido a compresión puede verse

afectado por el fenómeno de pandeo; según sea su esbeltez mecánica, dicho

pandeo tendrá lugar en el plano perpendicular a la viga, ya que en el propio

plano de la viga el alma de la misma lo impedirá. Por lo tanto deberá

comprobarse la seguridad de una viga o pieza flexionada al pandeo lateral. Si la

viga es de celosía, se comprobará el pandeo del patín comprimido conforme a

la teoría general de barras comprimidas.

La longitud de pandeo se decidirá en función de la distancia entre puntos

que coarten dicho posible pandeo lateral; no entre nudos de viga.

cmh

mlmm

Kg

mmf

222

Figura 3-6 Deformación de una Viga


43


D.E.A.S.A.



Figura 3-8 Momentos flexionantes de una viga con extremo empotrado

Figura 3-7 Deformación de una viga empotrada

Figura 3-9 Deflexión en viga con extremos empotrados

PATIN 1. COMPRIMIDO.

PATIN 2. TENSIONADO.

Esto lo veíamos anteriormente con los diagramas de esfuerzos.

Todo dependerá del sentido de los momentos flexionantes.

En cada caso vemos como se deforma la viga, ello se nos da a conocer

por la ley de flexionantes.

+


44


D.E.A.S.A.



Figura 3-10 Pandeo lateral

(3.7)

Adelante analizaremos el pandeo lateral o cuando la viga se deforma del

tal suerte que el perfil pueda hacer una cosa así.

Según el AISC, no es necesaria la comprobación de seguridad al pandeo

lateral cuando la viga soporte o esté incluida en un tablero o cubierta de rigidez

suficiente para que pueda considerarse que se realiza un arriostramiento

continuo del patín comprimido. Tampoco es necesaria la comprobación cuando

el patín comprimido de la viga esté firmemente inmovilizado en sentido

transversal en puntos aislados cuya distancia sea igual o menor que 40 veces

el radio de giro de dicho patín comprimido.

RADIO DE GIRO CORRESPONDIENTE AL EJE DE INERCIA

CONTENIDO EN EL PLANO DEL ALMA.

El armado impedirá el pandeo lateral del patín comprimido siempre que

las uniones entre vigas sean capaces de absorber el cortante originado por el

pandeo, este cortante se evalúa igual a

MÁXIMA FUERZA DE COMPRESIÓN DEBIDO AL MOMENTO

FLECTOR.

Referencia

Patín

yr

yr

100

** CF

V

*

CF


45


D.E.A.S.A.



Figura 3-11 Fuerza axial en la viga

Para comprobar el pandeo lateral debe cumplirse en la viga, la condición

MÁXIMO MOMENTO FLECTOR PONDERADO QUE ACTÚA

SOBRE LA VIGA O TRAMO DE LA MISMA CONSIDERADO.

MOMENTO CRÍTICO DEL PANDEO LATERAL.

El Momento Crítico en las piezas flectadas, es aquel que de alcanzarse

origina inestabilidad o pérdida de la forma original en el patín comprimido.

Depende de la forma de la sección, de la distribución de las cargas solicitantes

y de la posición de las mismas respecto al centro de gravedad.

VALOR DEL MOMENTO CRÍTICO PARA VIGAS DE SECCIÓN

SIMÉTRICA SENCILLA O PUNTUAL Y PARA CUALQUIER TIPO DE

SOLICITACIÓN O SECCIÓN DE CARGA.

LONGITUD DE PANDEO LATERAL DEL PATÍN COMPRIMIDO.

MOMENTO DE INERCIA DE LA VIGA RESPECTO AL EJE Y-Y.

MÓDULO DE TORSIÓN DE LA SECCIÓN DE LA VIGA.

CRMM *

*M

*

CRM

tyCR IIGEL

M

(3.8)

L

yI

GI

3

3

1iitt tbII (3.9)


46


D.E.A.S.A.



Figura 3-12 Sección transversal asimétrica

En este tipo de secciones tendríamos

Por lo tanto hallaríamos el momento crítico en esa fórmula, y

comprobaríamos que en ese momento crítico.

Estas fórmulas son válidas en el dominio elástico; es decir si el esfuerzo

crítico

LÍMITE DE PROPORCIONALIDAD DEL ACERO.

LÍMITE ELÁSTICO DEL ACERO.

DOMINIO INELÁSTICO.

Debemos entrar con el valor del esfuerzo crítico

26 /101.2 cmKpE 25 /101.8 cmKpG

)(3

1 3

33

3

22

3

11 tbtbtbIt

CRMM *

P

X

CRCR

S

M

eP 8.0

P

e

PCR

(3.10)

(3.11)


47


D.E.A.S.A.



3.4 Coeficiente de reducción Inelástica

Tendremos por lo tanto un Momento Crítico Real

Cuestiones Adicionales

1.- Para aplicar el Método del Momento Crítico es necesario que la viga

tenga sección simétrica, en caso contrario se aplica el método aproximado

consistente en suponer que el patín comprimido esta aislado respecto al alma

de la viga y sometido a la carga centrada *

CF ; se le estudia como barra sometida

a compresión centrada que intenta pandear en el plano exterior al de la viga.

Tenemos la sección de la viga, sometida a una flexión de tal manera que

tomemos un patín comprimido y otro tensionado.

.

dA ÁREA DEL PATÍN COMPRIMIDO

dAFd

hyc

s

**

RCRRCR KMM ,

RCRMM ,

*

x

yI

cM

*

Figura 3-13 Distribución de esfuerzos en una viga


48


D.E.A.S.A.



Figura 3-15 Vigas secundarias

(3.12)

*

cF VALOR QUE DEBEMOS APLICAR PARA ESTUDIAR LA VIGA POR EL

MÉTODO APROXIMADO. 2.- En las vigas continuas; en las zonas de apoyo el patín comprimido es el inferior, por lo que las viguetas dentro del claro no impiden el pandeo lateral si no se dispone cartabones de rigidización.

Una manera de arriostrar una viga sometida a flexión.

El sistema aquí expuesto no sirve para el caso anterior; en la zona del tramo

central de la viga continua sometida a tensión.

Figura 3-14 Patines en tensión y compresión

x

cc

I

SMF

*


49


D.E.A.S.A.



Figura 3-16 Atiezadores en vigas primarias

Lo que se dice aquí, es que se suelden atiezadores para rigidizar. Hemos de

tener en cuenta que tenemos que rigidizar la zona comprimida.

3.- Las vigas armadas se utilizan cuando las cargas exteriores son de tal

magnitud que los perfiles laminados no alcanzan las características

mecánicas necesarias.

El espesor t del alma para las vigas biapoyadas se toma dentro de los

siguientes valores.

Figura 3-17 Peralte h y espesor t

Tabla 3.1 Relación Peralte-Espesor


50


D.E.A.S.A.



También se puede practicar la expresión

Se recomienda

A esto se le llama peralte económico.

El número de cubre placas para conformar los patines será de tres, llegando

como máximo a cuatro; con espesores no mayores de 15 (mm) y nunca

mayores de 30 (mm) por soldabilidad pudiendo construirse mayor el patín

comprimido por trabajar a pandeo.

4.- En las vigas armadas los cubreplacas que conforman el patín comprimido

no deben sobresalir mucho del alma de la viga, debido a las deformaciones

locales.

Los cubreplacas que constituyen el patín comprimido de una viga armada

cuya dimensión b satisfaga las condiciones, que se indican continuación, no

necesita ser comprobadas a pandeo local.

Figura 3-18 Cubre placas en patín superior

100

ht

3*

*

5F

máxa

Mh

(3.13)

(3.14)


51


D.E.A.S.A.



.

ALTURA DE LA PARTE COMPRIMIDA DEL ALMA.

ALTURA DE LOS ATIEIZADORES.

Figura 3-20 Patines con extremos rigidizados

Figura 3-19 Patines con extremos libres

Figura 3-21 Patín de una viga con dos almas

ue

b

240015 (3.15)

ug

a

e

b

24003015

(3.16)

g

a


52


D.E.A.S.A.



5.- En vigas armadas o también en vigas de celosía, al ser el momento

flector variable con objeto de economizar material se adaptan sus secciones

transversales a los diferentes valores de M*, según el diagrama de

momentos. Esta forma de construcción es sólo válida para vigas de cierta

importancia y grandes claros. Así en el diagrama de momentos flectores se

establecen dos o más escalones discretizando dicho diagrama; el diagrama

de momentos flectores de agotamiento a lo largo de la viga debe envolver al

de momentos flectores ponderados que actúa sobre ella. Los cubreplacas

sobrepasarán el punto a partir del cual ya no son necesarias en una longitud

tal que para vigas remachadas sea por lo menos la colocación de dos filas de

remaches o tornillos; y en cubreplacas soldada sea por lo menos igual a la

mitad de ancho de dicho cubreplacas.

Figura 3-22 Vigas armadas con dos cubreplacas

(3.17)

ue

c

240045


53


D.E.A.S.A.



Ahora el Mmáx que aguanta la viga será mayor. Cuando discretizamos una

viga; esta ha de ser una envolvente de la ponderada.

6.- Limitaciones de las flechas de las vigas.

Los valores máximos de la relación flecha-longitud que se pueden adoptar

son los siguientes.

-vigas de cubierta 1/250

-vigas de hasta 5 mts de claro y vigas secundarias que no soporten cargas

puntuales 1/300

-vigas de más de 5 mts de claro; que no soporten cargas puntuales___ 1/400

-vigas que soporten cargas puntuales_______________ 1/500

-ménsulas con la flecha medida en el extremo libre_________ 1/300

-cualquier otro elemento (a menos que se justifique debidamente)___ 1/500

Aunque lo conveniente es hacer el cálculo real.

3.5 Pandeo en el alma.

En vigas armadas; se disponen montantes o atiezadores cuya misión es

evitar el pandeo del alma. Si tenemos una visión longitudinal de la viga y

tomamos un tramo del alma; sobre el tramo señalado tendremos esfuerzos

normales y tangenciales.

xumáx Sy

IM

´

´,

maxy

IIM u

(3.18)


54


D.E.A.S.A.



Se procede a la colocación de dos placas, una a cada lado, soldadas y es lo

que denominamos atiezadores.

SEGÚN EL AISC, NO ES NECESARIO COMPROBAR EL PANDEO DEL

ALMA EN LOS CASOS SIGUIENTES.

NO ES RECOMENDABLE NUNCA QUE

Figura 3-23 Atiezadores en el alma

Figura 3-24 Atiezadores por ambos lados

509016.0

36014.0

53013.0

A

A

A

h

t

a

006.0ah

t


55


D.E.A.S.A.



CASOS

1.- PANDEO DEL ALMA PRODUCIDA POR CARGAS CONCENTRADAS.

Estas pueden ser reacciones de los apoyos, o cargas puntuales, el AISC

indica que se colocarán atieizadores del alma en todos los puntos de la viga

en los que actúen cargas concentradas.

Para dimensionar los atiezadores debidos a cargas concentradas se

calcularán a compresión centrada, con longitud ha y considerando la sección

resistente compuesta por el propio atiezador y una zona del alma igual a

veinte veces su espesor.

Será necesario el cálculo del pandeo de esta sección en el caso de que la

esbeltez lo requiera; si en puntos de la viga sometidos a cargas concentradas

no se disponen atiezadores, se efectuará la comprobación a pandeo local del

alma considerando comprimida una zona eficaz de dicha alma igual a veinte

veces su espesor.

En este caso de una viga sometida a tres cargas puntuales, colocamos los

atiezadores en los puntos señalados y calculamos a compresión centrada.

Esta es la sección, con que realizamos el cálculo a compresión centrada

y la correspondiente comprobación a pandeo.

Figura 3-25 Cargas puntuales

Figura 3-26 Compresión centrada


56


D.E.A.S.A.



2.- PANDEO DEL ALMA PRODUCIDA POR ESFUERZOS DE

COMPRESIÓN.

Puede producirse el pandeo del alma debido a los esfuerzos normales de

compresión debidos a M* y V* ; en el interior de los rectángulos definidos por

los atiezadores colocados debido a cargas concentradas. La solución está en

colocar otros atiezadores intermedios que reduzcan las dimensiones de los

rectángulos primitivos. Cualquiera de los rectángulos en que hayamos

dividido el alma de la viga, estará sometido a

1.- Flexión pura *M

2.- Cortante *V

3.- Flexión simple *M y *V

4.- Flexión compuesta *M ; *V y *F

Esto significa que en los bordes del rectángulo debido a la flexión, existirán

esfuerzos normales de igual o diferente magnitud y de igual o diferente signo.

Por consiguiente, vemos que estos rectángulos podrán tener

Figura 3-27 Distribución de esfuerzos


57


D.E.A.S.A.



3.5.1 Calculo de esfuerzo critico de pandeo en el alma

El esfuerzo crítico de pandeo o de Euler

Coeficiente de Poisson.

Sustituyendo esos dos valores tendremos que

Esta es la expresión de esfuerzo crítico de pandeo de Euler; tendremos los

siguientes casos de comparación.

A.-Si el rectángulo está sometido sólo a esfuerzos normales en sus bordes

tendremos que

ESFUERZO CRÍTICO IDEAL DE PANDEO, EN LOS BORDES DEL

RECTÁNGULO

COEFICIENTE DE RESISTENCIA

B.-Sólo esfuerzos tangenciales en los bordes del rectángulo

COEFICIENTE DE RESISTENCIA

C.- Esfuerzos normales de máximo valor y tangenciales

2

2

2

112

a

Eh

tE

26 /101.2 cmKgE

3.0

2

4108.189

a

Eh

t

Ei K 1

i

1K

Ei K 2

2K

* *

2*

2**

2*2*

4

3

4

1

3

iii

coi

idealcompcoi .

(3.19)

(3.20)

(3.21)

(3.22)


58


D.E.A.S.A.



1K y 2K IGUAL QUE EN EL CASO ANTERIOR.

RELACIÓN DE VALORES EXTREMOS ESFUERZOS TANGENCIALES.

En los rectángulos debe cumplirse que

Esto es válido si; (Dominio elástico)

Si tenemos que dominio inelástico

TABLA AISC

3.5.2 Atiezadores longitudinales.

Cuando no fuesen suficientes los atiezadores transversales para

asegurar la estabilidad del alma frente al fenómeno de pandeo, se dispondrá

además un atiezador longitudinal en la zona comprimida de tal forma que la

relación sea 1/4” ó 1/5”; entonces se volverá a comprobar el rectángulo

superior y se utilizará en el cálculo de , en sustitución de . El

2*2* 3 cocoi

Figura 3-28 Atiezadores longitudinales

Ep 8.0pcoi

pcoi correalco .

coircor K

rK

cocor ;cor coi

E ´h ah

ahh´/

(3.23)


59


D.E.A.S.A.



Momento de Inercia de un atiezador transversal para que pueda considerarse

como ultra-rígido, deberá cumplir

RESPECTO A UN EJE CONTENIDO EN EL PLANO DE SIMETRÍA

DEL ALMA.

El Momento de Inercia de un atiezador longitudinal respecto al plano de

simetría del alma para que pueda considerarse como ultra-rígido, debe

cumplir

ESPESOR

3.5.3 Empate de Vigas.

Los perfiles laminados tienen una longitud comercial de 6.1 y 12.2 metros, es

debido a esto que en determinados casos se precisa hacer uniones, bien en

taller o en obra. Así mismo por razones de montaje los largos de viga están

supeditados a los medios auxiliares de elevación y transporte de que se

disponga.

En taller se ejecutarán los empates por soldadura a penetración;

preferentemente, ya que la norma dispone que no se precisan calcular este

tipo de uniones. En obra se utiliza mas generalmente el empate con

cubreplacas y en zeta disponiéndose este en las secciones de la viga menos

solicitadas por los esfuerzos.

Unión a penetración completa.

Figura 3-29 Empates a penetración completa

4

505.1

a

r

hI

rI

13.04.2 23 ehI ar

ah

d e

(3.24)

(3.25)


60


D.E.A.S.A.



El empate con cubreplacas, se calcula de la siguiente manera. Se supone

que el Momento flector M* existente en la sección de la unión, es soportado

por el total de los cubreplacas en la unión y que la fuerza cortante V* lo

resisten únicamente los cubreplacas del alma.

La sección resistente en la unión es la formada por el perfil y el

cubreplacas de alma.

Figura 3-30 (a) Empates con cubre placas (1) CUBREPLACAS PATIN. (2) CORDÓN SOLDADURA. (3) CUBREPLACAS ALMA.

(3) CUBREPLACAS ALMA

Figura 3-30(b) Fuerzas y momentos en cubleplacas

Figura 3-31 Sección transversal con cubreplacas


61


D.E.A.S.A.



(3.26)

(3.27)

(3.28)

(3.29)

(3.30a) (3.30b) (3.30c)

(3.31)

El momento M* solicitante, se admite que se reparte entre los cubreplacas de

patín y alma, en proporción a sus momentos de inercia.

Debido a en los patines; en los cubreplacas de los patines aparecerán

fuerzas de compresión y tensión cuyo valor será

Si es cA la sección transversal de los cubreplacas de los patines, la condición

de seguridad a comprobar será

Los cordones de soldadura se comprobarán como cordones laterales o

frontales, sometidos a la fuerza de compresión o tensión.

; ;

Por lo tanto en las almas la condición de seguridad será (en un estado de

esfuerzos plano)

Y los cordones de soldadura se comprobarán como unión; solicitada a torsión

y esfuerzo cortante, resuelta mediante dos cordones y uno frontal.

patinIIpatin

IpatinMpatinM

**

*M

h

patinMFpatin

**

F

CA

patinF

**

*

patinP

***

PATINESALMA MMM

C

ALMAmáx

S

M **

2

c

ALMAC h

IS

cc ht

V

2

*

Fmáx 2*2* 3


62


D.E.A.S.A.



Figura 3-32 Planta de un polipasto sobre puente

(3.32)

3.6 Trabes carril

Este tipo de vigas están sometidas a fuerzas dinámicas verticales y

horizontales.

Los tipos de esfuerzos a que están sometidos son verticales, el peso propio y

las reacciones de las ruedas; también (fuerzas horizontales) tendremos

reacciones transversales y reacciones longitudinales. Las reacciones

longitudinales se absorben con marcos de frenado; situados en las hileras de

las columnas, las demás reacciones o acciones. Se han de considerar

directamente en el cálculo de la trabe carril. Las reacciones de las ruedas y

transversales tienen valores máximos y mínimos; según se considere la

posición extrema del polipasto.

PUENTE DE GRUA VIAJERA

Las reacciones de las ruedas y las transversales van a tener valores

máximos y mínimos dependiendo de la posición del polipasto.

La flecha máxima admisible en trabes carril puede ser de

La trabe carril se proyecta como isostática o como continua; como viga

continua resulta un cálculo más favorable; pero constructivamente suele ser

peor por tener que ejecutar en obra los empates de la misma.

1000

Lf


63


D.E.A.S.A.



3.7 Flexión especificaciones AISC (LRFD)

3.7.1 Cuando la distribución de esfuerzos ha alcanzado la etapa de

distribución plástica, se dice que se ha formado una articulación plástica, ya

que no puede resistir en esta sección ningún momento adicional. Cualquier

momento adicional aplicado en la sección causaría una rotación en la viga

con un pequeño incremento del esfuerzo.

El momento plástico es el momento que producirá una plastificación

completa en una sección transversal del miembro creándose ahí mismo una

articulación plástica. La relación del momento plástico Mp al momento elástico o

de fluencia My se denomina factor de forma. Los factores de forma son iguales

a 1.5 para secciones rectangulares y varía de 1.1 a 1.2 para secciones IR.

Hasta hace pocos años, casi todas las vigas de acero se diseñaban con base

en la teoría elástica. Los miembros se diseñaban de manera que los esfuerzos

de flexión calculados para cargas de servicio no fueran mayor al esfuerzo de

fluencia dividido entre un factor de seguridad (Diseño por Esfuerzos

Permisibles). Las estructuras se diseñaron durante muchos años mediante este

método. Sin embargo, se sabe que los miembros dúctiles no fallan sino hasta

que ocurre una gran plastificación después de que ha alcanzado el esfuerzo de

fluencia. Esto significa que tales miembros tienen mayores niveles de seguridad

que los estimados por la teoría elástica.

Figura 3-33 Articulación Plástica en Vigas


64


D.E.A.S.A.



El momento de fluencia My es igual al esfuerzo de fluencia multiplicado por el

módulo de sección elástico S.

Para una sección rectangular S es igual a I /c = bd2

/6. Así, el momento de

fluencia My es igual a (Fy)(bd2

/6). De la figura se ve que el momento resistente

es igual a T o C multiplicado por el brazo de palanca entre ellos:

My = (Fybd/4)(2/3d) = Fybd2

/6 (3.33)

El momento plástico resistente Mp se puede determinar de manera similar. Este

momento plástico o nominal Mbn es igual a T o C por el brazo de palanca entre

ellos. Para la viga de la figura se tiene

Mp = Mn = Td/2 = Cd/2 = (Fybd/2)(d/2) = Fybd2

/4 (3.34)

Así, el momento plástico es igual al esfuerzo de fluencia multiplicado por el

Figura 3-34 Cálculo del momento elástico Articulación Plástica en Vigas

Figura 3-35 Cálculo del momento plástico


65


D.E.A.S.A.



módulo de sección plástico Z. Así, se puede ver que Z es igual a bd2

/4. El factor

de forma que es igual a Mn/My o Z/s es igual a 1.5 para secciones

rectangulares. En resumen, el módulo plástico Z es igual al momento estático

de las áreas de tensión y a compresión respecto al eje neutro. A menos que la

sección sea simétrica, el eje neutro para la condición plástica no coincidirá con

el de la condición elástica. Por lo general, los manuales de diseño de las

fabricantes de perfiles de acero proveen valores tabulados de las propiedades

geométricas (A, I, Z, S, r) así como también el manual AISC-LRFD para

secciones típicas para vigas.

3.7.2 Diseño de Vigas por Momentos.

Para el diseño de las vigas con secciones compactas* para tres diferentes

condiciones de soporte lateral en los patines en compresión.

1. Se supondrá primero que las vigas tienen soporte lateral continuo en sus

patines a compresión.

2. Posteriormente se supondrá que las vigas están soportadas lateralmente a

intervalos cortos.

3. Se supondrá, en un último caso, que las vigas está soportadas a intervalos

cada vez más grandes.

Si se tiene un soporte lateral continuo o estrechamente espaciado, las vigas

se pandearán plásticamente y quedarán en la zona 1 de pandeo. Al

incrementarse la separación entre soportes laterales, las vigas empezarán a

Figura 3-36 Ejes neutros elástico y plástico en sección asimétrica


66


D.E.A.S.A.



fallar inelásticamente bajo momentos menores y quedarán en la zona 2.

Finalmente, con la longitud aún mayor sin soporte lateral, las vigas fallarán

elásticamente y quedarán en la zona 3.

Zona 1. El AISC-LRFD especifica que para secciones I o C compactas, es

decir, que cumplan con los requisitos de la Tabla B5.1.

a) para patines: (3.35)

Figura 3-37 Momento Mn en función de la longitud de apoyo lateral del patín a compresión.

Figura 3-38 Viga con soporte lateral en el patín de compresión


67


D.E.A.S.A.



b) para almas: (3.36)

Para, Lb ≤ Lp = el momento resistente es:Mn = Mp = Z Fy (3.37)

Mu = φb Mn = φ

b Z Fy φ

b = 0.9

Donde Lb es la longitud sin soporte lateral en vigas.

Zona 2. El momento nominal Mn cuando Lp<= Lb <= Lr y se asume que varía

linealmente con Lb se puede calcular con las siguientes expresiones:

φb Mn = Cb[φ

b Mp – (φ

b Mp – φ

b Mr)(Lb – Lp)/(Lr – Lp)] ≤ φ

b Mp (3.38)

φb Mn = Cb[φ

b Mp – BF(Lb – Lp)] ≤ φ

b Mp (3.39)

Donde Mr, el momento que toma en cuenta el efecto de pandeo elástico es:

φb Mr = φ

b Sx (Fy – Fr) (3.40)

Sx es el módulo elástico de la sección. Fr es el esfuerzo residual del patín de

compresión (Fr = 10 ksi para secciones laminadas y Fr = 16.5 ksi para

secciones construidas.) BF es un factor dado en la tabla “Load Factor Design

Selection Table” del AISC-LRFD.

(3.41)

(3.42)

(3.43)


68


D.E.A.S.A.



El AISC-LRFD parte 1 están tabulados los valores de X1 y X2 para todas

las secciones W (En México IR); así como los valores de Lp y Lr.

(3.44)

Zona 3. Cuando Lb > Lr:

Para los tres casos,

Cb = 1.75 - 1.05(M1/M2) + 0.3(M1/M2)2

≤ 2.3

o Cb = 1 / (0.6 + 0.4(M1/M2)) ≤ 2.3 (3.45)

Donde M1< M2 y son los momentos en los extremos de la viga. Si M1 o M2 = 0,

la relación M1/M2 = 1. La relación M1/M2 es positivo cuando se presenta

curvatura doble y negativo cuando se presenta curvatura simple. Cb = 1 para

vigas en vuelo sin soporte lateral y para vigas que tienen un momento a lo largo

de una porción considerable de su longitud sin soporte lateral, igual o mayor

que el mayor de los momentos en los extremos de esta longitud.

Al usar los valores de Cb, se debe entender claramente que la capacidad de

momento obtenida al multiplicar Cb por Mn no puede ser mayor que Mp.

Para secciones Cajón:

Mn = Cb[Mp – (Mp – Mr)(Lb – Lp)/(Lr – Lp)] ≤ Mp (3.46)

(3.47)


69


D.E.A.S.A.



(3.48)

Mr = (Fyw – Fr)Sx (3.49)

Donde J = constante de Torsión

A = área de la sección trasnversal

Sx = módulo de sección elástico mayor

Para secciones de cajón simétricas, con Lb > Lr, el momento crítico es:

(3.50)

Figura 3-39 Valor teórico Cb


70


D.E.A.S.A.



3.7.3 Deflexiones

El AISC-LRFD no especifica de manera directa valores de deflexiones máximos

admisibles, ya que como existen tantos tipos de materiales, tipos de estructuras

y diferentes condiciones de cargas no es aceptable un solo grupo de

deflexiones máximas para todos los casos.

Por ejemplo, las normas de la AASHTO fijan una deflexión máxima de L/1000

para vigas de puentes en áreas urbanas.

EL UBC (Uniform Building Code), especifica valores de deflexiones de L/360

cuando solo se considera la carga viva y L/240 cuando se considera carga viva

+ carga muerta. En términos generales se pueden usar deflexiones máximas

de L/300 hasta L/360 para edificaciones. Para puentes seguir las

especificaciones de la AASHTO. La mayoría de los manuales de ingeniería

presentan fórmulas para calcular las deflexiones máximas de vigas para

diferentes condiciones de carga y de apoyos.

Por ejemplo, para una viga simplemente apoyada con carga uniformemente

distribuida,

∆max = 5wL4

/384EI. (3.51)

Para una viga simplemente apoyada con una carga puntual en el centro del

claro,

∆max = PL3

/48EI. (3.52)

Otra manera de controlar las deflexiones se hace en función de ciertas

relaciones mínimas peralte-claro. Por ejemplo, la AASHTO sugiere una relación

peralte-claro de h = L/25. El AISC especifica en la tabla 4.2 una relación

recomendada claro/peralte

Tabla 3.2 Relaciones Claro/Peralte


71


D.E.A.S.A.



Además, el AISC-LRFD presenta una fórmula sencilla para determinar

deflexiones máximas en vigas IE, CE, IR, IS, OR y LI para diferentes

condiciones de carga.

∆ = ML2

/C1Ix, donde L está en pies e Ix en pulgadas

4

.

En ocasiones, el diseño de vigas se rige por las deflexiones, ya que es

importante cuidar las vibraciones, ya que pueden producir una sensación de

inseguridad a los usuarios.

3.7.4 Fuerza cortante

De la mecánica de materiales sabemos que el esfuerzo cortante es fv = VQ/Ib,

donde V es la fuerza cortante externa, Q es el momento estático respecto al eje

neutro de la parte de la sección transversal situada arriba o abajo del nivel en

que se busca el esfuerzo fv y b el ancho de la sección al nivel del esfuerzo que

se busca.

Además, en el alma se presenta un estado de cortante puro, los esfuerzos de

cortante son equivalentes a los esfuerzos principales uno en tensión y otro en

compresión de igual magnitud. Debido a ese esfuerzo de compresión que se

forma se presenta ondulaciones en el alma y se produce el pandeo por

cortante. Esto se presenta particularmente en secciones no compactas y en

trabes armadas.

En vez de suponer que el esfuerzo cortante nominal lo resiste una parte del

alma, el AISC-LRFD supone un esfuerzo cortante reducido resistido por el área

Figura 3-40 Valor teórico C1


72


D.E.A.S.A.



total del alma. Esta área del alma, Aw, es igual al peralte total de la sección, h,

multiplicado por el espesor del alma, tw.

1. Fluencia del alma. Todos los perfiles IR y CE del manual del AISC-

LRFD quedan en esta clasificación:

φvVn =φ

v 0.6 Fyw Aw

2. Pandeo inelástico del alma:

Si

Figura 3-41 Distribución de esfuerzos cortantes en secciones IR y rectangulares

(3.54)

(3.53)


73


D.E.A.S.A.



(3.47) φvVn=φ

v0.6FywAw

3. Pandeo elástico del alma:

Si

φvVn=φ

vAw

donde Fyw es el esfuerzo mínimo especificado de fluencia del alma. φv = 0.9

donde k = 5 si (a/h)>3 o (a/h) > (260/(h/t))2

y a es la distancia entre atiezadores

del alma.

3.7.5 Cargas concentradas

En los miembros estructurales de acero sometidos a “cargas concentradas”

aplicadas perpendicularmente al patín y simétricamente respecto al alma, éstos

deben tener suficiente resistencia de diseño por flexión, fluencia, aplastamiento

y pandeo lateral del alma. Si un miembro estructural tiene cargas concentradas

aplicadas a ambos patines, deberá tener suficiente resistencia de diseño por

(3.55)

(3.56)

(3.57)

(3.58)


74


D.E.A.S.A.



fluencia, aplastamiento y pandeo del alma.

Flexión local del patín. La carga de tensión nominal que puede aplicarse a

través de una placa soldada al patín de una sección IR:

φRn = φ6.25 tf2

Fyf φ= 0.90

No es necesario revisar esta fórmula si la longitud de carga medida

transversalmente al patín de la viga es menor que 0.15 veces el ancho bf del

patín.

1. Fluencia local del alma. La resistencia nominal del alma de una viga en la

base del cordón de soldadura que la conecta al patín, cuando se aplica una

carga concentrada o una reacción. Si la fuerza es una carga concentrada o una

reacción que causa una tensión o compresión y está aplicada a una distancia

mayor que el peralte del miembro medido desde el extremo de éste

Rn = (5k + N)Fywtw φ= 1.0

donde k es la distancia en pulgadas entre el borde exterior del patín y la base

del cordón de soldadura, N es la longitud en pulgadas de apoyo de la fuerza.

Fyw es el esfuerzo de fluencia del alma en ksi y tw es el espesor del alma.

Figura 3.40. Cargas concentradas en miembros

Figura 3-42 Cargas concentradas en Vigas


75


D.E.A.S.A.



Si la fuerza es una carga concentrada o una reacción aplicada en o cerca del

extremo del miembro:

Rn = (2.5k + N)Fyw tw φ = 1.0

2. Aplastamiento del alma. Si se aplican cargas concentradas a un miembro

estructural cuya alma no está atiesada, la resistencia nominal por aplastamiento

del alma se determina con:

Si la carga concentrada se aplica a una distancia no menor que d/2 medida

desde el extremo del miembro estructural:

con φ = 0.75 (3.55)

Si la carga concentrada se aplica a una distancia menor que d/2 medida desde

el extremo del miembro:

(3.60)

3. Pandeo lateral del alma. Si se aplican cargas concentradas al patín de

compresión soportado lateralmente, el alma quedará sujeta a compresión lo

que produciría pandeo en el patín inferior.

Si se cumple que (dc/tw)/(L/b

f) > 2.3 o si (d

c/tw)/(L/b

f) > 1.7 no se presentará

pandeo lateral del alma.

Donde dc es el peralte del alma medido entre las bases de los filetes de

soldadura, dc = d – 2k y L es la longitud más grande sin soporte lateral a lo largo

de cualquier patín en el punto de carga. Se recomienda colocar atiezadores a

ambos lados del alma en el punto de aplicación de la carga.

Si los miembros estructurales no están restringidos contra movimiento relativo

por medio de atiezadores o soportes laterales y están sujetos a cargas

concentradas de compresión, sus resistencias se calculan:

(3.59)


76


D.E.A.S.A.



Si el patín cargado está restringido contra las rotaciones y

(dc/tw)/(L/b

f) < 2.3

con φ = 0.85 (3.61)

Si el patín cargado no está restringido contra rotaciones y (dc/tw)/(L/b

f) < 1.7

con φ = 0.85 (3.62)

4. Placas de asiento para vigas. Si los extremos de las vigas se apoyan

directamente sobre elementos de concreto o mampostería, es necesario

distribuir las reacciones de las vigas por medio de placas de asiento o apoyo.

Se supone que la reacción se distribuye uniforme a través de la placa sobre la

mampostería y que la mampostería reacciona contra la placa con una presión

uniforme igual a la reacción factorizada Ru dividida entre el área A1 de la placa.

Figura 3-43 Placas de

asiento de vigas


77


D.E.A.S.A.



El AISC-LRFD recomienda que se considere que la placa de apoyo toma el

momento flexionante total producido y que la sección crítica para el momento

se considere a una distancia k del eje longitudinal de la viga. Así el espesor de

la placa de apoyo es

Si la placa se extiende sobre el ancho total del muro o de cualquier soporte

paralelo a la viga, el área A1 de la placa se calcula como

donde φc = 0.60 y f‟c es la resistencia a compresión a los 28 días del concreto

en ksi. Para mampostería usar f*m = 0.2 a 0.6 ksi, en vez de f‟c.

Si la placa no se extiende sobre todo el ancho de soporte, A1 debe

determinarse

(

Donde A2 es el área máxima de la porción de la superficie de apoyo que es

geométricamente similar y concéntrica con el área cargada.

Una vez calculado A1, su longitud paralela a la viga y su ancho se selecciona.

La longitud no será menor que N requerida para prevenir la fluencia en el alma

o su aplastamiento ni tampoco menor que 3.5” o 4” por razones constructivas.

No debe ser mayor que el espesor del muro o de cualquier otro soporte y de

hecho deberá ser menor que ese espesor, sobretodo en muros exteriores, para

que el acero no quede expuesto.

(3.63)

(3.64)

(3.65)


78


D.E.A.S.A.



3.7.6 Flexión Biaxial

De la mecánica de materiales sabemos que toda sección transversal de viga

tiene un par de ejes principales y ortogonales, para los cuales el producto de

inercia es nulo. Si la flexión ocurre respecto a cualquier otro eje que no sea

principal se tendrá una flexión asimétrica.

Si una carga no es perpendicular a uno de los ejes principales, ésta se puede

descomponer en componentes perpendiculares a esos ejes y los momentos

respecto a cada eje, por ejemplo, Mux

y Muy

, se pueden determinar. El AISC-

LRFD proporciona una ecuación para revisar si los miembros estructurales

flexionados respecto a ambos ejes simultáneamente son adecuados.

(3.66)

Es posible tener una aproximación del módulo de sección plástico Zx necesario

para cumplir con la fórmula de interacción anterior,

(3.67)

y para obtener el módulo de sección elástico,

(3.68)

Figura. 3-44 Flexión biaxial


79


D.E.A.S.A.



Los montenes y las secciones Z dobladas en frío usadas comúnmente como

correas o largueros son muy débiles a sus ejes coincidentes con el alma y

puede ser necesario utilizar tensores para reducir los claros a flexión alrededor

de los ejes. Los tensores hacen continuos a los largueros en la dirección de sus

ejes y, y los momentos respecto a esos ejes se reducen bastante como se ve

en la figura 4-19. Para este tipo de secciones se recomienda una relación claro

peralte no mayor de L/24. El AISC-LRFD no proporciona valores tabulados

para este tipo de secciones y hay que calcular las propiedades geométricas A,

rx, ry, Ix, Iy, Sx, Sy, Zx y Zy. El espesor comúnmente usado para este tipo de

secciones es calibre 10 a 18.

Los tensores, además de reducir los momentos en el eje débil de las correas,

proporcionan soporte lateral a las correas y además son muy útiles para

mantener alineados a las correas durante el montaje, hasta que se instala la

cubierta del techo y se conecta a los largueros.

Figura. 3-45 Flexión biaxial en secciones asimétricas


80


D.E.A.S.A.



Figura. 3-46 a) Sección C usada como cuerda sujeta flexión biaxial; b) Momento respecto al eje del alma de la sección con soportes en el centro del claro; c) momento respecto al eje del alma de la sección con soportes a los tercios del claro; d) Momento con respecto al eje X de la sección.


81


D.E.A.S.A.



3.7.7 Vigas Compuestas

Por lo general, los sistemas de piso en edificaciones y puentes de acero

consisten en una losa de concreto reforzado apoyada sobre vigas de acero.

Previamente se ha supuesto que las vigas actúen independientemente del

sistema de piso, ya que se supone que la adherencia entre la viga y la losa no

puede desarrollar una fuerza de corte horizontal VQ/I en la interfase entre la

losa y la viga.

Si la viga estuviera completamente embebida en hormigón, los dos elementos

trabajarían como una unidad siempre y cuando satisfagan ciertas condiciones.

Es decir, la transferencia de la fuerza de corte horizontal se hace tanto por la

adherencia y fricción entre la viga y el concreto, como por la resistencia de éste

al corte, a lo largo de las líneas interrumpidas mostradas en la figura 2. Si es

necesaria mayor resistencia al cortante, se proporciona algún tipo de refuerzo

de acero a lo largo de las secciones indicadas por las líneas inclinadas. Los

requisitos del AISC para este tipo de vigas son:

Fig. 3-47. Cortante horizontal entre la losa y la viga del claro; d) Momento con respecto al eje X de la sección.


82


D.E.A.S.A.



1. El recubrimiento del hormigón en ambos lados de la viga no será menor de 2”

2. El recubrimiento será al menos de 1 ½” en el borde superior de la viga y de

2” en el borde inferior

3. El concreto tendrá un adecuado refuerzo a fin de evitar el agrietamiento en

zonas críticas (v).

Por otra parte, se puede establecer una adherencia mecánica por medio de

unos conectores de cortante, en los que la losa actúa como parte integral de

la viga y este sistema estructural de piso se le conoce como vigas compuestas.

Este tipo de vigas ofrece las ventajas de reducir el peralte de la viga, una

reducción del peso propio de la viga entre un 20 y 30% y un incremento en la

rigidez del sistema de piso. (En el intervalo elástico, las vigas compuestas son 2

a 3 veces más rígida que las vigas no compuestas).

Por lo general, se construyen utilizando cimbras para la losa de concreto que

se apoyan sobre las vigas. Si la viga de acero estará apoyada sobre puntales

tal que no se retirarían hasta que el concreto haya alcanzado suficiente

resistencia, las cargas muertas y vivas serán resistidas por la sección

compuesta. Es práctica común el uso de cubiertas de acero dobladas en frío

(losacero) que funcionan como cimbra para el concreto y para resistir cargas de

piso.

Existen en el mercado diferentes tipos de configuraciones y calibres de estas

cubiertas y los fabricantes proporcionan tablas y ayudas de diseño para

seleccionar el tipo de deck requerido. El metal deck se coloca casi siempre con

las costillas perpendiculares a las vigas de apoyo, aunque también se colocan

con las costillas paralelas a las vigas de apoyo.

Fig. 3-48 Sección compuesta.


83


D.E.A.S.A.



3.7.8 Diseño de vigas compuestas

Se asume que la sección compuesta trabaja como una serie de vigas T. Estas

vigas se analizan por medio de la sección transversal transformada del área de

la losa de concreto en un área equivalente de acero. Para concreto normal, el

ACI permite una relación modular n = Es/Ec donde Ec =

El AISC sugiere Ec = , donde w está en lb/ft3

y f‟c en ksi.

El ancho efectivo del patín de la losa varía del tipo de especificación se use.

Por ejemplo, las normas de la AASHTO consideran que el ancho efectivo del

patín de la losa apoyada sobre vigas intermedias será el menor valor de

1. Un cuarto del claro de la viga,

2. La distancia entre centros de las vigas de apoyo,

3. 12 veces el espesor de la losa

Para vigas de borde

1. Un doceavo del claro de la viga,

2. La mitad de la distancia a ejes a la siguiente viga de apoyo,

3. 6 veces el espesor de la losa.

Figura. 3-49 Losacero


84


D.E.A.S.A.



Por otra parte el AISC especifica que el ancho del patín de la losa, en cada lado

de la viga no excederá de

1. Un octavo del claro de la viga, medido a ejes de los apoyos,

2. La mitad de la distancia a ejes de la siguiente viga de apoyo o para

vigas de borde la distancia al borde de la losa.

Se puede notar que el AISC especifica el ancho efectivo a cada lado de la viga,

mientras que la AASHTO indica la suma de los dos, es decir, el ancho total del

patín. Además, AISC no limita el ancho efectivo en función del espesor de la

losa, ya que en ediciones previas del AISC especificaban un ancho del patín de

la losa como ocho veces el espesor de la losa, sin embargo, se retiró este

requisito de acuerdo a estudios experimentales y analíticos, así como a

requisitos de otros códigos de diseño.

.

Como no se presenta el fenómeno de pandeo local y/o lateral en las vigas

de acero, en términos generales se pueden considerar las secciones de acero

compactas. Los métodos alternativos de diseño son:

1. La viga puede dimensionarse asumiendo que la sección de acero soporta las

cargas antes del fraguado del concreto, a menos que se apuntalen durante el

proceso constructivo para que la sección compuesta soporte todas las cargas

actuantes después del fraguado del concreto.

2. La sección de acero puede diseñarse para resistir el momento positivo

Figura. 3-50 Ancho efectivo del patín de compresión de la sección compuesta


85


D.E.A.S.A.



debido a todas las cargas; si este método se emplea, no se requiere de

apuntalamiento.

3.7.9 Diseño de vigas con conectores de cortante

La mayoría de las vigas compuestas son construidas con conectores de cortante, en la figura 3.51 se muestra la distribución de esfuerzos por flexión de una sección compuesta, en la que el eje neutro puede localizarse ya sea en la losa (b) o en la viga de acero (c). En cualquier caso, el momento resistente se determina fácilmente, por lo que para el caso en el que el eje neutro está en la losa: C = 0.85f‟c·b·a T = Fy·As Donde a y b se definen en la figura 3-51 y As es el área de la viga de acero. Por equilibrio C = T y f‟c, Fy, b y As son conocidos, por lo que a se puede calcular el brazo del momento del par de fuerzas. Para el caso en el que el eje neutro está en la viga: C1 = 0.85 f‟c·b·t T = Fy·As – C2 Por equilibrio, T = C1 + C2 Por tanto, 2C2 = As·Fy – 0.85f‟c·b·t

Figura. 3-51 Distribución de esfuerzos en una sección compuesta


86


D.E.A.S.A.



Nuevamente se ve que es fácil determinar C2, T y C1, ya que f‟c, b, t, As y Fy

son datos conocidos. En resumen, donde quiera que se encuentre el eje neutro

de la sección, es relativamente sencillo determinar la sección compuesta.

Una buena estimación del área As de la viga de acero requerida se obtiene con (3.69)

Donde Mu es el momento último.

Para el cálculo del momento positivo, el momento resistente Mn, si la viga de

acero es compacta se puede asumir una distribución de esfuerzos plástica en la

sección compuesta y se considera φ=0.85. En caso contrario, se considera una

distribución elástica de esfuerzos y se usa φ=0.90.

Para el cálculo del momento negativo, Mn se basa solo en la sección de

acero y φ=0.90, ya que se asume que el hormigón no contribuye ante esfuerzos

de tensión.

Para construcciones sin apuntalamiento, la sección de acero debe diseñarse

para resistir todas las cargas antes de que el hormigón haya alcanzado el 75%

del valor específico de f‟c, y usando los procedimientos del AISC.

3.7.10 Fuerza Cortante y Deflexiones

La fuerza cortante en secciones compuestas se asume que será resistida solo

por la viga de acero, por lo que se siguen los requisitos del AISC para este

caso. La deflexión se calcula por las fórmulas convencionales. Sin embargo, por

el efecto del flujo plástico del hormigón, la deflexión debido a cargas de larga

duración deberá ser mayor que los valores calculados basados en las

propiedades de la sección transformada usada para evaluar los esfuerzos. Una

buena aproximación para calcular las deflexiones a largo plazo es utilizando

una sección transformada usando un valor doble de la relación modular n

empleada para el cálculo de esfuerzos. En las deflexiones producidas por carga

viva de corta duración, puede emplearse el valor estándar de n.


87


D.E.A.S.A.



3.7.11 Vigas parcialmente compactas

Pudiera ser imposible alcanzar la acción completa de una sección compuesta

ya sea porque no se tuviera suficiente espacio para alojar los conectores de

cortante o por economía. En los casos donde ocurra esto, se puede emplear

secciones de acero ligeramente mayores (no más de un 25%) y reducir el

número de conectores de cortante requeridos para la acción completa de la

sección compuesta.

3.7.12 Consideraciones de cubiertas de acero dobladas en frío

En la figura siguiente, se muestran ejemplos de secciones compuestas con

metal deck.

A fin de que las vigas puedan soportar este tipo de cubiertas y diseñarse

como vigas compuestas, se tienen los siguientes requisitos básicos:

1. La altura nominal de la costilla de las corrugaciones no debe exceder de 3”.

2. El ancho promedio de la costilla de hormigón, Wr, no debe ser menor de 2”.

3. El espesor de la losa por encima de la cubierta de acero debe tener un

espesor mayor de 2”. 4. Para este tipo de cubiertas, los conectores decortante

(espárragos) no tendrán un diámetro mayor de ¾” y se extenderán al menos 1

½” por encima de la altura de la costilla de la cubierta (hr).5. Si las costillas de

la cubierta están perpendiculares al eje longitudinal de la viga, el concreto por

Figura. 3-52. Tipos de

costilla de losacero.


88


D.E.A.S.A.



debajo de la parte superior de la costilla se desprecia para fines de diseñó, pero

si las costillas están paralelas a la viga, entonces se considera todo el espesor

de la losa de concreto.

6. Si el peralte de la cubierta es mayor o igual a 1 ½” el ancho promedio de la

costilla no será menor a 2” si se emplean espárragos sencillos. Si se emplean

más de un espárrago, el ancho de la costilla será mayor de 2” más 4 veces el

diámetro del espárrago.

3.7.13 Conectores de cortante

El espárrago conector de cortante es una barra corta de acero con una cabeza

redonda para proporcionar anclaje. Por lo general, el diámetro de la cabeza es

½” mas grande que el diámetro del espárrago. El otro extremo del espárrago

está soldado al patín de la viga. Los diámetros usuales de los espárragos son

½”, 5/8”, ¾· y 7/8” y la longitud estándar es de 3” y 4”. Se pueden emplear

espárragos con longitudes mayores si la losa está montada sobre la viga y los

conectores solo pueden penetrar más de 1 ½” en la losa. El recubrimiento del

hormigón en los conectores no será menor de 1” en cualquier dirección. Existen

también conectores de cortante formado por canales con un patín ahogado en

la losa y el otro soldado sobre el patín de la viga.

Son comunes canales de 3” y 4” de peralte y están soldados con soldadura

de filete continua al frente y en la espalda del canal.

La función del conector de cortante es transferir la fuerza cortante horizontal en

Figura. 3-53. Tipos de

conectores de cortante


89


D.E.A.S.A.



la interfase losa-viga, por lo que el espaciamiento requerido de los conectores

en cualquier sección transversal se determina dividiendo el cortante VQ/I en la

sección entre la resistencia de un conector (o dos si están en par, etc.). Esto

sugiere que el espaciamiento podría variar continuamente con la fuerza

cortante a lo largo del claro de la viga. Para fines prácticos, sin embargo, este

espaciamiento se puede cambiar en grandes intervalos y mantenerse constante

dentro de ese intervalo. En el caso en que se tenga que considerar la fatiga,

como en los puentes, el espaciamiento de los conectores se medirá con la

resistencia a la fatiga de los conectores y el correspondiente intervalo del

cortante.

El espaciamiento mínimo a ejes de los conectores de cortante tipo espárrago

a lo largo del eje longitudinal de la viga es de 6 diámetros, en tanto que la

dirección transversal es de 4 diámetros. Si se emplea metal deck, el

espaciamiento mínimo permisible es de 4 diámetros en las dos direcciones.

Cuando los patines de las vigas de acero son muy estrechos, puede resultar

difícil lograr el espaciamiento transversal mínimo requerido. En tales casos, los

espárragos pueden colocarse alternados. Si las costillas de la cubierta son

paralelas a la viga de acero y se requieren más conectores que los que pueden

colocarse dentro de la costilla, se permite la división de la cubierta de modo que

se tenga espacio suficiente. Los conectores de cortante deben ser capaces de

resistir movimientos tanto verticales como horizontales, ya que existe la

tendencia a separarse verticalmente entre la viga y la losa, así como deslizarse

horizontalmente. Las cabezas de los espárragos ayudan a prevenir la

separación vertical. Además, se especifica que la separación máxima entre los

conectores no debe exceder 8 veces el espesor total de la losa.


90


D.E.A.S.A.



La resistencia estática Qn de un espárrago está dado por:

(3.70)

Donde ds es el diámetro del espárrago.

Para un canal, Qn se calcula con:

(3.71)

donde tf es el espesor promedio del patín del canal; tw es el espesor del alma

del canal; Lc la longitud del canal.

Las ecuaciones (3.70) y (3.71) se basan en resultados experimentales. La

ecuación (a) es válida para espárragos con longitudes menores a 4ds.

Es común emplear concreto ligero en los sistemas de piso en edificios

multiniveles a fin de reducir la carga muerta. Las fórmulas de Qn para

espárragos y canales deben revisarse para reflejar el peso y la resistencia del

hormigón.

La resistencia de un conector de cortante espárrago es:

(3.72)

donde Asc es el área de la sección transversal del conector en pulgadas

cuadradas; Fu es la resistencia a tensión del conector en ksi (los conectores

tipo espárrago se fabrican usando acero rolado en frío tipos ASTM-A108, AISI

grados C1010, C1015, C1017 o C1020, con una resistencia mínima de 60 ksi.).

Para conectores de cortante de canal:

Figura. 3-54 Arreglo de

conectores tipo pernos

Nelson


91


D.E.A.S.A.



(3.73)

Las normas del AISC-LRFD utilizan las ecuaciones (3.72) y (3.73) para el

cálculo de los conectores de cortante. Además, para la ecuación (3.72) se

tienen valores tabulados de Qn en función de la resistencia y el peso

volumétrico del concreto:

El número de conectores requeridos entre el punto de momento máximo y el

punto donde el momento es cero, se determina dividiendo la fuerza del patín de

compresión en el punto de momento máximo de momento entre la resistencia

del conector. Si el eje neutro está en la losa, la fuerza de compresión C se

obtiene determinando la fuerza de equilibro T = As·Fy, y si el eje neutro está en

la viga, la fuerza del patín de compresión es C1 = 0.85f‟c·b·t. Por tanto, la

fuerza cortante horizontal Vh está dado por:

(3.74)

Cuando se emplea losacero, la resistencia del conector de cortante debe

reducirse en función de la orientación de las costillas de la cubierta. Por eso,

Tabla 3-3 Valores Qn para conectores tipo Pernos

Nelson

Tabla 3.1 peso volumétrico del concreto


92


D.E.A.S.A.



cuando las costillas están orientadas perpendicularmente a la viga, el factor de

reducción es:

(3.75)

Donde Nr es el número de conectores de cortante en una costilla (Nr ≤ 3 para

fines de cálculo); wr es el ancho promedio de la costilla de concreto, en

pulgadas; hr es el peralte nominal de la costilla, en pulgadas; Hs es la longitud

en pulgadas del conector tipo espárrago después de haberse soldado en la viga

y no debe exceder del valor de hr + 3 en los cálculos, aunque tenga una mayor

longitud.

Para losacero orientada paralelamente a la viga, el factor de reducción es

(3.76)

Siempre que la relación wr/hr ≤ 1.5.

3.7.14 Diseño preliminar de secciones compuestas

En edificios se recomienda una relación peralte / claro de 1/24 si las cargas

son estáticas y de 1/20 si las cargas pueden ocasionar vibraciones apreciables.

Peso estimado de la viga:

(3.77)

Donde Mu es el momento último actuante; d es el peralte nominal de la viga

de acero; y con es la distancia entre la parte superior de la viga de acero y la

parte superior de la losa de hormigón; a es el espesor efectivo de la losa de

hormigón (para fines prácticos se puede usar a = 2”); φ = 0.85.


93


D.E.A.S.A.



Para calcular las deflexiones bajo cargas de servicio en secciones compuestas,

se necesita calcular el valor de un momento de inercia. Este valor de I se

calcula con base en el área de la viga de acero y un área de concreto

equivalente igual a ΣQu/Fy.

(3.78)

Donde Ix es el momento de inercia de la viga de acero; y2, yENE

y d se

definen con la figura siguiente.

3.7.15 Vigas Armadas

En las situaciones en que las cargas previstas para un claro dado son

demasiado grandes para una sección IR disponible o que el claro sea

demasiado grande, se puede recurrir a varias alternativas:

a) Una sección IR con acero de alta resistencia (por ejemplo Acero A-50)

b) El uso de dos o más perfiles IR lado a lado (esta es una solución costosa y

poco eficiente)

c) Una viga IR con cubre placas en los patines.

d) Una sección armada de patín ancho.

e) Una trabe armada.

f) Una armadura.

Figura. 3-55 Cálculo del momento de Inercia de la sección compuesta


94


D.E.A.S.A.



3.7.16 Vigas con cubre placas en los patines

Estas secciones son prácticas en los casos en que los momentos actuantes son

ligeramente mayores que los momentos resistentes que pueda soportar el

mayor perfil IR convencional. También son útiles cuando el peralte total de la

sección esta limitado de tal modo que los momentos resistentes de los perfiles

IR del peralte especificado son demasiado pequeños. Por ejemplo, un

arquitecto puede indicar un peralte máximo en sus planos para las vigas de una

edificación. En un puente, los peraltes de las vigas pueden estar limitados por la

altura libre requerida. Además, puede haber usos económicos par alas vigas

con cubre placas donde el peralte no está limitado y se dispone de secciones IR

para resistir las cargas. En este caso, se selecciona una IR menor que la

necesaria para el momento máximo y se le ponen cubre placas en los patines.

Estas cubre placas pueden cortarse donde los momentos son menores,

ahorrando así cierta cantidad de acero. En vigas continuas, esta forma de

utilizar las cubre palcas es muy común.

Una solución factible para este tipo de vigas es:

1. Fijar el peralte y colocar en la viga cubre placas.

2. Seleccionar el perfil estándar más grande, cuyo peralte permita colocar cubre

placas en sus patines superior en inferior y así determinar las dimensiones de

las cubre placas.

De la figura 3.56, podemos obtener una expresión para calcular el área

requerida de una cubre placa:

Figura. 3-56 Viga armada con cubre placas


95


D.E.A.S.A.



Suponiendo que la sección se encuentra en la zona I de comportamiento a

flexión y asumiendo que Z nec es el módulo de sección plástico de la sección

armada tota

(3.79)

La Z total de la sección armada debe ser por lo menos igual a la Z requerida

y ésta la proporciona el perfil IR y las cubre placas:

(3.80)

Donde Zw es el módulo de sección plástico de la sección W; Ap y tp son el área y el espesor de una cubre placa respectivamente; d es el peralte de la sección IR. 3.7.17 Secciones armadas de patín ancho En el capitulo G del AISC LRFD hace una clara distinción entre vigas (estén estas formadas por perfiles laminados o por secciones armadas de patín ancho) y trabes armadas. Esta diferencia reside en la relación de esbeltez de sus almas. Esta esbeltez se mide con la relación h

c/t

w. Para ser viga, un perfil

puede ser laminado o armado, pero sin atiesadores y su relación hc/tw no debe ser mayor que en donde Fy

f es el esfuerzo mínimo de

fluencia especificado del patín. Por otro lado, una trabe armada puede o no tener atiesadores y su relación h

c/t

w debe ser mayor que (en esta

expresión se usa el esfuerzo de fluencia Fy del patín y no del alma, porque el pandeo inelástico por flexión de las trabes híbridas depende de la deformación en el patín.) En este tipo de secciones, las almas son suficientemente gruesas para soportar el cortante sin peligro de pandeo. Aunque esas secciones con sus


96


D.E.A.S.A.



almas sin atiesadores son más pesadas que las trabes armadas del mismo claro y cargas, sus costos totales a veces son menores debido a sus costos de fabricación más bajos. De acuerdo a las especificaciones F1.1 del AISC LRFD, se permite el análisis plástico para las vigas y trabes compactas si se cumplen ciertas condiciones. Estas deben tener simetría sencilla o doble y estar cargadas en esos planos. Cuando se flexionan alrededor de su eje mayor, las longitudes sin soporte lateral de sus patines comprimidos en las regiones de articulaciones plásticas asociadas con mecanismos de falla, no deben exceder de los valores dados en las especificaciones. De la tabla B5.1, una sección es compacta si y (3.81) Una solución para este tipo de vigas es el siguiente: 1. Se selecciona un alma compacta para un miembro armado con base en las expresiones anteriores. 2. Se calcula el tamaño del patín de acuerdo a lo siguiente:

La resistencia de diseño total por flexión de la viga de la figura es igual a la

resistencia de su alma más la de sus patines.

3. El Módulo plástico de toda la viga es igual al momento estático de las

áreas a compresión y a tensión de alma, respecto a su eje neutro.

4. Después de escribir dicha expresión, se puede despejar de ella el área

necesaria para uno de los patines.

Figura. 3-57 Trabe armada de patín ancho


97


D.E.A.S.A.



3.7.18 Trabes Armadas (TA)

Son grandes secciones compuestas, que por lo general tienen un peralte

mucho mas grande que la sección IR más grande y por lo común tienen

espesores de alma relativamente mucho menores que los espesores de

secciones laminadas. Por lo general, las resistencias de las TA están

comprendidas entre las resistencias de una sección laminada y las de las

armaduras o cerchas de acero.

De la figura 3.57, la forma más simple de una TA consiste en dos placas

horizontales soldadas a una placa vertical para formar una sección I. (a) o

también se pueden formar secciones cajón, las cuales tienen gran resistencia al

pandeo lateral y a la torsión. (b); previo al desarrollo de la soldadura, se

fabricaban trabes armadas utilizando ángulos y placas unidos por medio de

remaches o tornillos, las cuales son algo obsoletas (c y d).

Las TA son empleadas en edificios donde se deben cubrir grandes claros sin

tener columnas intermedias (por ejemplo, auditorios o teatros); son

ampliamente usadas en puentes para claros entre los 60 y 1000 pies de largo.

La principal diferencia entre el diseño de una sección laminada y el diseño de

una TA es que el diseñador tiene una mayor libertad en proporcionar la sección

(3.82)

(3.83) (3.84) (3.85)


98


D.E.A.S.A.



transversal de una TA y además, un mayor peralte en una trabe armada resulta

en espesores de alma relativamente delgados que producen problemas de

pandeo del alma que deben tomarse en cuenta.

Como se ha visto, las vigas laminadas son por lo general secciones

compactas, por lo que los problemas de pandeos local y de corte no son

estados límite probables. Los patines de las TA son usualmente proporcionados

con relaciones ancho espesor suficientemente pequeños para impedir el

pandeo local antes de alcanzar el momento de fluencia de la sección

transversal. Pero una sección eficiente podría requerir un alma con una relación

ancho espesor lo suficientemente grande que produzca pandeo por flexión o

por cortante, o ambos, antes de lograr la fluencia en los patines.

El pandeo del alma no determina la resistencia última de una TA, ya que se

ha visto que en el post pandeo se desarrolla resistencia a tomarse en cuenta

para determinar la resistencia última de la sección.

El criterio de diseño de las TA puede estar basado en las siguientes

condiciones:

Resistencia por pandeo elástico por flexión

Resistencia por pandeo elástico por cortante

Resistencia por post pandeo elástico por flexión

Resistencia por post pandeo elástico por cortante (campo de tensiones)

Fig. 3-58 Tipos de trabes armadas


99


D.E.A.S.A.



Algunas especificaciones están basadas en los limites correspondientes a las

resistencias por pandeo elástico, mientras que otras permiten tomar en cuenta

las resistencias por post pandeo, ya sea por flexión o por corte o ambas. En

este tipo de especificaciones, el diseñador tiene la opción de 4 combinaciones

para los límites de comportamiento de las TA:

1. Pandeo elástico por flexión en combinación con el pandeo elástico por

cortante. Por lo general se le conoce como comportamiento convencional de

flexión.

2. Pandeo elástico por flexión en combinación con la resistencia por post

pandeo por cortante (campo de tensiones)

3. Resistencia por post pandeo por flexión en combinación con el pandeo

elástico por cortante.

4. Resistencia por post pandeo por flexión en combinación con la

resistencia por post pandeo por cortante (campo de tensiones)

3.7.19 Campo de tensiones en el alma

Después del pandeo inicial, una TA trabaja de modo semejante a una cercha.

El alma actúa como una armadura con diagonales a tensión y es capaz de

resistir fuerzas cortantes adicionales (post pandeo). Una faja diagonal del alma

actúa de modo semejante a la diagonal de una armadura de cuerdas paralelas .

Los atiesadores trabajan como montantes que evitan que los de patines se

junten y a su vez los patines evitan que los atiesadores se junten. Los

atiesadores intermedios, que se supone no resisten carga antes del pandeo

inicial, después de este resisten cargas de compresión debido a la tensión

Figura 3-59 Campo de tensiones en el alma de una TA


100


D.E.A.S.A.



diagonal (o servirán como elementos verticales a compresión en una

armadura).

3.7.20 Proporciones de las Trabes Armadas

Peralte.

El peralte de las TA está influenciado por muchos factores. Algunos

autores asumen que varía entre 1/6 y 1/15 de su claro, con valores promedio de

1/10 a 1/12, dependiendo de las condiciones particulares de cada trabajo. Una

condición que puede limitar las proporciones de la TA, es el tamaño máximo

que puede fabricarse en el taller y el traslado a la obra. Probablemente se

utilizarán las trabes de menor peralte cuando las cargas sean ligeras, y las de

mayor peralte cuando sea necesario soportar grandes cargas concentradas

(p.e. cargas debidas a columnas en edificios altos.) Si no hubiera restricción al

peralte para una trabe en particular, el diseñador se vería favorecido, porque

podría hacer diseños preliminares con el estudio del costo correspondiente, y

lograr una solución satisfactoria, económica y técnica, por lo que hace al

peralte.

En proporción a su sección transversal, se puede determinar un alma con

la suficiente capacidad a cortante y patines que, junto con el alma, tienen el

módulo de sección necesario para resistir a flexión. Por tanto, es más

conveniente obtener una proporción peralte-patines, en función de sus áreas en

vez de sus momentos de inercia.

Sea Af el área de un patín, h

g la distancia a ejes del centro de gravedad

de los patines, hw y t el peralte y el espesor del alma respectivamente y h

o el

peralte total de la sección. Exceptuando el pequeño momento de inercia de los

patines con respecto a su propio eje de gravedad, el momento de inercia de la

sección transversal es:

(3.86)


101


D.E.A.S.A.



Pero, si asumimos que hw ≈ h

g y th

w = A

w, el área del alma:

(3.87)

Sustituyendo (3.87) en la fórmula de la escuadría I / c = M / f , con c = ho / 2

tenemos:

(3.88)

Además, fhg / h

o = f

g es el esfuerzo de flexión en el centro de gravedad de los

patines, así:

(3.89)

El momento M es el momento nominal resistente Mn para el método del LRFD.

3.7.21 Longitud de la placa de patines

Algún tipo de economía se debe lograr reduciendo el área de la placa de los

patines para cubrir la variación en los momentos. Esto se puede hacer en TA

soldadas flaqueando las placas (reduciendo el espesor) de los patines

requeridos para el momento máximo para uno o más espesores de placas mas

delgados sucesivos, unidos por soldadura a tope. El punto de corte teórico de

una placa se encuentra calculado el momento de capacidad de la sección

transversal reducida y localizando este valor en el diagrama de momentos. Para

el caso de sistemas simples de cargas, los puntos de corte se pueden calcular

por medio de fórmulas. Por eso, para una viga simplemente apoyada con carga

uniformemente distribuida, el diagrama de momentos es una parábola,


102


D.E.A.S.A.



(3.90)

Donde A1 es el área de la placa central; M1 su correspondiente momento

a A1; A2 es el área de la placa adyacente; M2 su correspondiente momento a

A2; L1 es la longitud de la placa central; L es la longitud de la Trabe Armada.

La ecuación (3.90) esta basada en la suposición que hgfg en la ecuación (3.89)

no cambia con el cambio en la sección transversal de la TA. En cualquier caso,

se debe revisar por capacidad la sección transversal en la zona de corte. La

ecuación (4.68) se puede extender a un tercer par de placas sustituyendo L2,

M3 y A3 por L1, M2 y A2.

Si la TA soporta cargas en movimiento, como en los puentes y vigas grúa, es

necesario usar la envolvente del momento máximo.

En algunos casos (y en particular en el caso de claros continuos) el trazo de

varios diagramas de momentos en una envolvente de momentos máximos

ayuda a determinar los puntos de corte.

3.7.22 Consideraciones de pandeo del alma

Después de considerar el peralte total, la altura del alma puede estimarse en

Figura 3-60 Zonas de cambio de espesores de placas en trabes armadas


103


D.E.A.S.A.



2 a 4 pulgadas menor que dicho el peralte, y seleccionar la placa de medida

comercial más cercana al valor encontrado. Un alma de TA debe tener

suficiente espesor para evitar el pandeo vertical del patín de compresión

(figura 3-61).

A medida que el patín de compresión de una viga simplemente apoyada se

flexiona hacia abajo, empuja contra el alma, sometiéndola a una compresión

vertical. La magnitud de esta fuerza dirigida hacia abajo puede estimarse como

igual al esfuerzo de flexión total en el patín de compresión por el seno del

ángulo que forma el patín curvado con la horizontal.

La carga total que puede aplicarse al alma de esa forma, antes de que se

pandee, puede estimarse mediante la fórmula de Euler. Es decir, con base en la

fórmula de Euler se puede determinar una relación límite altura – espesor del

alma que evite el pandeo:

Figura. 3-61 Elemento vertical, de ancho unitario, el cual es cargado hasta alcanzar su momento de fluencia


104


D.E.A.S.A.



La deformación ε en la fibra extrema produce una rotación relativa ε/(h/2) en los bordes verticales del elemento. El equilibrio de las fuerzas de los patines Fy·Af requiere de una fuerza de compresión vertical Fy·Af·ε/(h/2) en el elemento, en el cual el alma debe ser capaz de soportar sin pandearse. De la teoría de placas (ver libro Plates & Shells, Timoshenko & Wionowsky), se tiene que el esfuerzo crítico de un alma sin atiezadores transversales es

donde µ es el coeficiente de Poisson, E es el módulo elástico, h y t son el

peralte y el espesor de la placa, respectivamente. Se puede apreciar que la

ecuación (4.69) no es más que la fórmula de Euler.

Por equilibrio se tiene:

Por tanto, de (3.91) y (3.92) se tiene que

Ahora bien, debido al efecto de los esfuerzos residuales en los patines, la

deformación ε en la fibra extrema debe exceder a la deformación en la fluencia

(3.92)

(3.91)

(3.93)


105


D.E.A.S.A.



εy en una cantidad suficiente que haga que el esfuerzo residual cambie de

signo en función de obtener una fluencia uniforme en los patines. Por tanto,

ε=εy + εr = (Fy + Fr)/E, y sustituyendo esto en la ecuación (3.93) tenemos:

(3.94a)

La ecuación (3.94a) está basada en la resistencia del pandeo vertical de un

alma sin atiezadores transversales y proporciona resultados conservadores

para un alma con atiezadores poco espaciados. De resultados experimentales,

la esbeltez de las almas con atiezadores verticales puede tomarse

conservadoramente como:

(3.94b)

Las especificaciones del AISC están basadas en la ecuación (3.94a) y (3.94b).

La relación Aw/Af en (3.93) se toma igual a 0.5, el cual es el límite menor para

una TA con proporciones “normales” y el esfuerzo residual Fr = 16.5 ksi. El

resultado de esto es:

(3.95)

y h/t no será menor que para a/h ≤ 1.5. Aunque la ecuación

(3.95) envuelve la relación de las áreas de los patines y las almas, no toma en

cuenta sus rigideces; por tanto, esta ecuación proporciona resultados

conservadores para patines con grandes rigideces a flexión.


106


D.E.A.S.A.



Se ha mostrado que las almas de secciones laminadas alcanzan la fluencia en

la fibra extrema sin pandearse. Esto no ocurre con las trabes armadas, y si se

quiere evitar el pandeo por flexión, se deben calcular los límites superior de

esbeltez del alma; estos límites pueden establecerse a partir de las siguientes

ecuaciones

ksi (3.96)

Asumiendo que los bordes del alma de peralte h y espesor t están

articulados en las uniones con los patines y usando un factor de seguridad de

1.25 respecto al esfuerzo de flexión, fb, por cargas de servicio:

Para a/h ≤ 1.5

Y también para

Para a/h ≤ 1 Usaremos

Psi (3.97)

del cual tenemos que (3.98)

Esta ecuación es el límite de esbeltez para almas de trabes armadas sin

atiezadores longitudinales propuesta por la AASHTO. Usando el esfuerzo

permisible de flexión de la AASHTO fb = 0.55Fy, la ecuación (3.98) nos da una

relación h/t = 165 para acero A36.

Se ha demostrado que las vigas de almas delgadas y en trabes armadas con

atiezadores longitudinales pueden desarrollar una resistencia adicional por

flexión más allá de cuando ocurre el pandeo por flexión en el alma. Esto implica

que se pueden emplear vigas con almas con mayor esbeltez que la indicada


107


D.E.A.S.A.



con (3.98), por lo que los atiezadores longitudinales pueden resultar

económicos para TA muy aperaltadas. Las vigas con almas delgadas requieren

también atiezadores transversales para incrementar su resistencia a cortante;

estos atiezadores deben colocarse en pares a cada lado del alma

(recomendable) aunque también se pueden colocar solo en un lado del alma.

Los atiezadores longitudinales se colocan solo en un lado del alma. En la figura

3.61 se muestra el efecto de un atiezador longitudinal en el pandeo por flexión

de una placa del alma. La figura sugiere que la eficiencia del atiezador reside

en la localización en la zona de compresión. Un atiezador equidistante entre el

eje neutro y el eje de compresión del alma incrementa su capacidad a

compresión de la placa (ver teoría de placas). La localización optima del

atiezador longitudinal se encuentra a una distancia de h/5 del borde de

compresión del alma. Con esto, el factor de seguridad de (3.98) se incrementa

a 2.32, con lo que la relación h/t para placas sin atiezadores longitudinales se

incrementa a 380. Sin embargo, de acuerdo con las especificaciones de la

AASHTO este límite es igual a 330 y, en general,

Fig. 3.62 Efecto de los atiezadores en las trabes armadas

(3.99)


108


D.E.A.S.A.



El atiesador longitudinal debe ser suficientemente rígido para lograr la

configuración (b) de la figura 3.61. Para ello, la AASHTO especifica que el

momento de inercia del atiesador requerido es

Esta ecuación es válida solo para relaciones del área de rigidez al área del

alma en rangos de 0 a 0.1 y para relaciones del tablero a/h de 0.5 a 1.5. La

ecuación (3.99) no debe usarse para valores fuera de este rango.

Los atiesadores longitudinales no se toman en cuenta por las normas del AISC

ya que se permiten grandes esbelteces del alma, aceptando el pandeo por

flexión en el alma y tomando en cuenta también el incremento de resistencia

por post pandeo por flexión.

3.7.23 Resistencia del alma de trabes armadas por post pandeo por

flexión

En la figura 3.63 se muestra un tablero de un alma de una viga, en la cual el

esfuerzo por flexión crítico Fcr es menor que el esfuerzo de fluencia Fy. Si la

deformación por flexión crece después de haber alcanzado Fcr, el borde

superior del panel se acorta y el borde inferior se alarga. Con tal que no ocurra

pandeo lateral por torsión en la viga, los bordes se mantienen derechos y los

esfuerzos en las fibras extremas continúan incrementándose.

Figura 3.63 Efecto flexión

(3.100)


109


D.E.A.S.A.



Si el alma fuera a mantenerse plana, incrementos en los esfuerzos

proporcionales pudieran desarrollarse en el resto del alma. Aunque el alma se

ha pandeado, los incrementos en los esfuerzos serán inelásticos en la zona de

compresión, ya que parte del acortamiento en la longitud AB será tomada por

un incremento en la amplitud del pandeo. Durante este incremento el eje neutro

se mueve hacia abajo. El máximo momento para una sección transversal

simétrica es alcanzado en la fibra extrema de compresión con Fy (si se

desprecia el endurecimiento por deformación). Ya que las almas de las vigas no

son perfectas, pueden tener ciertas ondulaciones aun en una viga descargada.

Por eso, la deflexión lateral del alma comienza en el principio de la carga. Sin

embargo, la relación de incremento de esta deflexión crece rápidamente

cuando se alcanza Fcr. Por eso, este comportamiento es análogo a l de una

columna cargada axialmente.

Como la variación en esfuerzos en el estado de post pandeo es desconocido,

se hacen suposiciones simplificadas para determinar el momento máximo. Una

de estas suposiciones se muestra en la figura 3.63(b) y fue propuesta por

Basler y Thurlimann, 1963. En esta referencia, la compresión no lineal de la

figura 3.63(a) se remplaza con una distribución lineal de acuerdo al

comportamiento elástico de la teoría de vigas, actuando en un peralte efectivo

del alma be (figura 3.63(c)). Esto permite calcular el momento en función de be.

Para calcular dicho momento se asume que be = 30t para TA con una relación

h / t = 360. Usando Fy = 36 ksi, se elaboró una gráfica M / My (figura 3.64).

En esta figura se muestra el punto Mcr / My = 0.18, donde Mcr es el momento

basado en el esfuerzo crítico de flexión para el alma dado con la ecuación

ksi. (3.101)

De hecho, se puede usar la ecuación (3.100) para determinar la esbeltez h/t

del alma que permite a una Ta alcanzar este momento total de fluencia My = Fy

I / c. Para acero A36:

(3.102)


110


D.E.A.S.A.



El cual nos da el punto A de la figura 3.64. Además en esta figura se

muestran las relaciones de momento plástico Mp a My de 1.5, 1.12 y 1.04, para

relaciones Af / A

w = 0, 0.5 y 2, respectivamente. A fin de que se alcancen estos

momentos, la esbeltez del alma no debe exceder la relación h / t = 640 Si

la TA tiene un atiezador longitudinal a una distancia h/5 del patín de

compresión, el esfuerzo crítico, es:

si hacemos Fcr = Fy = 36 ksi: , el cual nos da el punto B de la figura. Esto nos

muestra la efectividad del atiesador longitudinal en el incremento de la

resistencia a flexión en trabes armadas con almas delgadas

ksi

(3.103)

(3.104)

Figura 3.64 Grafica M/My V.S. h/t


111


D.E.A.S.A.



La variación de M/My en las regiones entre h/t = 0, 69, 107, 154 y 360 en la

figura 3.64 no son determinadas por el análisis previo, por lo que estas curvas

son aproximadas. La variación donde la eficiencia del alma se reduce por el

pandeo fue asumida lineal en dicha referencia. Además, la relación de esbeltez

en la cual comienza la reducción en la efectividad del alma se tomó igual a 980

en vez del valor correspondiente al punto A de la figura 3.64. Esto se hizo ya

que el AISC usa el valor de h/t = 170 como límite superior de la esbeltez de TA

con acero A7 (Fy = 33 ksi) previo a la revisión en la cual se toma en cuenta el

efecto de la resistencia de post pandeo. La ecuación resultante que

correlaciona al punto A revisado con el punto correspondiente a h/t = 360 de la

figura es

(3.105)

Según los resultados experimentales, la ecuación (m) proporciona

resultados bastante aproximados a los resultados experimentales.

3.7.24 Diseño de Trabes Armadas con almas esbeltas pero asumiendo

que el patín a compresión se encuentra soportado lateralmente.

Como se ha visto, el Momento resistente es:

Mu = φb·Mn (3.106a)

con φb = 0.9 (3.106b)

El momento nominal Mn basado en la fluencia del patín a tensión:

Mn = SxtR

PGR

eF

yf (3.106c)

El momento nominal Mn por pandeo del patín a compresión:

Mn = Sxc

RPG

ReF

cr (3.106d)

Donde Sxt y Sxc son los módulos de sección de los patines a tensión y a

compresión, respectivamente; Re es un factor de reducción para trabes híbridas


112


D.E.A.S.A.



(tomar Re = 1 para trabes no híbridas) y es igual a

Donde m = Fyw

/Fcr; F

yf es el esfuerzo de fluencia del patín; F

cr es el esfuerzo

crítico del patín a compresión, determinado como se indica en el capítulo de

columnas; Fcr es igual a Fyf si el patín a compresión tiene soporte lateral total,

es decir, si λ ≤ λp.

El factor RPG

está dado por ;

Donde hc es el doble de la distancia del eje neutro a la cara interior del patin

a compresión menos el filete de soldadura o radio de esquina: tw es el espesor

del alma.

Como se ha mencionado, el AISC no tiene especificación alguna para trabes

con atiezadores longitudinales; sin embargo, la AASHTO especifica que la

esbeltez del alma de trabes sin atiezadores longitudinales está limitado a

psi

para acero A36, esto da h/t ≤ 192

3.7.25 Diseño de Trabes Armadas con patines no compactos y sin soporte

lateral total en los patines

Cuando no se cumple que en una TA los patines sean compactos y tengan

(3.107)

(3.108)

(3.109 a)

(3.109 b)


113


D.E.A.S.A.



soporte lateral en el patín de compresión, el valor del esfuerzo crítico Fcr ≠ Fyf y

es necesario considerar los estados límite por pandeo lateral-torsional y por

pandeo local del patín. Fcr será el menor valor de estos dos estados límite.

Si

Si

Estado límite de pandeo lateral-torsional:

donde rt es el radio de giro del patín de compresión más 1/6 del área del alma

respecto al eje del alma; CPG

es un coeficiente determinado para TA y para este

caso CPG

= 28600Cb;

(3.111)

(3.110)

(3.112a)

(3.113)

(3.112b)

(3.112c)


114


D.E.A.S.A.



Estado límite de pandeo local del patín:

CPG

=11200 y Cb =1.0

3.7.26 Pandeo por cortante en almas de trabes armadas

En el capítulo de vigas se ha tratado el tema del pandeo por cortante en

vigas, donde se mostró que el cortante es rara vez un factor determinante en el

diseño de vigas de secciones laminadas. Sin embargo, la relación de esbeltez

de almas de TA es usualmente mucho mayor que en vigas laminadas, por lo

que es necesario el uso de atiesadores transversales (ver figura 3.61) para

incrementar la resistencia ante el pandeo por cortante. Como los atiesadores

incrementan la resistencia por pandeo, incrementando el factor k de las

ecuaciones para calcular el cortante en vigas, a través de la reducción de la

relación de aspecto a/h. El espaciamiento de los atiesadores transversales

puede determinarse de acuerdo a las siguientes expresiones: Para todo lo que

sigue,

De la ecuación (3.50)

(3.116)

(3.115)

(3.114b)

(3.114c)

(3.114a)


115


D.E.A.S.A.



Con φVn = Vf, donde φ es el factor de resistencia por cortante y Vf es la

carga de cortante factorizada, esto nos da

Para

De la ecuación (3.48)

Para

Además, el AISC-LRFD requiere que el momento de inercia del atiezador

sea igual a

donde a es el espaciamiento del atiesador. Sustituyendo tenemos:

3.7.27 Especificaciones para el campo de esfuerzos por cortante

La fuerza cortante estimada última o total que un tablero (una parte de la trabe

entre un par de atiezadores) puede resistir, es igual al cortante que inicialmente

ocasionó el pandeo del alma, más el cortante que puede resistir la acción de

(3.117)

(3.118)

(3.119b)

(3.120)

(3.119a)

Donde


116


D.E.A.S.A.



tensión diagonal en el alma. La magnitud de la tensión diagonal en el alma es

función de las dimensiones de los tableros. El diseño de vigas por cortante está

dado por φVn, donde φ=0.9 y Vn=FvA

w. Para almas que pueden desarrollar la

fluencia por cortante, Vn = AwF

vy= =0.577A

wF

y. El coeficiente 0.577 se

incrementa a 0.6 para tomar alguna ventaja del endurecimiento por deformación

por cortante. Por tanto,

Vn=0.6AwF

yw para

El límite h/t de esta fórmula esta limitado al valor que permite que la fluencia por

cortante sea alcanzado. Para trabes armadas con almas que no puedan

desarrollar la fluencia por cortante, el cortante nominal está dado por la

expresión:

Cv es la relación entre el esfuerzo crítico del alma y el esfuerzo de fluencia por

cortante del alma y se determina como sigue::

si 187

si

El área de un atiezador Ast no debe ser menor que el valor dado por la

siguiente fórmula:

(3.121)

(3.122)

(3.123)

(3.124)

(3.125)

(3.125)


117


D.E.A.S.A.



donde D es un factor que toma en cuenta la excentricidad de la tensión

diagonal en el alma relativo al centroide del atiezador. Por eso, D = 1 para

atiezadores en parejas, 1.8 para atieszadores a base de un solo ángulo y 2.4

para un atiezador formado por una sola placa.

Para atiezadores intermedios, se requieren según el LRFD si

o si la fuerza cortante factorizada Vu es mayor que 0.6φAwF

ywC

v , donde Cv se

calcula con la siguiente expresión usando un valor de k = 5

Además, las especificaciones del AISC-LRFD establecen que la acción

de tensión diagonal no se permite en tableros extremos de trabes no híbridas,

en ningún tablero de trabes híbridas o de peralte variable, ni cuando a/h > 3.0 o

a/h >

3.7.28 Interacción de la flexión con el cortante en almas

Cuando una trabe armada cuya alma depende de la acción de tensión

diagonal está sujeta a flexión y cortante, relativamente grandes en la misma

localidad, la trabe no puede desarrollar su capacidad total ni por cortante ni por

flexión. En consecuencia, se usa una ecuación empírica de interacción para

revisar qué tan adecuada es la trabe. Esta ecuación concuerda adecuadamente

con resultados obtenidos de pruebas. Si se requieren atiezadores y se cumple

que

se deberá usar la siguiente ecuación de interacción

En esta ecuación, Mn es la resistencia nominal por flexión de la trabe, φ = 0.9 y

(3.126)

(3.127)


118


D.E.A.S.A.



Vn es la resistencia nominal por cortante. El valor de Mu no debe exceder a

φMn, ni Vu a φVn.

CAPÍTULO IV. COLUMNAS.

4.1 Introducción

Una columna es un miembro que soporta una carga de compresión axial. Esta

carga puede ser concéntrica, es decir, aplicada a lo largo del eje centroidal, o

excéntrica, cuando la carga es aplicada paralelamente al eje del miembro

centroidal, pero a cierta distancia del mismo.

Las diferencias entre los elementos a tensión y a compresión son:

Fig. 3.65 Diagrama de interacción V-M


119


D.E.A.S.A.



1. Las cargas de tensión tienden a mantener rectos los miembros, en tanto

que las cargas de compresión tienden a flexionarlos hacia fuera del plano de las

cargas (pandeo).

2. La presencia de agujeros para tornillos en los elementos a tensión,

reduce las áreas disponibles para resistir las fuerzas; en los miembros a

compresión se supone que los tornillos llenan los agujeros y las áreas están

disponibles para resistir las cargas. En piezas prismáticas rectas bajo la acción

de cargas axiales de compresión (P) se verifica lo siguiente: “Mientras la carga

permanezca por debajo de un determinado valor Pcri la barra conserva su forma

recta siendo su equilibrio estable. Incrementando P hasta alcanzar dicho valor,

además de la posibilidad del estado de equilibrio con la forma recta de la pieza

aparecen otros posibles estados de equilibrio; en los que la forma se convierte

en curva con desplazamientos infinitesimales de sus diversos puntos. Para

nuevos incrementos de la carga P, los desplazamientos se hacen finitos y la

pieza prismática se encuentra sometida a flexión compuesta debido al

descentramiento de la carga P, con relación a la directriz de la barra cuyo valor

máximo será ; la pieza prismática se comporta como si al alcanzar la

carga exterior el valor crítico que de lugar al cambio de forma se produjese una

pérdida repentina de capacidad de resistencia hasta el punto que en las piezas

de acero sobreviene la ruptura bajo esfuerzos de compresión que no solo son

inferiores a las de rotura, sino a aquellas correspondientes a los límites de

fluencia y proporcionalidad.”

PcriP La barra conserva la forma recta y su equilibrio

es estable

criPP Tenemos un equilibrio inestable, aparecen una

serie de posibles estados de equilibrio.

criPP Tendremos flexiones compuestas.

S

M

F

P

2LyP

(4.1)

Figura. 4.1 Columna cargada axialmente


120


D.E.A.S.A.



A

PEsfuerzo de compresión.

Esfuerzo flexionante.

P Carga axial aplicada;

A Área de la sección;

xyPM Momento flector; la y es en cada sección;

S Módulo resistente de la sección.

Pcri Puede ser muy inferior a la carga de compresión que teníamos

antes.

Las piezas rectas a compresión; hemos de comprobarlas a pandeo; esto

hace que se rompa a valores mínimos de F y P . Es muy peligroso.

esfuerzo de pandeo.

Cuando criPP ; para pequeños incrementos de P; podemos ver grandes

deformaciones y por lo tanto grandes esfuerzos.

4.2 Formula de Euler en carga axial.

Euler determinó la carga crítica de rotura Pcri para una pieza que

axialmente comprimida satisface las siguientes condiciones:

1.-La pieza es biarticulada, de sección transversal constante e I

constante.

2.-El módulo de elasticidad E permanece constante hasta la rotura.

3.-El eje de la pieza es matemáticamente recto.

4.-La carga externa P actúa exactamente en el eje.

5.-Los recorridos de los puntos del eje de la pieza son muy pequeños.

2

2

L

IEPcri carga de pandeo de Euler.

AL

IE

F

Pcricri

2

2

(4.2)

(4.3a)

S

M


121


D.E.A.S.A.



r radio de giro minimo donde

Por lo tanto

esbeltez de la barra.

Para que sea aplicable la expresión de Euler, se deberán considerar valores

menores a ki ; para valores mayores a cri las esbelteces que obtenemos no

cumplirán las condiciones de .cteE ,llevando a ejes de coordenadas y cri ,

resulta la hipérbola cúbica de Euler que nos permite deducir el valor crítico de

en función de o viceversa; pero será válida sólo para valores de p .

A

Ir

A

Ir 2

2

22

L

rEcri

2

2

Ecri

Figura. 4.2 Esfuerzo deformación columna de Euler

(4.3b)

22

2 1

L

r

i

L

(4.3d)

(4.3e)

(4.3c)


122


D.E.A.S.A.



En la zona válida de la expresión de Euler; para yp, ; p .

Al saber que Fp 8.0 ; Ealidadproporcionp ; . Tendremos por lo tanto que

para el acero.

ACERO 2/ cmKgP p (adimensional)

A-36 1.920 103,9

A-53 1.980 99,82

A-529 2.880 84,83

Podemos deducir que la base de la teoría de las columnas es la fórmula de

Euler, que fue publicada en 1757 por el matemático suizo Leonard Euler,

basada en la ecuación de la elástica EI(d2

y/dx2

)=M. La fórmula de Euler, que es

válida solo para columnas largas, calcula la carga crítica de pandeo. Esta es la

carga última que puede soportar una columna larga.

En las especificaciones del AISC-LRFD, Fe es el esfuerzo de Euler.

En la ecuación de Euler, el valor de L se tomará como la distancia entre los

puntos de inflexión de la elástica, donde el momento de flexión vale cero. Esta

distancia L se considera como la longitud efectiva de la columna.

Figura. 4.3 Columna de Euler

Tabla 4.1 Esfuerzos críticos para diferentes tipos de aceros


123


D.E.A.S.A.



4.3 Calculo de las piezas simples solicitadas a compresión axial

La carga crítica de Euler supone un resultado teórico; en la práctica es

imposible construir piezas matemáticamente rectas y que las cargas actúen

centradas en el eje de la pieza; la norma AISC; desarrolla expresiones que

permite establecer la esfuerzo crítico en situaciones mas reales mediante

correcciones introducidas haciendo intervenir el límite de fluencia F del

material.

4.3.1 Método omega .

Consiste en multiplicar la carga P real aplicada a la pieza por un coeficiente

que depende de la esbeltez de la pieza y del tipo de acero; para su

determinación los coeficientes están tabulados en función de y se

determina el esfuerzo de pandeo por la expresión FF

P

*

.

A también se le puede llamar coeficiente de pandeo.

4.3.2 Piezas rectas comprimidas.

Según la norma AISC; existen 2 clases de piezas: simples y compuestas. Las

cuales son:

1.- SIMPLES: Las de un solo perfil

2.-COMPUESTAS: Las de dos o más perfiles o placas yuxtapuestas unidas por:

Soldadura o tornillos: su separación cumplirá

;25 es ( e espesor mínimo de las piezas)

-soldadura: su separación cumplirá

;25 es ( e espesor mínimo de las piezas)

mms 300

agujerodiamaas .;15


124


D.E.A.S.A.



También las piezas compuestas pueden ser perfiles con forros

discontinuos de placa; enlazados mediante tornillos o soldaduras, a distancias

que cumplen

rs 50 ; ( r radio de giro mínimo del perfil)

Un perfil tendrá dos radios de giro; uno con respecto a cada eje; entonces

se toma el mínimo.

Tenemos piezas compuestas; las clases de piezas compuestas son las

formadas por dos o más perfiles o cuerdas longitudinales enlazadas entre sí.

Los elementos de enlace pueden ser “cartabones”, que son placas o perfiles

resistentes a flexión y unidas rígidamente por piezas simples.

Definiremos l1 ; como la separación entre cartabones y s; la distancia entre el

c.d.g. de los perfiles.

Las celosías es otro sistema ; es una red de triángulos formada por

montantes y diagonales.

Figura. 4.4 Elementos utilizados como columnas.


125


D.E.A.S.A.



4.3.2 Elementos de enlace.

a) El número de tramos en que se divide la pieza compuesta será

igual o mayor que tres. Siempre que sea posible la longitud l1 de

cada uno de los tramos será constante a lo largo de toda la pieza.

b) La longitud de todo tramo cumplirá la condición siguiente rl 501 .

c) La disposición y las dimensiones de los enlaces se mantendrán

constantes en toda la pieza.

d) En las piezas con celosía, el ángulo que forman las diagonales

con el eje de la pieza está usualmente comprendido entre 30º y

60º.

e) En los extremos de toda pieza compuesta con cartabones o con

celosía se dispondrán placas unidas rígidamente a cada pieza

axial simple.

4.3.3 Esbeltez mecánica de una pieza simple.

La esbeltez mecánica se define r

LEFE ; siendo

EFEL longitud de pandeo o efectiva LKLEFE

Figura 4.5 Disposiciones de columnas compuestas.


126


D.E.A.S.A.



Recordando que r radio de giro

A

Ir

Sólo tendrá que considerarse que una pieza puede pandear en un plano

si no dispone de arriostramiento, de suficiente rigidez, contenido en dicho

plano de posible pandeo que impidan el pandeo en toda la altura. Más

adelante analizaremos lo que es la longitud efectiva. Tenemos una columna,

que va a ser un perfil y aplicamos una carga P en su centro de gravedad;

queremos saber cómo se comporta la columna. También definimos unos

ejes.

Para estudiar la posibilidad de pandeo; suponemos el perfil empotrado en

la base. Puede pandear, desplazándose con respecto a uno de sus ejes o

respecto a los dos.

Figura 4.6 Columna con carga “P” al centro

Figura 4.7 Columna libre en un plano y arriostrada en el otro

K = 2 K =0.7


127


D.E.A.S.A.



Estos valores de K (Longitud efectiva se analizaran más adelante ya que

dependen del tipo de apoyo de cada columna).

PLANO XX: y

yyKyYi

LLLKLK

222

PLANO YY: x

xxKxxi

LLLKLK

7.07.07.0

En toda pieza que se considere tendremos que conocer el área (A), los

momentos de inercia (Ix e Iy) y los radios de giro (ix e iy).

4.3.4 Esbeltez en piezas compuestas de sección constante

En piezas compuestas, se denomina eje de inercia material (EM) al que

pasa por el baricentro de las secciones de todos los perfiles simples que

forman la pieza; al eje que no cumple esta condición se le denomina eje de

inercia libre (EL). Tendremos un perfil compuesto.

Vamos a hallar la esbeltez mecánica de una pieza compuesta en un plano

perpendicular a un eje de inercia material; consideramos el

pandeo como el giro alrededor del eje material.

GIRO ALREDEDOR EM (PANDEO EN PLANO

PERPENDICULAR A EJE DE INERCIA MATERIAL).

EM

Kk

r

L

r

LEM

GIRO ALREDEDOR EL (PANDEO EN PLANO

PERPENDICULAR A EJE DE INERCIA LIBRE).

2

1

2

2

m

r

LK

Figura 4.8 Arreglo de columnas

(4.4a)

(4.4b)


128


D.E.A.S.A.



En este caso

KL longitud de pandeo;

r radio de giro (EL);

m Número de perfiles simples cortados por el plano de pandeo;

1 Esbeltez complementaria.

La esbeltez complementaria es la esbeltez aportada por las piezas de

unión de cordones.

Vamos a ver las más representativas.

a) CARTABONES:

min1r Radio de giro de las cuerdas.

b) DIAGONALES IGUALES:

A Sección bruta de todas las cuerdas;

DA Secciones diagonales;

s Separación entre los ejes de las cuerdas;

n Número de diagonales enfrentadas (planos).

c) MONTANTES Y DIAGONALES.

2

1

3

1

2

sL

d

An

A

D

min1

11

r

L

Figura 4.10 Columnas con cartabones

Figura 4.9 Columnas en celosía con diagonales

Figura 4.11 Columnas en celosía con diagonales y montantes.

(4.5a)

(4.5b)


129


D.E.A.S.A.



MA Sección de montantes.

4.3.5 Esbeltez mecánica en una pieza de sección variable con

extremos articulados.

En este caso tendremos que el radio de giro

M

máx

A

Icr

máxI Momento de inercia máximo respecto al eje normal al plano de

pandeo;

MA Valor medio del área de la pieza

L

dxAA x

M ;

c Coeficiente según

r

L

Vemos mas recomendaciones sobre la esbeltez. En general se

recomienda que

200 ELEMENTOS PRINCIPALES DE LA ESTRUCTURA;

250 PARA ELEMENTOS SECUNDARIOS Y ARRIOSTRAMIENTO.

Si tenemos cargas dinámicas, reduciremos ese valor a un 25%.

4.3.5.1 Espesores de elementos planos en piezas comprimidas.

Si trabajamos con perfiles conformados de placas, los espesores de

dichas placas deben estar relacionados con sus alturas para evitar pandeos

locales al estar toda la pieza comprimida. Cada elemento plano de una pieza

comprimida tendrá espesor suficiente para que no sufra abolladura antes del

agotamiento de la pieza por pandeo conjunto.

MD A

s

A

d

sLn

A 33

2

1

1 (4.5c)

(4.6)

(4.7)


130


D.E.A.S.A.



Pandeo es la deformación normal al plano de una placa cuando se

somete a compresión, lo cual reduzca la solicitación de agotamiento.

Deberemos comprobar cuando tengamos perfiles formados por placas

Fe

h

2400

4.3.6 Calculo de barras sometidas a compresión.

a) Piezas de simetría sencillas; son aquellas piezas que tienen sección

simétrica respecto a un eje de inercia, pero no respecto al otro.

b) Piezas de sección doble o puntual; son aquellas piezas que tienen

sección simétrica respecto a los dos ejes de inercia.

Cuando estudiemos un caso de pandeo, hemos de considerar la esbeltez

según los ejes de inercia; cuando tengamos la mayor estudiaremos el pandeo

según su esbeltez.

Figura 4.12 Pandeo falla en patines por flexo compresión

Figura 4.13 Piezas sencillas y piezas dobles

(4.8)


131


D.E.A.S.A.



4.3.7 Piezas sometidas a compresión centrada.

(Carga aplicada en el centro de gravedad de la sección de la pieza)

Aquí no se producen momentos.

En piezas sometidas a compresión centrada; ha de verificarse que

uA

N

**

u Resistencia de cálculo del acero;

*N Esfuerzo normal o axial ponderado de compresión;

A Área de la sección bruta de la pieza;

Coeficiente de pandeo

4.3.8 Piezas sometidas a compresión excéntrica.

En soportes de estructuras la compresión suele venir, a veces

acompañada de flexión; que equivale a un esfuerzo normal actuando

excéntricamente, en este caso habrán de realizarse las siguientes

comprobaciones en las piezas.

Veamos que significa esto: Se producirán momentos respecto a los dos

ejes.

xNM y **

yNM x **

Las comprobaciones a realizar son:

Comprobación de resistencia.- En barras de sección constante a

compresión excéntrica se verificará en todo punto.

Figura 4.14 Trazo de ejes coordenados X y Y en una columna

(4.9)

(4.10a)

(4.10b)


132


D.E.A.S.A.



Esta es la compresión que en el punto mas desfavorable, aguanta la

pieza.

En el punto señalado con un círculo tenemos la máxima compresión.

Esta primera comprobación a resistencia hay que hacerla siempre.

Comprobación a pandeo.- En piezas de simetría sencilla o doble; solicitada por

una compresión excéntrica contenida en el plano de simetría en al que puede

producirse pandeo en dicho plano y estar impedido en el plano normal a este,

se verificará que

u

cS

M

AN

***

u

y

y

x

x

I

xM

I

yM

A

L

****

Figura 4.15 Esfuerzo máximo en la fibra mas alejada

Figura 4.16 Columna con carga en el je de Inercia menor

(4.11)

(4.12a)


133


D.E.A.S.A.



Esto se produciría según lo antes comentado; por lo tanto tenemos

CARGA N* CONTENIDA EN EL EJE 1

PANDEO PRODUCIDO SEGÚN EL EJE 2 (PLANO 1-1)

PANDEO IMPEDIDO SEGÚN EL EJE 1 (PLANO 2-2)

CS Es el módulo resistente relativo al borde de compresión.

Además si tenemos piezas de simetría sencilla y el c.d.g. mas próximo al

borde comprimido que al traccionado habrá que comprobar que

u

tS

M

A

N

***

1000

2300

tS Módulo resistente relativo al borde en tracción

Si no podemos hacer ninguna de estas comprobaciones, tendremos que en

una pieza de doble simetría o simetría puntual;

Es función de la mayor esbeltez.

CÁLCULO DE LOS ENLACES DE LAS PIEZAS COMPUESTAS.

Los enlaces de compresión, sometidos a compresión centrada se

dimensionarán para resistir las solicitaciones que en ellos provoca un

esfuerzo cortante ideal ponderado (T*).

CÁLCULO DE ENLACE CON CARTABONES

120 i

s no puede ser menor de 1.

s Separación entre cuerdas;

1i Radio de giro mínimo de las cuerdas;

A Área de la sección bruta de las cuerdas.

u

yx I

xM

I

yM

A

N

****

u

y

y

x

x

S

M

S

M

A

N

****

80

* uAT

(4.12d)

(4.12b)

(4.12c)

(4.13)


134


D.E.A.S.A.



CÁLCULO DE ENLACES CON CELOSÍAS.

80

* uAT

4.4 Diseño de columnas método A.I.S.C.

Las diferencias entre los elementos a tensión y a compresión son:

1. Las cargas de tensión tienden a mantener rectos los miembros, en

tanto que las cargas de compresión tienden a flexionarlos hacia fuera del

plano de las cargas (pandeo).

2. La presencia de agujeros para tornillos en los elementos a tensión,

reduce las áreas disponibles para resistir las fuerzas; en los miembros a

compresión se supone que los tornillos llenan los agujeros y las áreas

están disponibles para resistir las cargas.

4.4.1 Longitud Efectiva

En las especificaciones del AISC-LRFD, la longitud efectiva de una columna se

denomina KL, donde K es el factor de longitud efectiva. K es un número por el

que se debe multiplicar la longitud de la columna para obtener la longitud

efectiva de la columna. El valor de K depende de la restricción rotacional en los

extremos de la columna y a su resistencia al movimiento lateral.

El concepto de longitud efectiva es un artificio matemático para reemplazar

una columna con cualquier condición en sus extremos por una columna

equivalente con sus extremos articulados, a fin de aplicar la ecuación de Euler.

Sin embargo, para pórticos continuos, no es recomendable usar los valores de

K dados en la tabla anterior. Para estos casos, es posible obtener K con base

en un análisis matemático o utilizando los nomogramas para la determinación

de las longitudes efectivas de marcos continuos.

(4.14)


135


D.E.A.S.A.



+

Figura 4.17 Valores de K para columnas aisladas

Figura 4.18 Nomogramas de Columnas en Marcos Continuos

Figura 4.17 Valores de K de apoyos


136


D.E.A.S.A.



De estos nomogramas se recomienda lo siguiente:

a) Usar G = 10 cuando se usen soportes no rígidos entre la columna y la

cimentación. Si la conexión es rígida usar G = 1.0.

b) Incrementar la longitud efectiva de las vigas en función de las condiciones de

apoyo que tengan. El incremento de las longitudes de las vigas se puede

calcular usando los valores de K de la tabla anterior, en los cuales K > 1.0

A parte de los nomogramas, existen expresiones analíticas para calcular K.

Columnas arriostradas:

K = 0.7 + 0.05(GA + G

B) ≤ 1.0

K = 0.85 + 0.05 Gmin

≤ 1.0

Columnas no arriostradas:

Para Gpromedio

< 2.0 K = [(20-Gpromedio

)/20](1+Gpromedio

)1/2

Para Gpromedio

≥ 2.0 K = 0.90 (1+Gpromedio

)1/2

Donde Gpromedio

= (GA + G

B)/2

4.4.2 Tipos de Columnas

Una columna sujeta a compresión axial se acortará en la dirección de la carga.

Si la carga se incrementa hasta que dicho miembro se pandea, el acortamiento

cesará y la columna se flexionará lateralmente pudiendo al mismo tiempo

torcerse en una dirección perpendicular a su eje longitudinal.

La resistencia de una columna y la manera como falla, dependen en gran

medida de su longitud efectiva. Mientras mayor sea la relación de esbeltez de

un miembro, menor será la carga que pueda soportar y disminuye su esfuerzo

de pandeo. Si la relación de esbeltez excede de cierto valor, el esfuerzo de

pandeo será menor al límite proporcional del acero. Las columnas en este

(4.15)

(4.16)

(4.17)

(4.18)

(4.19)


137


D.E.A.S.A.



intervalo fallan inelásticamente. Se pueden clasificar en tres tipos: columnas

cortas, columnas intermedias y columnas largas o esbeltas. Las columnas

cortas fallan por aplastamiento. Las columnas largas fallan por pandeo y las

columnas intermedias fallan en combinación de pandeo y aplastamiento.

La relación de esbeltez mide la tendencia de una columna a pandearse.

Mientras mayor sea la relación de esbeltez de un miembro, menor será la carga

que pueda soportar. En estructuras de acero convencionales, los perfiles más

usados para columnas son el tipo IR y las secciones de cajón formado por 4

placas; sin embargo, los perfiles tubulares circulares y cuadrados han tenido

mucha aceptación entre los arquitectos e ingenieros en los últimos años.

El AISC-LRFD proporciona fórmulas para columnas largas con pandeo

inelástico y una fórmula parabólica para las columnas cortas e intermedias. Con

estas fórmulas se determina un esfuerzo crítico o de pandeo Fcr, para un

elemento a compresión.

La resistencia de diseño del miembro se determina como:

Pu = φcF

crAg con φ

c = 0.85

1) Fcr = (0.658λc2

)Fy para λc ≤ 1.50 (pandeo inelástico)

2) Fcr = (0.877/λc2

)Fy para λc > 1.50 (pandeo elástico)

Figura 4.19 Tipos de fallas en columnas

(4.22)

(4.21)

(4.20)


138


D.E.A.S.A.



3) λc = (KL/πr)(Fy/E)1/2

El AISC-LRFD presenta tablas de valores de Fcr para aceros tipo A36 y A50

para relaciones KL/r = 1 hasta 200.

4.4.3 Factores de reducción de rigidez

Debido a que los nomogramas fueron elaborados bajo criterios de condiciones

idealizadas y la realidad dista mucho de estas condiciones, se pueden obtener

valores de K muy conservadores. La mayoría de las columnas tienden a fallar

en el intervalo inelástico mientras que los nomogramas se crearon suponiendo

condiciones elásticas. Por tanto, K debe corregirse de acuerdo a los siguientes

criterios. En el intervalo elástico, la rigidez de la columna es proporcional a EI,

donde E = 29,000 ksi mientras que en el intervalo inelástico la rigidez es más

bien proporcional a EI donde E es el módulo reducido o módulo tangente.

En la expresión G = Σ(I/Lcolumna

) / Σ(I/Lviga

) si las columnas se comportan

elásticamente, el valor de E se cancela. Sin embargo, si el comportamiento de

la columna es inelástico (λc < 1.5), los factores de rigidez de la columna serán

menores e iguales a ETI

/L. Como resultado, G será menor y K será más

pequeño.

Aunque los nomogramas fueron elaborados para una acción elástica de las

columnas, pueden usarse para una situación inelástica si el valor de G se

multiplica por su factor de corrección llamado Factor de reducción de rigidez

(SRF). Este factor de reducción es igual al módulo tangente dividido entre el

módulo elástico (ET/E) y es aproximadamente igual a Fcr

inel/Fcr

elast y

aproximadamente igual a Pu/A/Fcrelast

.

Para obtener SRF,

1. Calcular Pu y seleccionar una columna de prueba.

2. Calcular Pu / A y escoger SRF de la tabla anterior.

3. Calcular Gelast

y multiplicarla por SRF que se obtiene de la tabla 3-2 y

luego determinar K con los nomogramas.

(4.23)


139


D.E.A.S.A.



4. Calcular la relación de esbeltez efectiva KL/r, se obtiene φcF

cr y se

multiplica por el área para obtener Pu. Si este valor es muy diferente del

valor calculado en el paso 1, se escoge otra columna y se repiten los

pasos siguientes.

4.4.4 Columnas Armadas

Las especificaciones del AISC-LRFD presentan los siguientes requisitos

respecto a las columnas armadas; cuando dichas columnas constan de

diferentes componentes, estas deben conectarse en sus extremos, ya sea por

medio de soldadura o por tornillos.

1. Las longitudes de los cordones de soldadura deben ser al menos igual

al ancho máximo del miembro.

2. Los tornillos de conexión no deberán espaciarse longitudinalmente a

más de 4 diámetros entre centros y la conexión debe extenderse en una

distancia igual por lo menos a 1.5 veces el ancho máximo del elemento.

3. Cuando una componente de una columna armada consta de una placa

Fig. 4.20 Factores de reducción de rigidez


140


D.E.A.S.A.



exterior, el AISC-LRFD especifica que para conexiones soldadas se usan

cordones intermitentes a lo largo de los bordes de las componentes o si

se usan tornillos a lo largo de las líneas de gramil en cada sección, su

separación máxima no será mayor de 127/(Fy)1/2

veces el espesor de la

placa exterior más delgada ni de 12 pulgadas. Si se usan tornillos

escalonados ( o en zig zag) sobre cada línea de gramil, su separación en

cada línea no será mayor de 190/(Fy)1/2

veces el espesor de la placa más

delgada ni de 18 pulgadas.

Si la relación a/ri ≤ 50, todas las partes de una columna armada trabajan en

conjunto. Si la relación es mayor que 50, se requiere usar una relación de

esbeltez modificada (KL/r)m o mayor para determinar el esfuerzo de diseño, en

vez del valor (KL/r)o que se usaría si la sección transversal fuera

completamente efectiva. El valor de (KL/r)m es:

1. Caso general:

Esta expresión es sólo aplicable al eje de pandeo respecto al cual se

requieren conectores para resistir el cortante.

2. Para columnas armadas conectadas en sus extremos con tornillos de

ajuste apretados:

Donde a/ri = la esbeltez de columna mayor de una componente individual.

(4.24)

(4.25)


141


D.E.A.S.A.



(KL/r)o = esbeltez de columna de miembros armados trabajando como uno

solo.

(KL/r)m = esbeltez de columna modificada de un miembro armado.

Nota: La resistencia de diseño de una columna armada se reduce si la

separación de los conectores es tal que una de las componentes de la columna

puedan pandearse antes de que se pandee la columna en su conjunto. Tal

situación se puede prevenir si la relación a/ri se mantiene menor o igual que la

relación que rige para todo el miembro, es decir, menor que (KL/r)x o (KL/r)

y

según sea el caso.

4.4.5 Celosías y Placas de Unión en Columnas Armadas

El propósito de la celosía es mantener las diversas partes que conforman a

la columna armada paralelas y a las distancias correctas, con el fin de uniformar

la distribución de esfuerzos en ellas.

Fig. 4.22 Tipos de columnas armadas


142


D.E.A.S.A.



Además de la celosía, es necesario colocar placas de unión tan cerca como

sea posible de los extremos y en puntos intermedios si la celosía se interrumpe.

El AISC-LRFD especifica que las placas de unión deberán tener un espesor

menor o igual a 1/50 veces la distancia entre las líneas de conectores o

cordones de soldadura y una longitud paralela al eje del miembro principal

menor o igual a la distancia entre líneas de conectores.

La celosía consta de barras planas, pero puede formarse en ocasiones con

ángulos, cubre placas perforadas, canales y otros perfiles laminados. Estas

piezas deben espaciarse de modo que las partes individuales conectadas no

tengan valores L/r entre conexiones mayores que el valor que rija para el

miembro armado completo.

Se supone que la celosía está sujeta a una fuerza cortante normal al

elemento menor o igual al 2% de la resistencia de diseño por compresión del

elemento Pu del miembro. La relación de esbeltez máxima es de 140 para

celosía simple y de 200 para celosía doble. Si la distancia entre líneas de

conectores es mayor que 15” deberán usarse celosía doble o celosía simple a

base de ángulos.

4.4.6. Diseño de Elementos a Flexo compresión

Los miembros flexo-comprimidos son elementos estructurales sometidos a la

acción simultánea de fuerzas normales de compresión y momentos

flexionantes, que pueden actuar alrededor de uno de los ejes centroidales y

principales de sus secciones transversales o tener componentes según los dos

ejes principales. Su importancia es fundamental, ya que los elementos en

compresión axial pura no existen prácticamente nunca en estructuras reales en

las que, debido a principalmente a la continuidad entre los diversos miembros

que las componen, la compresión se presenta acompañada por flexión.

4.4.7 Miembros sometidos a Flexotensión

El AISC-LRFD especifica para elementos sometidos a tensión axial y flexión

simultáneamente, se tienen las siguientes ecuaciones de interacción:


143


D.E.A.S.A.



Si

Si

Donde Pu y Mu son las resistencias requeridas por tensión y por flexión; Pn y

Mn son las resistencias nominales por tensión y por flexión respectivamente; φt

y φb son los factores de reducción por resistencia para tensión y flexión.

4.4.8 Momentos de Primer y Segundo Orden (Efectos Pδ y P∆)

En un miembro sometido a carga axial y momentos, aparecerán momentos

flexionantes y deflexiones laterales adicionales a las iniciales. Cuando se

realiza un análisis elástico convencional, obtenemos momentos y fuerzas de

primer orden. En una columna de un pórtico arriostrado se puede presentar

momentos secundarios debido a la flexión lateral de la columna.

En la figura 1, se presenta un momento adicional Puδ. Este es un efecto de tipo

local y sólo se presentará en la columna más débil o sometido a una mayor

carga axial. En un marco no arriostrado, se pueden presentar momentos

adicionales P∆, debido a la deflexión lateral que se presenta. Este es un

fenómeno global y se puede presentar en todas las columnas de un entrepiso.

Fig. 4.23 Efectos Pδ y P∆ en elementos flexocomprimidos

(4.26)

(4.27)


144


D.E.A.S.A.



El AISC-LRFD especifica que el momento final que estima los momentos de

primer y segundo orden en un miembro sometido a flexocompresión es:

Mu = B1M

nt + B

2M

lt

Donde B1 es el factor de amplificación que toma en cuenta los efectos Pδ.

B2 es el factor de amplificación que toma en cuenta los efectos P∆.

Pe es la carga crítica de Euler. Cm es un factor de reducción.

Cm = 0.85 para miembros con extremos restringidos.

Cm = 1.0 para miembros con extremos no restringidos.

La relación M1/M2 es positiva cuando el elemento se flexiona en curvatura

doble y negativa en curvatura simple. Además M1 ≤

M

2. En caso de que M

1= 0 o

M2 = 0 la relación M

1/M

2 = 1.

(4.28)

(4.29)

(4.30)


145


D.E.A.S.A.



Fig. 4.24 Valores de Cm para diferentes condiciones de cargas y apoyos

(4.31)


146


D.E.A.S.A.



Donde ΣPu representa la resistencia axial necesaria por todas las

columnas del entrepiso en cuestión. ∆oh/L representa la distorsión relativa de

entrepiso en estudio. ΣH es la suma de todas las fuerzas horizontales de piso

que producen ∆oh.

Para analizar un miembro sujeto a flexo compresión y a compresión

recordemos bien las formulas del AISC donde K es el factor de longitud efectiva

Si

Entonces

Donde y el Factor de seguridad es

Si

Entonces

(4.32)

(4.33)

(4.34)

(4.35)

(4.36)


147


D.E.A.S.A.



Fig. 4.25 Relación de esbeltez para miembros en compresión


148


D.E.A.S.A.



4.4.9 Método de interacción para Flexo compresión

Se utilizan las mismas expresiones que para Flexo tensión.

Si

Si

Solo que en este caso φc = 0.85 para la compresión axial y φ

b = 0.9 para la

flexión.

Para analizar un miembro sujeto a flexocompresión, se realiza un análisis de

primer orden y otro de segundo orden para obtener los momentos de flexión

finales. Ahora con los programas de análisis de computadora (SAP2000,

ETABS, STAAD, DRAIN, etc.) es posible realizarlos fácilmente.

Para fines de diseño, es recomendable diseñar los miembros verticales de

tal manera que se cumpla la condición que la suma de los momentos en los

extremos de la viga no serán menor que 1.5 veces la suma de los momentos en

los extremos de las columnas que concurren en el nudo.

Fig. 4.30 Diagrama de iteración para elementos flexo comprimidos

(4.37)

(4.38)


149


D.E.A.S.A.



Esto con el fin de garantizar el criterio de “columna fuerte y viga débil” en el

diseño sismorresistente de edificaciones.

Otro aspecto que hay que cuidar es que el nivel de carga axial no sea muy

grande (mayor que 0.3φPn), ya que se ha demostrado que la carga axial en

elementos flexocomprimidos ayuda a incrementar su resistencia pero disminuye

su capacidad de deformación.

4.4.10 Flexo torsión en Columnas

Para secciones asimétricas o con un solo eje de simetría se presenta un

pandeo por flexo torsión (figura 3-6), el cual pocas veces se toma en cuenta

para fines de diseño. En secciones con simetría doble se presenta un pandeo

por flexión (pandeo de Euler) o por torsión independientes, ya que comúnmente

la carga pasaría por el centro de cortante se encuentra fuera de la sección

El AISC-LRFD presenta las siguientes expresiones para resolver el problema

de flexo-torsión.

1) Pu=φcPn = φ

c Ag F

cr con φ

c = 0.85

2) Fcr = Q (0.658

Qλe2

)Fy si λe(Q)1/2

≤ 1.5

3) Fcr = (0.877/λe2

)Fy si λe(Q)1/2

> 1.5

donde Q = 1.0 si los elementos cumplen las relaciones λr de la tabla 1-3 del

capítulo 1 de estos apuntes. Si no, Q = QaQs, donde:

a) Para ángulos sencillos

Qs = 1.340-0.00447(b/t)(Fy)1/2

si 76/(Fy)1/2

< b/t <155/(Fy)1/2

Qs = 15550/(Fy (b/t)2

) si b/t ≥ 155/(Fy)1/2

b) Para patines de vigas, ángulos y placas provenientes de vigas laminadas o

columnas o cualquier otro elemento a compresión:

(4.39)

(4.40)

(4.41)

(4.43)

(4.42)


150


D.E.A.S.A.



Qs = 1.415-0.00437(b/t)(Fy)1/2

si 95/(Fy)1/2

< b/t <176/(Fy)1/2

Qs = 20000/(Fy (b/t)2

) si b/t ≥ 176/(Fy)1/2

c) Para patines, ángulos y placas provenientes de columnas armadas o

cualquier otro elemento a compresión:

Qs = 1.415-0.00381(b/t)(Fy)1/2

si 109/(Fy/Kc)1/2

< b/t <200/(Fy/Kc)1/2

Qs = 26200Kc/(Fy (b/t)2

) si b/t ≥ 200/(Fy/Kc)1/2

Donde Kc = 4/(h/tw)1/2 si 0.35 ≤ Kc ≤ 0.763 para secciones I

h = peralte del alma

tw = espesor del alma

Kc = 0.763 para otras secciones.

c) Para vigas Tees:

Qs = 1.908-0.00715(b/t)(Fy)1/2

si 127/(Fy)1/2

< b/t <176/(Fy)1/2

Qs = 20000/(Fy (b/t)2

) si b/t ≥ 176/(Fy)1/2

Donde b = ancho del elemento a compresión no atiesado

t = espesor del elemento a compresión no atiesado

Fy = esfuerzo de fluencia en ksi

Para elementos no atiesados, la sección transversal Qs se determina con las

expresiones anteriores. Para elementos atiesados, la sección transversal es:

Qa = área efectiva / area real

Donde el área efectiva es la suma de todas las áreas efectivas de la sección

transversal.

Para secciones transversales comprendidas sólo por elementos no atiesados

(4.44)

(4.45)

(4.46)

(4.47)

(4.48)

(4.49)


151


D.E.A.S.A.



(4.51)

Q = Qs (Qa = 1.0)

Para secciones transversales comprendidas sólo por elementos atiesados

Q = Qa (Qs = 1.0)

Para secciones transversales comprendidas sólo por elementos atiesados y no

atiesados Q = QsQa.

λe = (Fy/Fe)

Fe = [(π2

ECw/KzL

2

) + GJ]/(Ix + Iy)

Fe es el esfuerzo crítico de pandeo elástico por flexotorsión

a) para perfiles con simetría doble

b) para perfiles con simetría simple en los que y es el eje de simetría

Fe = ((Fey + Fez)/2H)[1-(1-(4FeyFezH)/(Fey + Fez)2

)1/2

]

c) para perfiles sin eje de simetría, Fe es el menor valor de la raíz de la

siguiente ecuación cúadratica:

(Fe-Fex)(Fe-Fey)(Fe-Fez)-Fe2

(Fe-Fey)(Xo/r

o)2

– Fe2

(Fe-Fex)(Yo/r

o)2

= 0

donde Kz = factor de longitud efectiva para pandeo torsional

G = módulo cortante en ksi

Cw = constante de alabeo en pulg6

J = constante de torsión en pulg4

ro

2

= Xo

2

+ Yo

2

+ (Ix + Iy)/A

(4.50a)

(4.50b)

(4.52)

(4.53)

(4.54)

(4.55)

(4.56)


152


D.E.A.S.A.



H = 1 – ((Xo

2

+ Yo

2

)/ro

2

)

Fig. 4.31 Constantes de alabeo de secciones típicas de acero

(4.57)

(4.58)

(4.60)

(4.59)


153


D.E.A.S.A.



4.5 Placas Base de Columnas

Como se sabe, el área de diseño por compresión en el área de apoyo de una

zapata de concreto es mucho menor que el correspondiente a la base de acero

de una columna. Cuando una columna de acero se apoya en la parte superior

de una cimentación, ya sea una zapata aislada o una contratrabe, es necesario

que la carga que baja de la columna se distribuya en un área tal que no se

aplaste el concreto. Las longitudes y anchos de las placas base de columnas de

acero se seleccionan en múltiplos pares de pulgadas y sus espesores en

múltiplos de octavos de pulgada.

El AISC-LRFD tiene las siguientes especificaciones para placas base. Cabe

señalar que el AISC sólo toma en cuenta el efecto de la carga axial total Pu

actuante en la columna y que se transmite a la cimentación, con una presión

Pu/A en donde A es el área de la placa base. La cimentación reaccionará a su

vez con una presión Pu/A y tenderá a flexionar las partes de la placa base que

quedan en vuelo fuera de la columna, como se ve en la figura 4.32. Así, el

AISC-LRFD señala que los momentos máximos en una placa base ocurren a

distancia entre 0.80bf y 0.95d, donde b

f es el ancho del patín y de el peralte de

la columna, rigiendo el mayor de estos dos valores. El momento calculado nos

sirve para calcular el espesor de la placa base.

El área de la placa base se calcula como:

Sabiendo que la resistencia de diseño por aplastamiento del concreto debajo de

la placa base debe ser al menos igual a la carga actuante Pu, se tiene:

Fig. 3.32 Placas base de columnas


154


D.E.A.S.A.



a) Si la placa base cubre el área total del dado o pedestal de la cimentación: Pu = φ

c 0.85 f‟cA

1

φ

c = 0.60 por aplastamiento del concreto.

f‟c = resistencia del concreto a compresión a 28 días.

A1 es el área de la placa base

b) Si el área de la placa base sólo cubre una parte del pedestal:

Pu = φc(0.85f‟cA

1)(A

2/A

1)1/2

≤ φc1.7f‟cA

1

Donde A2 es el área máxima de la parte de la superficie del pedestal que es

geométricamente similar a y concéntrica con el área cargada.

El espesor de la placa se calcula, con referencia a la figura 4.33, si se toman

momentos en cada dirección de la placa, como si tuviese vuelos de longitud m y

n, los momentos son: (Pu/A1)(m)(B)(m/2) o (Pu/A

1)(n)(A)(n/2)

Si se hace m = n, los dos momentos serán iguales y se tendría un valor mínimo

para el espesor de la placa. Esta situación se puede lograr si

donde ∆ = 0.5(0.95d – 0.8bf) y

Así, los espesores de la placa base son

(4.61)

(4.62)

(4.63)

(4.64)

(4.65)


155


D.E.A.S.A.



Donde el rige el mayor valor de éstas dos expresiones.

Además, A1 no debe ser menor que el peralte de la columna multiplicado por el

ancho de su patín.

Si la columna esta cargada ligeramente, se supone que la carga está

distribuida sobre el área sombreada H de la figura 4.34

El AISC determina que para esta condición de columnas, la parte de Pu aplicada al área encerrada por la columna (b

fd) y le llama a ésta Po.

Po = (Pu/BN)(bfd)

El área de la región en forma de H se obtiene dividiendo Po entre la presión permisible.

La distancia c se obtiene a partir de AH:

(4.66a)

(4.66b)

(4.67)

(4.68)

(4.69)


156


D.E.A.S.A.



Así, el espesor de la placa base para este caso se determina como

Fig. 3.33 Placa base según el A.I.S.C. - L.R.F.D.

(4.70)


157


D.E.A.S.A.



El espesor de las placas base de columnas es el mayor del valor obtenido con

las tres ecuaciones:

Fig. 4.34 Placas base en columnas ligeramente cargadas

(4.71a)

(4.71b)

(4.71c)


158


D.E.A.S.A.



4.5.1 Bases para columnas resistentes a momentos

En el diseño de placas base para columnas cargadas axialmente, se asume

que la presión de soporte entre la placa y la cimentación es uniformemente

distribuida. El anclaje para ese tipo de placas base se usa solo para mantener

fijas las columnas en su posición. Ahora bien, aun si la columna debe resistir

momento, su resistencia se puede desarrollar sin tomar en cuenta el efecto de

los anclajes. Si el momento es pequeño, la presión de soporte se puede asumir

con la distribución de la figura 4.35 Si b es el ancho de la placa, las presiones

en el borde son:

De la ecuación 4.72, se puede ver que si M/P = d/6, las presiones son nulas en

uno de los bordes y 2P/bd en el otro borde. Para excentricidades mayores que

d/6 una linea de presión nula tiende hacia el borde de la placa y la presión

máxima excede 2P/bd (4.35-b). Por último si la excentricidad es igual a d//2, la

presión se concentra en el borde de la placa (4.35-c). Si la excentricidad es

Fig. 4.35 Placas base de columnas sometidas a momento

(4.72)


159


D.E.A.S.A.



mayor que d/2, esta claro que el equilibrio requiere el sistema de fuerzas

mostrado en 4.35-d, donde T es la fuerza de tensión del ancla y P + T es la

resultante de la presión de soporte. El AISC-LRFD no especifica la máxima

presión de soporte del concreto, pero especifica que la carga de soporte de

diseño en la forma de

Esta expresión muestra que la presión máxima en el concreto está limitado a

φc = 0.60.

CAPÍTULO V. MEDIOS DE UNIÓN, REMACHES, TORNILLOS Y

SOLDADURA.

5.1 Introducción.

El comportamiento de las conexiones es muy complejo, ya que en

muchos casos es imposible describirse por medio de formulas ya sean

sencillas o complejas. De hecho, las formulas obtenidas de manera analítica

deben ser adecuadas con pruebas experimentales para tener resultados

más seguros y satisfactorios. Lamentablemente, en la mayoría de los casos

se deja al fabricante de las estructuras el diseño de las conexiones y los

ingenieros calculistas no le dan la importancia requerida. Además, las

pruebas de laboratorio en fallas estructurales han demostrado que las fallas

se originan en las conexiones y no en los miembros estructurales. Los tipos

de conexiones que se tratarán son las conexiones remachadas, atornilladas y

las conexiones soldadas.

(4.73)

(4.74)


160


D.E.A.S.A.



En función de la rigidez que transmiten, las conexiones se clasifican en

simples, en donde el momento resistente que se desarrolla en la conexión es

prácticamente cero; las conexiones rígidas, donde se toma en cuenta la

presencia de momento en la conexión y las conexiones semi-rígidas que es

una combinación de las conexiones con tornillos y soldadura.

5.2 Conexiones Remachadas.

Los remaches fueron los elementos de unión de estructuras de acero más

comunes en el siglo XIX y hasta mediados del XX, pero en la actualidad no

se emplean en construcciones nuevas, ni en el taller ni en la obra, pues han

sido sustituidos, con ventaja, por la soldadura y los tornillos de alta

resistencia. Sin embargo, la importancia, cada vez mayor, de la evaluación,

rehabilitación y refuerzo de estructuras existentes, hace que sea

indispensable el conocimiento de las uniones remachadas

Un remache consiste en un vástago de diámetro d, provisto de una cabeza

esférica, que se introduce a través de los barrenos en las placas a enlazar

calentado al “rojo vivo”, estampándose otra cabeza en el extremo saliente.

Al enfriarse se contrae, comprimiendo las placas unidas.

Los remaches que analizaremos en la norma, son de tres clases; remaches

semitubulares REMACHE T que son los remaches de cabeza esférica; es el

remache mas común y solo es necesario conocer:

Ø diámetro de la caña en mm

l longitud de la caña en mm

Los remaches de clase B; son los remaches de cabeza bombeada; se

designan como

REMACHE B

Los remaches de clase P; son los remaches de cabeza plana cuya

nominación se expresa

REMACHE P

La referencia a la norma AHMSA puede suprimirse cuando sea innecesaria.


161


D.E.A.S.A.



Vemos las características de los remaches, en primer lugar da (diámetro del

barreno de las placas); será igual al diámetro de la caña d+1. Los remaches

al aplicarlos podrán unir dos placas.

Sin embargo, el agujero de la placa es de da da = d+1, ósea el barreno

generalmente es el diámetro del remache más un milímetro.

Los cálculos, con los remaches; los hacemos con el diámetro da; ganándole 1

milímetro al apretar

s espesor total de las palcas unidas.

l longitud del vástago; igual a 1.33*d+s en milímetros.

l = 1.33*d+s; si está remachado a máquina.

l = 1.75*d+s; si está remachado a mano.

d diámetro nominal del vástago en milímetros.

Fig. 5.1 Dimensiones de remachado.

Fig. 5.2 Diámetro da en una unión remachada


162


D.E.A.S.A.



t mínimo espesor de la placa a unir (en centímetros)

Como criterio para la elección de remaches, se toma:

Los diámetros más comúnmente utilizados son 12, 14, 16, 18, 20, 22, 24, 27,

30, 33, 36 milímetros.

5.3 Conexiones Atornilladas

El montaje de estructuras de acero por medio de tornillos, es un proceso

que es relativamente rápido y requiere mano de obra “menos especializada”

que cuando se trabaja con soldadura o remaches.

Los dos tipos de tornillos que se emplean para las conexiones de

miembros estructurales son los tornillos ordinarios (A307) y los tornillos de

alta resistencia (A325 y A490).

Los tornillos A307 se fabrican en dos grados A y B, anqué la norma SAE;

los clasificas como Grado 0, 2, 5, 8; (Incluyendo los de alta resistencia)

dependiendo las diagonales y/o líneas en la cabeza; son fabricados en acero

de bajo carbono con una resistencia mínima a la tensión de 60 ksi y una

resistencia máxima a la tensión de 100 ksi para los tornillos de grado B. Los

tornillos grado A; se usan para estructuras sometidas a cargas

gravitacionales y no son adecuados para cargas vibratorias o de impacto. Los

tornillos de alta resistencia o de grado B; se fabrican a base de acero al

carbono tratado térmicamente y aceros aleados, su resistencia a la tensión es

de más del doble de los tornillos ordinarios. La resistencia mínima a tensión

en los tornillos A325 es de 105 a 120 ksi y para los tornillos A490 es de 150

ksi. Se usan para cualquier tipo de estructuras. Los tornillos de alta

resistencia pueden apretarse hasta que alcanzan esfuerzos de tensión muy

altos, de manera que las partes conectadas queden afianzadas entre la

cabeza del tornillo y la tuerca de apriete, lo que permite que las fuerzas se

transfieran por fricción.

Consisten en un vástago de diámetro d; provisto de una cabeza de forma

hexagonal; que se introduce en los barrenos de la placa a enlazar; teniendo

en el extremo saliente del vástago una zona roscada, en la cual se coloca

2.05 td (5.1)


163


D.E.A.S.A.



una arandela y una tuerca que al ir roscándose consigna el apriete de las

placas unidas.

Los tornillos se designan por el grado, por d y l donde:

d diámetro de la caña.

l. longitud del vástago.

Grado o tipo tipo de acero referido a la norma SAE O ASTM

Existen también tornillos calibrados

En los tornillos ordinarios. Tendremos que da

da = Ø barreno = d+1

y para los tornillos calibrados; tendremos que da

da = Ø barreno = d

Para el cálculo a cortante, tomaremos la sección d.

Para el cálculo a tensión, tomaremos la sección d1.

Los tipos de tornillos, longitudes y aceros se facilitarán en tablas.

El cálculo tanto del material como de las uniones serán para:

- cortante.

- aplastamiento.

- tensión y cortante.

(fig. 2.3)

Fig. 5.3 Dimensiones para uniones atornilladas y diámetros d y d1


164


D.E.A.S.A.



- flexión simple.

De estas solicitaciones realizaremos el cálculo de la unión.

5.3.1 Calculo a cortante.

Se produce de contacto entre placas y se tomará la sección resistente

resultante del diámetro del vástago d; llamaremos con una letra V a las

fuerzas que generan cortante.

Ø = d para T

Ø = d+1 para TC

Este esfuerzo se produce cuando, en el vástago; las placas unidas tratan de

deslizar una con respecto a la otra. Generalmente vamos a tener dos casos:

CORTANTE SIMPLE

CORTANTE DOBLE

El espesor de las tres placas a unir, es t1.

Fig.5.4 Tornillo a cortante simple

Fig.5.5 Tornillo a cortante doble


165


D.E.A.S.A.



tu

cKAm

V

Am

VN

No son aconsejables las uniones en cortante simple, para evitar la aparición de

un momento V × t1; en la sección del vástago; siempre que se pueda habrá que

adoptar la disposición de cortante doble.

La fuerza de agotamiento de un remache o tornillo a cortante, en la sección

del vástago es definida por la posición de contacto entre placas.

K es un coeficiente adimensional que vale 0.65 para tornillos ordinarios y 0.8

para tornillos calibrados y remaches.

t es la resistencia de cálculo y vale 2400 Kg/cm2 para el A4t (habitual en

remaches y tornillos ordinarios) y 3000Kg/cm2 para el acero A5t el habitual de

los tornillos calibrados.

m se denomina al número de secciones transversales

m = 1, para el cortante simple.

m = 2, para el cortante simple.

A será la sección resistente del vástago y será igual a

Al producto utK se le llama también agotamiento a cortante, para

calcular el número de remaches o tornillos Nc, para absorber una fuerza V a

cortante tendremos que

5.3.2 Aplastamiento.

Una unión entre placas puede fallar si se aplastan las paredes de los

barrenos contra los vástagos de los tornillos o remaches, se admite que la

sección resistente de la placa a aplastamiento es la proyección de la

superficie lateral del barreno; llamaremos a la fuerza que produce

aplastamiento o esfuerzo axial como F.

AmKV T

4

2d

(5.2)

(5.3)

(5.4)


166


D.E.A.S.A.



FaLa Kdt

F

dt

Fn

1

tdKF aF

Si tenemos una rotura por aplastamiento que hace inservible la unión. La

fuerza de agotamiento de una placa por aplastamiento contra el vástago de

un remache o tornillo es

K es un coeficiente adimensional igual a 2 para remaches y tornillos

calibrados; 1.6 para tornillos ordinarios y 3 para tornillos de alta resistencia.

F es el límite de fluencia del acero de la placa, para el A-36 son 2530

Kg/cm2 y para A-50 es 3600 Kg/cm2.

da para tornillos calibrados y remaches es igual al diámetro del agujero y para

tornillos ordinarios es igual al diámetro del vástago.

t es el menor espesor de las placas unidas.

Al producto LFK , se le llama esfuerzo de agotamiento por

aplastamiento.

Para conocer el número de remaches o tornillos a disponer en una unión para

absorber una fuerza F y no se produzca aplastamiento, tendremos

Fig. 5.6 Desgarre a por esfuerzo de apoyo en una placa

(5.5)

(5.6)

(5.7)


167


D.E.A.S.A.



rt AF 8.0

tco 2*2* 3

5.3.3 Calculo de la fuerza a tensión.

Sólo se admite en tornillo, no en remaches; la sección más esforzada es la

correspondiente a la rosca, tenemos que F (fuerza de unos tornillos a

tensión)

t es la resistencia de cálculo para A4t, que es igual a 2400 Kg/cm2 y para

A5t será igual a 3000 Kg/cm2.

Ar será la sección resistente de la rosca y se facilitará en tablas.

5.3.4 Calculo de las fuerzas a tensión y cortante.

Sobre el tornillo actúan y .

1º Se realizará la comprobación a tensión; según el apartado anterior.

2º Se realizará la comprobación de la tensión compuesta en el vástago, en el

agotamiento de ambos esfuerzos.

2t

cm

Kp2400t4A

2t

cm

Kp3000t5A

* es el esfuerzo axial ponderado originado por la fuerza de tensión F

Øvástago * es el esfuerzo tangencial ponderado originado por el cortante V

*

QV*

TF

dd

F

4

2

**

(5.8)

(5.9)

(5.10a)

(5.10b)

(5.11)


168


D.E.A.S.A.



UNIÓN RESISTENTE A FLEXIÓN SIMPLE.

Tendremos un flector y un cortante

Respecto esto intentamos hallar una sección resistente equivalente.

Consideramos

Además conocemos que hcc 1

de columnas de tornillos

Fig. 5.7 Conexión a momento

4

2

**

d

V

Fig. 5.8 Sección transversal

2

111

22

c

c

b

accb

cca

b

a

c

c1

Ass

A ºnm

(5.12)

(5.13)

(5.14a)

(5.14b)

(5.15b)


169


D.E.A.S.A.



Ancho sección rectangular

Con (5.13), (5.14a) y (5.14b); obtenemos c y c1.

Tenemos que el momento de inercia de la sección resistente equivalente es

igual a:

El esfuerzo de tensión máximo en los tornillos es

y el esfuerzo de compresión máximo en la placa

también deducimos que

donde n es el número total de tornillos.

Finalmente

a) Límite de fluencia del material de la placa.

b) ; (resistencia cálculo tornillo)

33

3

1

3 cbcaI

I

cM

**

1

I

cM 1

**

2

nA

V

**

ams

A

F *

2 F

tCO 2*2*

1 3

(5.15b)

(5.16)

(5.17)

(5.18)

(5.19)

(5.20)

(5.21)


170


D.E.A.S.A.



5.3.6 Comprobación del material en la unión.

Deberemos comprobar la sección para las secciones que reciben de las

barras. Para el cálculo se distinguen tres secciones.

1º) Sección bruta: Es cuando se excluyen los agujeros.

2º) Sección neta: Cuando se excluyen los agujeros eligiendo la línea de

mínima sección quebrada u oblicua.

3º) Sección semineta: Cuando se excluyen los agujeros en la zona de tensión

y no se excluyen en la de compresión. Se consideran en la zona de

compresión.

Para comprobar la sección más desfavorable, haremos las siguientes

comprobaciones.

En barra a tensión sección neta.

En barra a compresión sección bruta.

Cuando en una placa estamos tirando a tensión tendremos que la sección

resistente es como se indica en la figura 5.9

5.3.6 Disposiciones constructivas de tornillos y remaches.

Superficie neta .neta

Superficie bruta

TENSIÓN

COMPRESIÓN

nF

n

AA

F;

*

AA

FF ;

Fig. 5.8 Áreas para secciones resistentes

(5.22a)

(5.22b)


171


D.E.A.S.A.



Podemos tomar como referencia la figura 5.9 para la disposición constructiva

las siguientes medidas y tolerancias.

c Ø del tornillo.

t1 tornillo hasta el borde frontal.

t2 tornillo hasta borde lateral.

A continuación observamos el gráfico antes mencionado.

Siendo; e (espesor de la placa) mínimo, tendremos que para una distancia s

entre centros de agujeros; los valores mínimos s;

a3s para remaches

a5.3s para tornillos

Si conocemos el diámetro del tornillo o del remache, conocemos s

El valor máximo a8s y e15s en todos los casos.

Para piezas de tensión a15s y e25s .

En caso de mas de dos filas paralelas de remaches o tornillos en la dirección

del esfuerzo, la distancia s puede ser el doble del indicado.

Fig. 5.9 Disposiciones para cálculo y diseño


172


D.E.A.S.A.



Las distancias entre centros de agujeros y bordes de las placas; los valores

mínimos al borde frontal t1 a2 y al borde lateral t2 a5.1 .valor máximo a

cualquier borde a3t o e6t .

Se recomienda aplicar, para la elección del Ø de los tornillos

2.0e5d

e (cm)

d (cm)

La suma de los espesores de las piezas unidas será menor o igual que d5.4

para remaches o tornillos ordinarios; siendo d el diámetro del tornillo o

remache para tornillos calibrados, la suma de espesores de las piezas unidas

será menor o igual que d5.6 ; no hay limitación para tornillos de alta

resistencia.

Como recomendaciones para la disposición; se recomienda no disponer mas

de cinco tornillos o remaches en una fila y también todas las uniones de

fuerza llevarán un mínimo de dos remaches o tornillos.

5.4 Tornillos de alta resistencia.

La resistencia de las uniones en las que se emplean tornillos de alta

resistencia, se debe al aprovechamiento de las fuerzas de rozamiento

desarrolladas al apretar fuertemente los diversos tornillos. Estas ontrarrestan

la acción de las fuerzas exteriores, que tienden a separar las piezas.

En el remachado se produce una distribución de esfuerzos mas irregular a lo

largo de la sección, mientras que en las uniones de tornillos de alta

resistencia, esta distribución es mucho mas uniforme sin presentar en las

proximidades del agujero elevados puntos de esfuerzos. La fuerza de apriete

origina en la espiga del tornillo; un esfuerzo de tensión muy elevado, el cual

(5.23)


173


D.E.A.S.A.



comprime las piezas a unir dando lugar a esfuerzos de deslizamiento que se

oponen al resbalamiento de ambas superficies.

La magnitud de las fuerzas que se pueden transmitir dependen

fundamentalmente de:

1º) La intensidad de la fuerza de tensión en el cuerpo del tornillo.

2º) El coeficiente de rozamiento que se haya conseguido.

Es de destacar que en este tipo de uniones, si están bien realizadas; los

tornillos no trabajan a cortante y por consiguiente no es preciso calcularlas

para estas fuerzas.

Si realizamos la distribución de esfuerzos para remaches y tornillos de alta

resistencia (TAR).

Fig. 5.10 Comportamiento de las fuerzas de rozamiento

Fig. 5.11 Distribución de esfuerzos en remaches y tornillos (TAR)


174


D.E.A.S.A.



Se designan como

TAR d × l (tipo de acero) (ref. norma SAE O ASTM)

donde, como siempre, tenemos que d es el diámetro de la caña y l la longitud

del vástago.

Los TAR llevarán en las cabezas, marcadas en relieve correspondiente al tipo

de acero empleado en su fabricación. Por ejemplo 3 diagonales para el grado

5 , 5 diagonales para el grado 8.

También están tabuladas las longitudes de apretadura de los TAR en la

tabla ASTM O SAE.

5.4.1 Fuerza de apriete de un tornillo de alta resistencia.

Los TAR deberán apretarse hasta conseguir en su espiga un esfuerzo bajo

la acción simultánea de la tension y de MT; al que esté sometido a un 80% de

su límite de fluencia.

El MT (momento del torque) a aplicar será igual a

KSu valor está comprendido entre 0.15 y 0.19.

ddiámetro nominal del tornillo.

Fo fuerza axial de pretensado en el tornillo (Fp)

Estos valores, desde el momento de apretadura, también están tabulados.

Es conveniente decapar la superficie al chorro de arena y con soplete; y no

pintándolas para aumentar el coeficiente de rozamiento. Para los distintos

aceros tenemos los siguientes coeficientes.

A-36 45.0

A-50 60.0

En el caso de que no apliquemos esto tenemos que 30.0

5.4.2 Calculo de tornillos de alta resistencia.

No es necesario calcularlo a cortante y al apretar la tuerca se produce sobre

0FdKMT

18.0K (5.25)

(5.24)


175


D.E.A.S.A.



el tornillo un esfuerzo de tensión según su eje longitudinal y esfuerzos

cortantes originados por un par de apriete.

Tendremos, por tanto, que el esfuerzo de agotamiento a deslizamiento por

tornillo

su nAT 007.1

07.1 coef. Experimental

ns nº de caras en contacto entre placas.

nA sección total tornillos.

F Límite de fluencia del acero

. nT Esfuerzo de agotamiento a deslizamiento por tornillo.

También existen tablas que relacionan Ao y Tu para cada tipo de tornillo y una

cara de deslizamiento.

5.5 Comprobación de fuerzas a tensión.

Si cada tornillo está sometido a una fuerza ponderada de tensión N*; según

su eje, el rozamiento que origina cada tornillo será un coeficiente de

rozamiento que multiplica a (No-N*) *

0 NN

dK

MF a

0

Fig. 5.12 Rozamiento originado por un tornillo

(5.26)

(5.27)


176


D.E.A.S.A.



La resistencia al resbalamiento será

s

*0 nNN07.1

Si por tanto tenemos una unión con TAR, que tiene una tensión normal y una

tensión axial, tendremos que comprobar

A) Esfuerzo normal al eje s*

0u nNN07.1T

B) Esfuerzo axial al eje nn0u F8.0NN

nF Sección total TAR.

F Límite de fluencia del acero.

5.6 Calculo a flexión simple.

En este caso la unión está sometida a una fuerza cortante Q* que se reparte

normalmente a los ejes de los tornillos. Y un momento flector M* que provoca

esfuerzos de tensión y compresión, según los ejes de los tornillos.

(5.28)

(5.29a)

(5.29b)

Fig. 5.13 Distribución de esfuerzos por flexión simple


177


D.E.A.S.A.



5.6.1 Momentos de inercia de los tornillos en flexión simple.

I = Momento de inercia en cm4.

Am = Sección de un tornillo en cm2.

dm = Distancia de cada tornillo al eje.

n = nº de tornillos.

5.6.2 Esfuerzo normal debido a la flexión simple.

Tenemos que

donde *máxP es para cada tornillo y es la fuerza de tensión sobre el núcleo (Kg)

M* = Momento flector cmKg

dmáx = Distancia máxima de los tornillos al eje (cm)

An = Sección total de los tornillos.

2

1

m

n

m

m dAI

nmáxnmáx

máx AAI

dMQ

**

(5.30)

(5.31)


178


D.E.A.S.A.



5.6.3 Comprobación de la fuerza a tensión por flexión simple.

El momento flector ha de ser tal que la tracción que resulte en cualquier

tornillo no supere el valor de Nu, siendo este

Siendo N0 la fuerza de tracción del tornillo

An = Sección total de los tornillos

F = Límite de fluencia del acero.

Por lo que se ha de cumplir que

Siendo *

máxQ lo que aplicamos y uN lo que aguanta.

5.6.4 Comprobación de la fuerza por deslizamiento por flexión simple.

La fuerza de agotamiento en dirección normal al eje del tornillo por cara de

deslizamiento y por tornillo ha de ser inferior a Tu, siendo este

T* = Fuerza cortante por tornillo (Kg)

Q* = Fuerza cortante aplicada (Kg)


nFu ANN 8.00

umáx NQ *

(5.32)

n

QT

** (5.34)

(5.33)


179


D.E.A.S.A.



0u N07.1T

Tu = Es el esfuerzo máximo que aguanta el tornillo.

N0 = Es la fuerza de tensión del tornillo.

= Coeficiente de rozamiento.

Por lo tanto tendremos que se ha de cumplir que

Siendo *

máxT lo que aplicamos y uT lo que aguanta.

5.7 Calculo a flexión compuesta.

Sobre la unión actúa un momento flector M*, una fuerza cortante Q* y una

fuerza axial N* paralelo al eje de los tornillos.

5.7.1 Momentos de inercia de los tornillos en flexión compuesta.

2

1

m

n

m

m dAI

(5.35)

umáx TT *(5.36)

(5.37)

Fig. 5.14 Distribución de esfuerzos por flexión compuesta


180


D.E.A.S.A.



I = Momento de inercia de los tornillos.

Am = Sección de un tornillo (cm2)

dm = Distancia de cada tornillo al eje.


5.7.2 Esfuerzo normal por tensión o compresión a la flexión compuesta.

. *

máxQ = Fuerza de tensión en el tornillo.

M* = Momento flector aplicado.

dmáx = Distancia máxima de los tornillos al eje.

Fn = Sección total de los tornillos.

N* = Fuerza de tensión aplicada.

n = nº de tornillos

De los esfuerzos tomamos el más cargado para estar del lado de la

seguridad.

El tornillo que está más esforzado, es el que está a mayor distancia.

***

*** NANAI

dMNQQ nn

máxmáx

I

dM máx

*

(5.38)

(5.39)


181


D.E.A.S.A.



5.7.3 Comprobación de la fuerza a tensión por flexión compuesta.

La tensión sobre cualquier tornillo, debida a al combinación del esfuerzo axial

y del momento flector, no debe exceder la magnitud Nu siendo esta

N0 = Fuerza de tensión de los tornillos.

Fn = Sección total de los tornillos

F = Límite de fluencia del acero.

Se tendrá que cumplir:

Siendo max*Q lo que aplicamos y uN lo que aguanta

5.7.4 Comprobación de la fuerza por deslizamiento por flexión compuesta.

La fuerza admisible por tornillo, en dirección normal al eje ha de ser superior

a Tu, siendo este

Es igual que el caso anterior

N0 = Fuerza de tensión sobre el tornillo.

N* = Fuerza de tensión aplicada.

= coeficiente de rozamiento.

ns = nº de superficies en contacto

su nNNT *

007.1

uNQ *max

nFu ANN 8.00 (5.40)

(5.41)


182


D.E.A.S.A.



Si estamos aplicando T* para cada tornillo y lo máximo que aguanta es Tu

tendremos que se ha de cumplir

Siendo *T lo que aplicamos y uT lo que aguanta

5.8.-Comprobacion de secciones.

Debemos distinguir:

a) Secciones comprimidas, que será la superficie de la sección sin descuento

de agujeros, es decir, la sección bruta.

b) Secciones tensionadas, la parte de la barra o placa del elemento que

estamos uniendo, situada anteriormente en la sección y en contacto con

aquella otra a la que se une, desarrolla por compresión de los tornillos de alta

resistencia una fuerza bruta T que contrarresta en las secciones debilitadas

por agujeros, la fuerza realmente existente.esta fuerza T se admite igual al

40% de la fuerza que transmite la barra, multiplicada por la relación entre el

número de tornillos de la sección considerada y el total de la unión.

uTT *

Fig. 5.15 Secciones en una placa atornillada


183


D.E.A.S.A.



En la zona a donde A es la sección bruta.

En la sección 1 ; donde An es la sección neta.

En la sección 2

En la sección3

Los tornillos de alta resistencia consiguen con su apriete ayuda a los tornillos

más desfavorables.

5.9 Método AISC

Se debe señalar en los planos el tipo de tornillo y la manera en que serán

apretados durante el montaje. Los tornillos completamente tensados se

emplean en las conexiones tipo fricción y en las conexiones sujetas a tensión

A

P**

nA

P

7

24.01*

*

nA

P** 886.0

nA

P

7

34.0

7

21*

*

nA

P** 543.0

nA

P

7

24.0

7

3

7

21*

*

nA

P** 172.0

(5.42)

(5.43)

(5.44a)

(5.44b)

(5.45a)

(5.45b)


184


D.E.A.S.A.



directa. Las conexiones tipo fricción se deben usar cuando las cargas de trabajo

ocasionen cargas que produzcan fatiga, como las cargas sísmicas, en

conexiones que soporten maquinaria, en empalmes de columnas en estructuras

de más de 200 ft de altura, conexiones de todas las vigas a columnas y otras

vigas de las que dependa el arriostramiento de las columnas en estructuras de

más de 125 ft de altura, cargas vivas que produzcan impacto o inversión de

esfuerzos, entre otros.

Los tornillos apretados sin holgura se logran cuando todos los paños de una

conexión se encuentran en contacto firme entre sí.

5.9.1 Separación y Distancias a los Bordes

Revisando la figura 6.6, podemos obtener las siguientes definiciones básicas.

Paso, es la distancia a centros entre tornillos en una dirección paralela al eje

longitudinal del miembro.

Gramil, es la distancia a centros entre las hileras de tornillos perpendiculares al

eje longitudinal del miembro.

Distancia al borde, es la distancia del centro de un tornillo al borde adyacente

de un miembro.

Tabla 5.1 Dimensiones de barrenos


185


D.E.A.S.A.



Distancia entre tornillos, es la distancia más corta entre tornillos sobre la misma

hilera o en diferentes hileras de gramiles.

Los tornillos deben colocarse a una distancia entre sí para permitir su

instalación eficiente y prevenir fallas por tensión en los miembros entre los

tornillos. El AISC-LRFD especifica una distancia mínima a centros para

agujeros holgados o de ranura al menos de tres veces el diámetro del tornillo.

Si se mide a lo largo de una línea de transmisión de la carga esta distancia

debe incrementarse con el factor C1. De hecho el Manual IMCA; nos indica

todas estas especificaciones

Fig. 5.16 Separación entre sujetadores

Tabla 5.2 Especificaciones de tornillos


186


D.E.A.S.A.



Fig. 5.17 Ejemplo de conexiones atornilladas

Tabla 5.3 Incrementos de C1 entre barrenos


187


D.E.A.S.A.



Tabla 5.3 Resistencia de diseño de los tornillos


188


D.E.A.S.A.



Notas: bolt = tornillo; rivet = perno; threads = cuerdas;

Para agujeros estándar la distancia mínima a centros de los tornillos se

calcula con la expresión:

Donde P es la carga transmitida por un sujetador a la parte crítica; φ es

igual a 0.75; t es el espesor de la parte crítica conectada y dh es el diámetro del

agujero de tamaño estándar.

Si los agujeros son holgados o rasurados, la distancia mínima a centros se

determina con la expresión anterior más el incremento aplicable C1 dado en la

tabla J3.7. La distancia libre entre esos agujeros agrandados nunca debe ser

menor que el diámetro del tornillo asociado con ellos.

Para agujeros estándar, los tornillos o sujetadores no deben colocarse muy

cerca de los bordes de un miembro, ya que el punzonado de los agujeros muy

cercano a los bordes puede ocasionar que el acero opuesto al agujero se

abombe o agriete. Además, en los miembros donde existe el peligro de que el

tornillo desgarre al metal. En la práctica se recomienda colocar los tornillos a

una distancia del borde no menor de 1.5 veces el diámetro del sujetador, de

manera que el metal en esa zona tenga una resistencia al corte al menos igual

al del tornillo. El AISC-LRFD específica que la distancia mínima al borde no

debe ser menor que los valores dados en la tabla J3.4.

En la dirección de la fuerza transmitida, se establece que la distancia mínima al

borde no será menor que 1.5 veces el diámetro del sujetador cuando la

resistencia por aplastamiento Rn se determina con alguna de las dos

expresiones,

Para agujeros estándar de ranura corta,

Para agujeros de ranura larga perpendicular a la carga,

(5.46)

(5.47)

(5.48)


189


D.E.A.S.A.



Donde d es el diámetro del sujetador y t es el espesor del miembro

conectado. Para todos los casos, φ = 0.75 De otra manera, la distancia mínima

al borde se determina con la expresión:

Para agujeros holgados o rasurados, la distancia mínima al borde no será

menor que el valor requerido para un agujero estándar más un incremento C2

obtenido de la tabla

Tabla 5.4 Tensión requerida en los tornillos de alta resistencia

(5.49)


190


D.E.A.S.A.



El AISC LRFD especifica una distancia máxima al borde de doce veces el

espesor de la placa, pero sin exceder de seis pulgadas. Si los tornillos se

colocan muy lejos de los bordes, pueden aparecer aberturas entre los

miembros conectados.

5.9.2 Diseño de conexiones tipo aplastamiento. Cargas que pasan por

el centro de gravedad de la conexión.

Resistencia al Cortante. En las conexiones tipo aplastamiento se supone que

las cargas por transmitirse son mayores que la resistencia a la fricción

generada al apretar los tornillos; como consecuencia se presenta un pequeño

deslizamiento entre los miembros conectados, quedando los tornillos

sometidos a corte y aplastamiento. La resistencia de diseño de un tornillo en

cortante simple es igual a la resistencia nominal a cortante del tornillo en ksi,

dados en la tabla J3.2, multiplicada por el área de su sección transversal y por

el factor de reducción de resistencia φ.

Tabla 5.5 Incrementos de C2 entre barrenos bordes


191


D.E.A.S.A.



La resistencia de diseño de un sujetador por aplastamiento es igual a la

resistencia nominal por aplastamiento de la parte conectada en ksi, dados en la

tabla J3.5, multiplicada por el diámetro del sujetador y por el espesor del

miembro que se apoya en el sujetador y multiplicada por el factor de reducción

de resistencia φ. Si se cumplen los requisitos de la distancia mínima al borde y

la distancia entre tornillos y si se usan dos o más tornillos en la dirección de la

Tabla 5.6 Distancias mínimas a borde para agujeros estándar


192


D.E.A.S.A.



línea de fuerza, la resistencia por aplastamiento es:

Para agujeros estándar de ranura corta

Para agujeros de ranura larga perpendicular a la carga,

Para todos los casos

Si las deformaciones alrededor de un agujero no son de consecuencia

para el diseño, las dos expresiones anteriores se pueden reemplazar por,

con

En las expresiones anteriores, d es el diámetro del sujetador y t es el

espesor del miembro conectado.

Se ha demostrado que ni los tornillos ni el metal en contacto con éstos fallan

realmente por aplastamiento. Sin embargo, se ha demostrado también que la

eficiencia de las partes conectadas en tensión y compresión se ven afectadas

por la magnitud de los esfuerzos de aplastamiento. Por tanto, las resistencias

nominales por aplastamiento dadas en el AISC-LRFD tienen valores arriba de

los cuales, la resistencia de las partes conectadas resulta afectada.

Cuando se atornillan cubre placas a los patines de secciones IR, los tornillos

deben tomar el cortante longitudinal en el plano ubicado entre las placas y los

patines. El esfuerzo cortante longitudinal se puede determinar con la expresión

fv = VQ/Ib. La fuerza cortante a través del patín en una pulgada de longitud es

igual a VQ/I.

El AISC-LRFD especifica una separación máxima permisible para tornillos

o sujetadores usados en las placas externas de miembros armados, igual al

espesor de la placa externa más delgada multiplicada por 127, o bien

(5.50)

(5.51)

(5.52)

(5.53)


193


D.E.A.S.A.



12 pulgadas, rigiendo el menor valor.

Para fines de diseño, se supone que las cargas aplicadas en conexiones

tipo aplastamiento se dividen por igual entre los tornillos. Para que esto suceda,

las placas deben ser completamente rígidas y los tornillos completamente

elásticos, pero en realidad las placas conectadas son también elásticas y sufren

deformaciones que afectan a los esfuerzos en los tornillos. Si las placas se

suponen completamente rígidas e indeformables, todos los tornillos se

deformarán igualmente y tendrán los mismos esfuerzos. En realidad, en el

intervalo elástico las cargas que resisten los tornillos de un grupo nunca son

iguales cuando hay más de dos tornillos en una línea. Si las placas son

deformables, los esfuerzos y sus deformaciones decrecerán en los extremos de

la conexión hacia el centro. El deslizamiento será máximo en los tornillos

extremos y mínimo en los tornillos centrales. Los tornillos extremos tendrán

esfuerzos mucho mayores que los tornillos centrales. Entre mayor sea el

espaciamiento de los tornillos en una conexión, mayor será la variación de sus

Fig. 5.18 Deformación de placas en conexiones


194


D.E.A.S.A.



esfuerzos debido a la deformación de la placa; por tanto, se recomienda usar

juntas compactas, ya que así se reduce la variación de los esfuerzos en los

tornillos.

5.9.3 Diseño de Conexiones Tipo Fricción. Cargas que pasan por el centro

de gravedad de la conexión

Como se ha comentado previamente, las conexiones de tipo fricción son muy

útiles para los miembros estructurales sometidos a cargas cíclicas que llegasen

a producir fatiga. Este tipo de conexiones se debe revisar por cargas de servicio

y por cargas factorizadas,

1. La resistencia de diseño por deslizamiento debe ser mayor o igual que

la fuerza calculada de deslizamiento.

2. Considerada la conexión como tipo aplastamiento, la resistencia de

diseño debe ser mayor o igual que la fuerza factorizada.

Si los sujetadores se aprietan a las tensiones requeridas por las conexiones de

este tipo, es poco probable que éstos se apoyen sobre las placas que están

conectando. Se ha demostrado que es poco probable que ocurra un

deslizamiento, excepto que exista un cortante calculado por lo menos del 50%

de la tensión total del tornillo. Esto implica que los tornillos tipo fricción no están

sometidos al corte; el AISC-LRFD especifican resistencias permisibles por

cortante de modo que se pueda tratar este tipo de conexión de igual manera

que la conexión de tipo aplastamiento. Se suponen que los tornillos o

sujetadores trabajan a corte sin aplastamiento. Para este caso, φ = 1.0 excepto

para agujeros de ranura larga con carga paralela a la ranura en cuyo caso φ =

0.85.

El AISC-LRFD establece que las conexiones deben tener resistencias de

diseño suficientes para soportar cargas factorizadas de por lo menos 10 kip.

Excepto para celosías, tensores y largueros de pared.

5.9.4 Diseño de Tornillos sujetos a corte excéntrico

Los grupos de tornillos cargados excéntricamente están sometidos a momento


195


D.E.A.S.A.



de flexión y a fuerza cortante.

El AISC-LRFD proporciona valores para calcular las resistencias de diseño de

tornillos, pero no especifica el método para calcular las fuerzas en los

sujetadores cuando están cargados excéntricamente. Existen varios métodos

de análisis, aunque en estos apuntes se tratará el método de resistencia última.

Este método ha proporcionado más compatibles con los valores obtenidos en

pruebas de laboratorio. Las tablas en el AISC-LRFD para conexiones cargadas

excéntricamente se basan en este método y nos permite resolver la mayor

parte de este tipo de problemas fácilmente siempre que el arreglo de los

sujetadores sea simétrico.

Tabla 5.7 Resistencia a cortante de los tornillos (TAR)

Fig. 5.19 Conexiones excéntricas


196


D.E.A.S.A.



5.9.5 Método de la Resistencia última. Si uno de los sujetadores extremos de

una conexión cargada excéntricamente comienza a deslizarse o fluir, la

conexión no fallará. Si la magnitud de la carga se incrementa, los conectores

internos soportarán más carga y la falla no ocurrirá hasta que todos fluyan o se

deslicen. La carga excéntrica tiende a causar una rotación relativa y una

traslación del material conectado. Esto es equivalente a una rotación con

respecto a un punto llamado centro instantáneo de rotación.

De la figura 5.20, O representa el centro instantáneo de rotación, este se

encuentra a una distancia e‟ del centro de gravedad del grupo de tornillos. Las

deformaciones de estos sujetadores se supone que varían en proporción a sus

distancias al centro instantáneo. La fuerza cortante última que uno de ellos

puede resistir no es igual a la fuerza cortante pura que un tornillo puede resistir,

ya que depende de la relación carga deformación en el tornillo. Con base en

estudios experimentales realizados por Crawford y Kulak (1971) se llegó a una

expresión para determinar esta fuerza cortante,

Fig. 5.20 Análisis de una conexión excéntrica

(5.54)


197


D.E.A.S.A.



En la expresión anterior, Rult

es la fuerza cortante última de un solo conector, e

es la base de los logaritmos naturales; D es igual a 0.34 in y es la deformación

total de un tornillo determinada experimentalmente.

La expresión anterior muestra que la resistencia de cortante última soportada

por un sujetador en una conexión cargada excéntricamente, es afectada por su

deformación. Por tanto, la carga aplicada a un tornillo depende de su posición

en la conexión con respecto al centro instantáneo de rotación. En el análisis se

supone que cada una de las fuerzas actúa perpendicular a una línea trazada

del punto O al centro del tornillo considerado. Por equilibrio, el momento de la

carga axial respecto al punto O debe ser igual a la suma de los momentos de

las fuerzas resistentes de cada tornillo respecto al mismo punto. Conociendo la

posición de O se puede calcular los valores de R con la expresión anterior y

determinar Pu como,

Fig. 5.21 Relación fuerza cortante última v.s. deformación en un tornillo

(5.55)


198


D.E.A.S.A.



Como la posición de O no se conoce, por medio de iteraciones se va estimado

la posición de O, se determinan los valores de R y Pu. Por equilibrio, Pu debe

ser igual a la suma de las componentes verticales de R. Para fines de cálculo,

se supone que el sujetador más alejado tiene un valor de D = 0.34 y los valores

de D de los otros sujetadores se obtienen de manera proporcional a sus

distancias con respecto al punto O. Los valores D así determinados se usan en

la fórmula para R

El AISC-LRFD contiene tablas de coeficientes C, para un número de

conexiones, basado en la fórmula

La cual permite determinar la carga Pu con la fórmula.

donde rv es la resistencia de diseño del sujetador, C =α‟I

β

Ix, Iy son los momentos de inercia de las áreas de los sujetadores.

X, y son los ejes coordenados con el origen en el centro de gravedad del

grupo de sujetadores.

Ab es el área del sujetador.

El coeficiente α‟ se determina con:

Para una línea de sujetadores

Para dos líneas de sujetadores

(5.56)

(5.57)

(5.58)

(5.59)

(5.60)

(5.61)


199


D.E.A.S.A.



y la expresión b se determina por,

para una línea de sujetadores

para dos líneas de sujetadores

5.9.6 Diseño de Tornillos Sometidos a corte y Tensión.

En muchos casos, las conexiones se ven sometidas a la combinación de

fuerzas de corte y de tensión, tal como se muestra en la figura 5.22a.

Se ha demostrado que en sujetadores tipo aplastamiento sus resistencias

últimas se pueden representar por medio de un diagrama de interacción en

forma elíptica.

Las tres líneas rectas del diagrama en la figura 7 representan aproximadamente

la curva de interacción obtenida en pruebas. Las ecuaciones de esas líneas se

presentan en la tabla J3.5.

Donde fv y ft son los esfuerzos de corte y tensión respectivamente calculados

en los tornillos debidos a las cargas factorizadas. Los valores máximos de la

tabla son iguales a φ = 0.75 veces la resistencia nominal de los tornillos si

estos están sometidos a cargas externas de tensión solamente.

Fig. 5.22a Conexión sometida a cortante y tensión

(5.62)

(5.63)


200


D.E.A.S.A.



Fig. 5.22b Tornillos en una conexión tipo aplastamiento sometidos a cortante y tensión

Tabla 5.8 Limite de esfuerzos en tensión


201


D.E.A.S.A.



Cuando se aplica una fuerza axial de tensión a una conexión tipo fricción, la

fuerza de agarre se reducirá y la resistencia de diseño por cortante debe

disminuirse en proporción a la pérdida de agarre. Las resistencias nominales

por cortante en juntas tipo fricción dadas en la tabla J3.5 se multiplican por el

factor de reducción (1-T/Tb), siendo T la fuerza de tensión de servicio aplicada

a un sujetador y Tb es la carga mínima de pretensazo para un tornillo en una

conexión tipo fricción, dada en la tabla J3.1. Para tal caso, φ = 1.0 a menos que

se tengan agujeros de ranura larga con la carga aplicada en la dirección de la

ranura. En tal caso, φ = 0.85 de acuerdo con el AISC-LRFD.

5.9.7 Conexiones atornilladas a Tensión. Acción Separadora

Otro aspecto a considerar en las conexiones atornilladas es la acción

separadora. Este efecto se presenta principalmente en conexiones en la que

los patines son delgados o no tienen atiezadores o cartabones de refuerzo.

Para una sección Tee con una tensión inicial To se muestra en la figura 5.23a y

por equilibrio es igual a las fuerzas de compresión Co. En la figura 5.23b la Tee

esta sometida a una fuerza igual a 2P. La tensión en el perno es igual a T. Se

presenta una fuerza reducida de compresión igual a Q y actúa hacia los

extremos del patín de la Tee. Este comportamiento ha sido estudiado en detalle

por medio de análisis de elemento finito en una conexión de puntal con una

Tee, donde se ha encontrado que la fuerza Q se distribuye hacia los extremos

del patín tendiendo a actuar solo en la punta cuando los patines son muy

flexibles.

Fig. 5.23 Análisis de la acción separadora


202


D.E.A.S.A.



La fuerza Q de compresión se conoce como fuerza separadora. Haciendo un

análisis aproximado se asume que la fuerza Q está concentrada en la punta del

patín (figura 5.23c). De resultados experimentales se ha llegado a la siguiente

expresión:

donde Ab es el área del perno; w es la longitud tributaria del patín en el perno; t

es el espesor del patín y a, b son dimensiones mostradas en la figura c.

Asumiendo que la carga última se alcanza con el desarrollo de una

articulación plástica en la unión entre el patín y el alma; esto es M = Mp. De la

figura c tenemos dos ecuaciones de equilibrio:

P + Q = T

Pb – Qa = Mp

Dividiendo (a) y (b) y resolviendo los resultados por Q/P da:

además, Mp = Fywt

2

/ 4. Por tanto, con la tensión en el perno en la carga última

Tu = FuAb, Mp/T en la ecuación c es igual a

donde d es el diámetro del perno.

Sustituyendo este resultado en la ecuación c, tenemos:

(5.64)

(5.65a)

(5.65b)

(5.65c)

(5.65d)


203


D.E.A.S.A.



Si el perno se fractura durante o después de la formación de la articulación

plástica en el patín, b se puede conocer y con la ecuación d obtener la fuerza

separadora Q.

De resultados experimentales se han obtenido expresiones para diferentes

tipos de tornillos:

Para tornillos A-325:

Para tornillos A-490:

Si la dimensión a excede de 2t, entonces a = 2t en la ecuación (5.66). Mas aún, el patín podría analizarse por flexión en la línea del perno y en una sección a 1/16” desde la cara del alma. La relación del área neta en la línea del perno a el área gruesa en la cara del alma se toma en cuenta. El momento por capacidad limitante se toma como el momento plástico total para una sección transversal rectangular. En un procedimiento alterno, la localización de la fuerza Q se tomó en el borde del perno en vez del eje del perno, por tanto, en la figura c, a se incrementa en d/2 y b se reduce en d/2. Sin embargo, el valor de a se limita a 1.25b, tal como se indica en el manual del AISC.

5.9.8 Ayuda del AISC, para el calculo de la fuerza separadora

El AISC tiene una serie de expresiones empíricas para el cálculo de la fuerza

separadora en conexiones atornilladas. En la figura 6-20 se presenta el

(5.65e)

(5.66a)

(5.66b)


204


D.E.A.S.A.



significado de alguna de las letras empleadas en esas expresiones.

B = Resistencia de diseño a tensión de cada tornillo.

T = fuerza de tensión aplicada a cada tornillo sin incluir la acción separadora.

Esta fuerza es ficticia a menos que la carga de tensión exceda al preesfuerzo

en los tornillos. b = g/2 –tw/2 en donde g es el gramil. Debe ser suficiente para

la distancia libre necesaria para el paso de la llave según el AISC.

a = distancia entre el eje del perno y el borde del patín del perfil Tee o del lado

del ángulo, pero no mayor de 1.25 b

b‟ = b – d/2, donde d es el diámetro del tornillo.

a‟ = a + d/2

p = longitud de conexión tributaria de cada tornillo (w para el método anterior)

d‟ = ancho del agujero del tornillo paralelo al alma de la Tee.

δ= 1 – d‟ / p. relación del área neta en la línea de tornillos al área total en la cara

del alma de la Tee.

ρ = b‟ / a

Fig. 5.24 Definición de constantes para el cálculo de la acción separadora

(5.67)


205


D.E.A.S.A.



tc es el espesor necesario del patín para que soporten la fuerza B de los

tornillos sin la acción separadora.

Q = fuerza separadora factorizada = Bdap(tf/t

c)2

Bc = carga factorizada por tornillo incluyendo la acción separadora = T + Q.

5.10 Conexiones Soldadas

La soldadura es un proceso en el que se unen partes metálicas mediante el

calentamiento de sus superficies a un estado plástico, permitiendo que las

partes fluyan y se unan con o sin la adición de otro metal fundido.

Ventajas de la soldadura.

1. Las estructuras soldadas permiten eliminar un gran porcentaje de las

placas de unión y empalme, tan necesarias en las estructuras con

sujetadores, así como la eliminación de sus cabezas. En algunas

estructuras es posible ahorrar hasta un 15% o más de peso de acero usando

soldadura.

2. Tiene una zona de aplicación mucho mayor que los remaches o los

tornillos. Por ejemplo, una columna de tubo de acero y las dificultades que

representaría conectarla con otros miembros de acero con sujetadores.

3. Las estructuras soldadas son estructuras un poco más rígidas, porque los

miembros por lo general están soldados directamente uno a otro.

4. El proceso de fusionar las partes por unir, hace a las estructuras

realmente continuas. Esto se traduce en la construcción de una sola pieza y

puesto que las juntas soldadas son tan fuertes o más que el metal base, no

debe haber limitaciones a las uniones.

5. Se usan menos piezas y, como resultado, se ahorra tiempo en detalle,

(5.68)


206


D.E.A.S.A.



fabricación y montaje de la obra.

Desventajas de la soldadura.

1. Los sismos recientes han demostrado que las conexiones soldadas tienen

poca capacidad de deformación, lo que la hace poco segura ante cargas que

produzcan fatiga en las conexiones de miembros estructurales importantes.

Soldadura: Es unir dos metales de idéntica o parecida composición por la

acción del calor, directamente o mediante la aportación de otro metal también

de idéntica o parecida composición. Durante el proceso hay que proteger al

material fundido contra los gases nocivos de la atmósfera, principalmente

contra el oxígeno y el nitrógeno. La soldadura es un proceso en el que se unen

partes metálicas mediante el calentamiento de sus superficies a un estado

plástico, permitiendo que las partes fluyan y se unan con o sin la adición de otro

metal fundido.

fatiga en las conexiones de miembros estructurales importantes.

Procedimiento de la soldadura.

La norma AWS autoriza para uniones de fuerza en estructuras de edificación

los siguientes procedimientos:

1.-Soldadura eléctrica manual; por arco descubierto con electrodo fusible

revestido.

2.-Soldadura eléctrica semiautomática o automática; por arco en atmósfera

gaseosa con alambre electrodo fusible.

3.-Soldadura eléctrica automática; por arco sumergido con alambre electrodo

fusible desnudo.

4.-Soldadura eléctrica por resistencia.

Otros procedimientos no mencionados requerirán norma especial.

Soldadura por fusión: La acción del calor origina la fusión localizada de las

piezas y estas se unen sin o con la aportación de otro material.

Soldadura por presión: Las piezas se calientan hasta hacerse plásticas y


207


D.E.A.S.A.



luego se unen mediante una presión mecánica.

Soldadura por arco: Es el procedimiento más importante y casi

exclusivamente utilizado para las estructuras metálicas. Las piezas se unen al

provocarse un arco eléctrico entre ellas y un electrodo revestido que

constituye el metal de aportación. El electrodo está sujeto a una pinza que

sujeta al soldador, es el polo negativo, y el positivo son las piezas que se

quieren unir; una buena soldadura depende de los siguientes factores:

1.-Diámetro del electrodo.

2.-Distancia del electrodo a las piezas para unir (tamaño del arco)

3.-Velocidad de avance del electrodo (habilidad del soldador)

4.-Temperatura en el proceso; de 3000 a 4000 ºC.

En la soldadura por arco se forma un arco eléctrico entre las piezas que

se sueldan y el electrodo lo sostiene el operador con algún tipo de

maquinaria. El arco es una chispa continua, entre el electrodo y las piezas

que se sueldan, provocando la fusión. La resistencia del aire o gas entre el

electrodo y las piezas que se sueldan convierten la energía eléctrica en calor.

Se produce en el arco una temperatura que fluctúa entre los 3,200 y 5,500

°C. A medida que el extremo del electrodo se funde, se forman pequeñas

Fig. 5.25 Elementos del proceso de soldadura en un arco metálico protegido (SAP) y arco metálico sumergido (SA) Tornillos en una conexión tipo aplastamiento sometidos a cortante y tensión


208


D.E.A.S.A.



gotitas o globulitos de metal fundido, que son forzadas por el arco hacia las

piezas por unir, penetrando en el metal fundido para formar la soldadura. El

grado de penetración puede controlarse con precisión por la corriente

consumida. Puesto que las gotitas fundidas de los electrodos, en realidad son

impulsadas en la soldadura de arco puede usarse con éxito en trabajos en lo

alto. El acero fundido en estado líquido puede contener una cantidad muy

grande de gases en solución, y si no hay protección contra el aire

circundante, aquel puede combinarse químicamente con el oxígeno y el

nitrógeno. Después de enfriarse, las soldaduras quedarán relativamente

porosas debido a pequeñas bolsas formadas por los gases.

Esas soldaduras son relativamente quebradizas y tienen mucha menor

resistencia a la corrosión. Una soldadura debe protegerse utilizando un

electrodo recubierto de ciertos compuestos minerales. El arco eléctrico hace

que el recubrimiento se funda, creando un gas inerte o vapor alrededor del

área que se suelda. El vapor actúa como un protector alrededor del metal

fundido y lo protege de quedar en contacto directo con el aire circundante. El

tipo de electrodo utilizado es muy importante, y afecta decididamente las

propiedades de la soldadura tales como resistencia, ductilidad y resistencia a

la corrosión. Los electrodos se dividen en dos clases generales: los

electrodos con recubrimiento ligero y los electrodos con recubrimiento

pesado. El proceso de soldadura de arco sumergido (SAS) proporciona una

mayor penetración que el proceso de arco protegido (SAP). Por tanto, se

puede emplear un área de garganta mayor en las soldaduras hechas

mediante el proceso de arco sumergido. El AISC-LRFD establece que el

espesor de la garganta efectiva para filetes hechos con el proceso SAS con

lados de 3/8” o menores, será igual al lado del filete. Para filetes mayores a

3/8”, el espesor de la garganta efectiva será igual al espesor teórico de la

garganta más 0.11 pulgadas.


209


D.E.A.S.A.



Tipos de soldadura. Los dos tipos de soldadura son las soldaduras de filete y

de ranura. Existen además las soldaduras de tapón y de muesca que no son

comunes en el trabajo estructural. Las soldaduras de filete han demostrado

ser más débiles que las soldaduras de ranura; sin embargo, la mayoría de las

conexiones estructurales se realizan con soldaduras de filete. Las soldaduras

de ranura se usan cuando los miembros que se conectan están alineados en

el mismo plano. Usarlas en cualquier situación implicaría un ensamble

perfecto de los miembros por conectar, cosa que no sucede en la estructura

común y corriente. Las soldaduras de ranura comprenden alrededor del 15%

de las soldaduras estructurales. Una soldadura de tapón es una soldadura

circular que une dos piezas en una de las cuales se hacen la o las

perforaciones necesarias para soldar. Una soldadura de muesca es una

soldadura formada en una muesca o agujero alargado que une un miembro

con otro a través de la muesca. La soldadura puede llenar parcial o

totalmente la muesca. Estos tipos de soldadura se utilizan cuando los

miembros se traslapan y no se tiene la longitud de filete de soldadura. Las

soldaduras de tapón y de muesca no se consideran en general adecuadas

para transmitir fuerzas de tensión perpendiculares a la superficie de contacto.

La resistencia a la tensión la proporciona principalmente la penetración.

Fig. 5.26 Soldadura de filete y de ranura


210


D.E.A.S.A.



Posición de las soldaduras. Las soldaduras se clasifican respecto a la

posición en que se realiza como planas, horizontales, verticales y en la parte

superior, siendo las planas las más económicas y las de la parte superior las

más costosas.

Tipos de juntas. Las soldaduras también se clasifican de acuerdo con el

tipo de junta usadas, a tope, traslapada, en tee, de canto, en esquina, etc.

5.10.1 Simbología empleada en la soldadura.

Con este excelente sistema gráfico, se da toda la información necesaria con

unas cuantas líneas y números, ocupando apenas un pequeño espacio en los

planos y dibujos de ingeniería. Estos símbolos eliminan la necesidad de

dibujos de las soldaduras y hacer largas notas descriptivas.

Fig. 5.27 Clasificación de la soldadura por su posición

Fig. 5.28 Tipos de juntas soldadas


211


D.E.A.S.A.



5.10.2 Soldaduras de penetración.

Cuando la penetración es completa y las soldaduras de ranura están sujetas a

tensión o compresión axial, el esfuerzo en la soldadura se supone igual a la

carga, dividida entre el área transversal neta de la soldadura; realmente la

soldadura de penetración consiste en unir las placas situadas en el mismo

plano para placas superiores a 6 mm o para soldar por ambos lados, hay que

preparar los bordes. El objetivo de esta soldadura es conseguir una penetración

completa y que constituya una transición lo más perfecta posible entre los

elementos soldados.

5.10.2.1 Soldadura de Filete.

Se ha demostrado que las soldaduras de filete son más resistentes a la

tensión y a la compresión que al corte, de manera que los esfuerzos

determinantes en soldaduras de filete que se establecen en las

especificaciones para soldadura, son esfuerzos de corte. Cuando sea práctico

usar soldadura de filete es conveniente arreglar las conexiones de modo que

estén sujetas únicamente a esfuerzos de corte, y no a la combinación de corte y

tensión o de corte y compresión.

Fig. 5.29 Soldaduras a penetración completa

Fig. 5.30 cordones de soldadura en filete


212


D.E.A.S.A.



Cuando las soldaduras de filete se prueban a la ruptura, parecen fallar por

corte en ángulos de aproximadamente 45° a través de la garganta. Por tanto, su

resistencia se supone igual al esfuerzo de corte permisible por el área teórica

de la garganta de soldadura. Para el filete de 45° o de lados iguales, el grueso

de la garganta es de 0.707 veces el tamaño de la soldadura, pero tiene

diferentes valores para soldaduras de filete de lados desiguales

5.10.3 Disposiciones de la soldadura.

Desde el punto de vista de la solidez, de la resistencia al impacto ya

esfuerzos repetitivos, y de la cantidad del metal de aporte requerido, se

prefieren las soldaduras de ranura a las de filete, aunque desde otros puntos de

vista no son tan atractivas, por lo que la inmensa mayoría de las estructuras

son de filete. En ocasiones, las conexiones se diseñan de manera que las

soldaduras de ranura no se extienden sobre el espesor total de las partes

conectadas. Estas soldaduras se denominan de penetración parcial.

Fig. 5.31 Ejemplos de símbolos de soldadura


213


D.E.A.S.A.



En la figura 5.31, la unión sin preparación a escuadra (a) se utiliza para unir

material relativamente delgado no mayor de 5/16” de espesor. A medida que el

material es más grueso, es necesario usar soldaduras de ranura en V y en

doble-V (b) y (c); en estas dos soldaduras, los miembros se biselan o preparan

antes de soldarse, para permitir la penetración total de la soldadura.

Es indudable que el refuerzo origina soldadura de ranura más fuertes,

cuando van a estar sujetas a cargas relativamente estáticas. Sin embargo,

cuando la conexión va a estar a cargas vibratorias y cíclicas, el refuerzo no

resulta tan satisfactorio porque las concentraciones de esfuerzos parecen

desarrollarse en el refuerzo y contribuyen a una falla más rápida (falla frágil).

Para tales casos, una práctica común es suministrar refuerzo y luego rebajarlo

enrasándolo con el material conectado.

5.10.4 Clasificación del cordón de la soldadura según la posición.

(1)Cordón plano: Su superficie es horizontal y el material de aportación se

vierte desde arriba.

(2)Cordón en ángulo horizontal: Une un plano horizontal con otro vertical y

su dirección es horizontal.

(3)Cordón horizontal: Se sitúa en un plano vertical y su dirección es

horizontal.

Fig. 5.32. Posición de las soldaduras


214


D.E.A.S.A.



(4)Cordón vertical: Su dirección es vertical.

(5)Cordón sobre cabeza en ángulo: En un plano horizontal pero por su

cara inferior.

(6)Cordón sobre cabeza a tope: Se sitúa en un plano horizontal; pero por

su cara inferior igualmente.

5.10.5 Deformaciones y esfuerzos internos.

Durante los procesos de soldadura, existen grandes desprendimientos de

calor, que dan lugar a dilataciones de la pieza y a las posteriores contracciones

durante el período de enfriamiento, impedida por el resto del material base, lo

cual origina la aparición de esfuerzos internos y deformaciones en las piezas,

estos esfuerzos de tensión son proporcionales a la longitud de soldadura. El

estado de esfuerzo es triaxial; pero lo más importante son los esfuerzos

longitudinales. Los esfuerzos triaxiales pueden originar roturas sin deformación,

por ello se deben evitar los cruces entre cordones.

5.10.6 Defectos de la soldadura.

Debido a múltiples causas pueden aparecer defectos en la soldadura, que si

son importantes pueden comprometer seriamente la estabilidad de la estructura

de la que forman parte, por ello es necesario someter a las soldaduras a una

Fig. 5.33 Entrecruces de soldadura


215


D.E.A.S.A.



inspección tanto más intensa cuanto más importante es la estructura, que

garantice la seguridad y correcta ejecución de las mismas. Esta inspección

forma parte del control general del proyecto y tanto ingeniería y manufactura así

como el director de obra deben prestar la máxima atención.

CAUSAS DE LOS DEFECTOS.

1.-Del proyecto:

-Posición inadecuada.

-Mala accesibilidad. No se considerarán las de rincón con un ángulo

menor de 60º. A efectos de cálculo no vale.

-Concentración de cordones.

-Dimensionamiento incorrecto.

2.-De los materiales.

-Mala soldabilidad (exceso de C, Mn, Ph, S)

-Defectos.

-Humedad en electrodos básicos.

3.-Efectos del proceso de soldeo.

-Voltaje.

-Intensidad.

-También puede ser de proceso no adecuado; electrodo sin recubrimiento.

-Preparación de bordes incorrectamente.

4.-Efectos de la ejecución.

-Soldadores no calificados.

-Malas condiciones climáticas (lluvia, viento, frío)

-Falta de limpieza en la zona a soldar.

-Exceso de prisa (muy habitual)

-Falta de control.

TIPOS DE DEFECTOS EN LA SOLDADURA.

Los clasificamos en dos grupos:

a) DEFECTOS INTERNOS


216


D.E.A.S.A.



-Falta de penetración: Esto ocurre cuando el chaflán de la soldadura no está

lleno o cuando la unión entre el metal base y el metal de aporte no es perfecta

en algún punto. En la radiografía se acusa como una línea negra y continua.

-Grietas: Consisten en fracturas en el material de aportación; o en el metal

base; pueden ser transversales o longitudinales; es un defecto muy grave. En

las radiografías se acusan como líneas finas oscuras de forma variada.

-Inclusiones, escoria y otros cuerpos englobados en la soldadura: Estas

inclusiones suelen ser aisladas o alineadas y quedan por falta de limpieza al

terminar la pasada. En las radiografías se acusan como sombras oscuras de

contornos irregulares y poco claros.

-Poros u oclusiones gaseosas: Son cavidades debidas a inclusiones gaseosas

procedentes, generalmente de humedad en el material base o electrodo. En las

radiografías se acusan como sombras negras de contorno circular.

-Falta de fusión: Es la falta de unión entre el metal de aportación y el metal

base. No hay cristales comunes. Un caso particular es el desbordamiento; es

un defecto bastante grave. En las radiografías se acusan como líneas oscuras y

delgadas. Son los internos, los mas peligrosos, porque son los más difíciles de

ver.

5.10.6.1 Defectos superficiales..

-Socavado: Es un rebaje o canal en el metal base que está contiguo al cordón

de soldadura. Este defecto es muy habitual y es producido por un incorrecto

manejo del electrodo. En la radiografía se acusa como una sombra oscura de

contorno difuso en los bordes de la soldadura.

-Picaduras: Es un rebaje o canal en el cordón de la soldadura, se produce por

un incorrecto manejo del electrodo. En las radiografías se acusa como una

sombra oscura de contorno difuso.

-Desbordamientos: Parte del material de aportación desborda el cordón,

quedando fuera y sin fusionar con el material base. Son defectos longitudinales,

no puntuales.


217


D.E.A.S.A.



5.10.7 Métodos para el control de la soldadura.

Tenemos un primer grupo de ensayos destructivos. Los ensayos destructivos

sólo se utilizan para probar procesos de soldadura; para homologar

soldadores o para el ensayo de soldaduras. Se realizan sobre placas de

prueba cortadas, de uniones realizadas, para proporcionar probetas de

ensayo.

Consisten básicamente en ensayos de tensión, doblado y dureza. Los más

habituales son los de tensión; aplicamos la probeta en la máquina y vemos

cuanto resiste.

5.10.7.1 Ensayos no destructivos.

1.-Inspección visual: Sirven, mediante una lupa, para detectar defectos

superficiales.

2.-Partículas magnéticas: Consiste en recubrir la zona de soldadura a

inspeccionar con una suspensión de polvo fino, de partículas sensibles al

magnetismo y se somete al influjo de un campo magnético. Cualquier

impureza o defecto superficial o próximo a la superficie interrumpe las líneas

de fuerza magnética, forzando a las partículas a agruparse en la zona

defectuosa.

Fig. 5.34 Algunos defectos en la soldadura


218


D.E.A.S.A.



3.-Líquidos penetrantes: Es un sistema para determinar defectos

superficiales y es de bastante aplicación, por su economía. Es muy

importante que lo haga un operario experimentado.

Sobre la superficie de la soldadura bien limpia y seca, se aplica una capa de

líquido de muy baja viscosidad; la cual se introduce en todos los defectos

superficiales, se vuelve a limpiar la soldadura eliminando el líquido sobrante y

se aplica a la superficie un líquido absorbente o revelador, acusándose de

esta manera el fallo.

4.-Radiografías: Se utilizan radiografías de pequeña longitud de onda

rayos x o , que después de atravesar una soldadura impresiona una

película fotográfica; los defectos se acusan mediante manchas oscuras, es

un método muy utilizado, aunque de más elevado costo que el anterior. Este

sistema detecta defectos superficiales e internos.

5.-Ultrasonidos: Se utilizan las vibraciones de alta frecuencia de 0.5 a 5

Megaciclos, que mediante un palpador son forzadas a atravesar la zona a

examinar; la señal puede ser recogida por otro palpador en la cara opuesta o

bien por el primer palpador que recoge el eco, producido por la cara opuesta

y por los posibles defectos. La señal recogida es convertida electrónicamente

en ondas.

5.10.8 Calculo en las uniones soldadas

1.-Uniones con soldadura a penetración: La soldadura a tope no debe

producir discontinuidad en la sección y su sobre-espesor no será mayor que

el 10% del espesor de la placa más delgada; si las placas son de distinta

sección, la de mayor sección se adelgazará en la zona de contacto con

pendientes no mayores que el 25% para obtener una transición suave de

sección.

Fig. 5.35 Soldadura a penetración con diferentes espesores de material base


219


D.E.A.S.A.



La norma AWS dice que una soldadura a penetración que una totalmente a

dos piezas puede hacerse con las condiciones recogidas en esta y cuyo

espesor no sea menor que el espesor de la pieza mas delgada, no requiere

cálculo.

2.-Uniones con soldadura de Filete:

Definiciones.

Garganta de un cordón en ángulo (a): Es la altura del triángulo isósceles que

puede inscribirse dentro de la sección recta del cordón de la soldadura.

Longitud eficaz de un cordón en ángulo (L): Es la longitud total del cordón

descontados los cráteres de los extremos. Se toma convencionalmente la

longitud de esos cráteres igual a a; por lo tanto la longitud sería.

Si se adoptan precauciones para impedir la formación de cráteres, no se

efectúa esta deducción.

Sección de garganta: Es la sección del cordón determinada por el plano

bisector del ángulo diedro que lo contiene.

Área de sección de garganta: Es la obtenida multiplicando la garganta del

cordón por su longitud eficaz

En cuanto a las fuerzas de solicitación, la fuerza que debe resistir cada

cordón se supone uniformemente repartida sobre la sección

5.10.9 Tipología de las uniones soldadas.

1.-Uniones soldadas planas: Son aquellas en la que los diferentes

cordones están contenidos en el mismo plano o las que permite abatir todas las

secciones de garganta sobre un mismo plano.

Fig. 5.36 Altura “a”, de una soldadura en filete

aL

La

aL 2


220


D.E.A.S.A.



2.-Uniones soldadas espaciales: Aquellas en la que no es posible abatir

sobre un mismo plano todas las secciones de garganta de los distintos

cordones que las componen.

3.-Uniones mixtas: Aquellas uniones constituidas por soldaduras de

ángulo y soldaduras a penetración

5.10.10 Esfuerzos a considerar en una soldadura de filete.

Tenemos el cordón de soldadura y dijimos que el plano de garganta era el

que definía el bisector del triángulo isósceles.

Dentro de ese plano definimos ; n y a

= Esfuerzo normal al plano de garganta.

n = Esfuerzo tangencial normal a la arista.

a = Esfuerzo tangencial paralela a la arista.

Fig. 5.37 Combinación de soldaduras

Fig. 5.38 Geometría de esfuerzos en una soldadura de filete


221


D.E.A.S.A.



Si nos referimos a los planos que componen la soldadura.

n: Es el esfuerzo normal que actúa en el plano de cada una de las caras de

soldadura.

tn: Esfuerzo tangencial normal a la arista y contenida en el plano de cada una

de las caras de la soldadura.

ta: Esfuerzo tangencial paralela a la arista; contenida en el plano de una de

las rectas de soldadura.

De esta manera definimos los esfuerzos que mas nos interesan.

Nos dice la norma que la CONDICIÓN DE SEGURIDAD es:

Establecemos 0 (esfuerzo normal de comparación) que ha de ser igual a u

(resistencia de cálculo del acero); si queremos seguir la norma.

5.10.11 Calculo de las uniones planas

Fig. 5.39 Planos que componen una soldadura

uano 2*2*2* 8.1

Fig. 5.40 Planos que componen una soldadura

(5.69)


222


D.E.A.S.A.



1.-UNIÓN SÓLO CON CORDONES LATERALES

.

Hemos descubierto los esfuerzos en el plano, en función de las fuerzas que

haya en el plano.

Recordando que 5.64 es y sustituimos:

Sustituyendo:

Por lo tanto tenemos que

:

2*2*2* 8.1 anco

8.18.1 *2* aaco

8.12

*

La

Nco

ucoLa

N

75.0

*

(5.71)

(5.70)

(5.72)

(5.73)

(5.74)

Fig. 5.41 Referencia para cálculo con cordones laterales


223


D.E.A.S.A.



donde Los productos de , de todas las soldaduras que

existan en la unión.

2.-UNIÓN SÓLO CON CORDONES FRONTALES.

En este caso, tendremos que su valor ha de ser:

3.-UNIÓN SÓLO CON CORDONES OBLICUOS.

Cuando son fuerzas de tensión, siempre hay que colocar dos placas para

evitar el momento, es decir:

2

*N

2

*NN

*

2*2*2*2*2* 8.18.1 nanco

La La

La

N

n

2

2

1*

**

ucoLa

N

85.0

*

(5.75)

(5.76)

(5.77)

Fig. 5.42 Referencia para cálculo con cordones frontales

Fig. 5.43 Referencia para cálculo con cordones oblicuos


224


D.E.A.S.A.



En esta unión:

Donde

4.-UNIÓN CON CORDONES FRONTALES Y LATERALES COMBINADOS.

A) hL 5.12

B) hLh 5.15.0 2

Se calcula como

unión, sólo con

cordones laterales.

ucoLa

N

75.0

*

2

´́

2

´

22

LLL

ucoLaK

N

*

2cos4.04.1

1

K

(5.78)

(5.79)

Fig. 5.44 Referencia para cálculo con cordones combinados con cordón por atrás

(5.80)

Fig. 5.45 Referencia para cálculo con cordones combinados puede o no existir el de atrás

(5.81)


225


D.E.A.S.A.



a) No existe el cordón TIPO 3.

b) Existe el cordón TIPO 3.

c) hL 5.02

Se calcula como en el caso b), ( hLh 5.15.0 2 y si existe el cordón TIPO 3;

entonces se aplican las mismas fórmulas que en b)

2cos4.04.1

1

K

uaLKN 33

*

3

i

uii LaN 22

*

2 75.0

i

uiiLaN 22

*

2 75.0

*

1

´*

2

* NKNNmáx

uaLN 11

*

1

2´

21

1

senK

*

3

*

2

*

3

1NNNmáx

(5.82)

(5.83)

(5.84)

(5.85)

(5.87)

(5.86)

(5.88)

(5.89)


226


D.E.A.S.A.



5.10.12 Casos en la flexión simple.

1.-SÓLO SOLDADURAS FRONTALES LONGITUDINALES.

a) Caso general.

;

Donde

b) e>>L

2.-SÓLO SOLDADURAS FRONTALES TRANSVERSALES.

a) Caso general.

Donde

Módulo de sección resistente de las soldaduras.

S

ePn

*

2

10a

ucoS

eP

S

eP

**

18.14.1

uanco 2*2*2* 8.1

2

*2**

2

3

La

ePn

ucoLa

eP

2

*

55.3

y

IS

(5.90)

(5.91)

(5.92)

0a

(5.93)

(5.94)

(5.95)


227


D.E.A.S.A.



b) t>a

3.-SOLDADURAS FRONTALES LONGITUDINALES Y TRANSVERSALES.

-TIPO 1:

-TIPO 2:

-TIPO 3:

5.10.13 Flexión y esfuerzo cortante combinado.

ucoatL

eP

*

18.1

3´

12

1LaII

02´ dAII

ucoW

eP

W

eP

**

18.14.1

ucoW

eP

ah

ah

*

11

2218.1

ucoaL

P

ah

L

W

eP

2

33

*2

11

3*

28.14.1

Fig. 5.46 Longitud y espesor de un cordón para combinación de flexión y cortante

(5.101)

(5.100)

(5.99)

(5.98)

(5.97)

(5.96)


228


D.E.A.S.A.



A) UNIÓN CON SÓLO CORDONES FRONTALES.

B) UNIÓN CON 2 CORDONES LATERALES Y UN CORDÓN FRONTAL

Condición

ucoLa

P

LaaL

eP

75.0

1

2 11

*

1111

*

ePM

ahaLM

aLM

u

**

2222

1

2

11

75.0

14.0

hLh 25.0 2

Fig. 5.47 Unión con solo cordones frontales (Verticales)

Fig. 5.48 Unión con dos cordones laterales (Horizontales) y uno frontal (Vertical)

(5.102)

(5.103)


229


D.E.A.S.A.



M* se descompone proporcionalmente a M1 y M2.

Soldadura 1: Se calcula sólo a flexión.

Soldadura 2: Se calcula a flexión y cortante combinado (sólo soldaduras

laterales)

5.10.14 Prescripciones de la AWS para la ejecución de la soldadura.

UNIONES A PENETRACION COMPLETA.

En una soldadura a penetración de placas de distinta sección, la de

mayor sección se adelgazará en la zona de contacto, con pendientes no

mayores que el 25%, para obtener una transición suave de sección.

La soldadura a penetración no debe producir discontinuidad en la

sección, y su sobre espesor s no será mayor que el 10 % del espesor e de la

placa más delgada.

Fig. 5.49 Soldadura a penetración en placas de espesores diferentes

Fig. 5.50 Sobre espesor S de una soldadura de penetración en placas de espesores diferentes


230


D.E.A.S.A.



UNIONES CON SOLDADURA DE ÁNGULO.

Las prescripciones dimensionales para las soldaduras de ángulo se

recogen en el AWS.

Se recomienda que la garganta de la soldadura no sea mayor que la

exigida por el cálculo, respetando el mínimo establecido. En general, se

preferirían las soldaduras planas o cóncavas a las convexas.

Cuando se empleen procedimientos de soldadura para los que resulte

garantizada una penetración e, que rebase el punto de la raíz teórica, por

ejemplo, mediante procedimientos automáticos o semiautomáticos de

soldadura bajo polvo o en atmósfera inerte, puede tomarse para la garganta

de soldadura el valor:

Determinándose emín mediante ensayos para cada procedimiento de

soldado (figura 5.51a).

En un perfil o placa en esfuerzo a tensión; no es recomendable disponer

una soldadura de ángulo perpendicular a la dirección del esfuerzo.

Si se dispone una soldadura frontal en el extremo de un cubre placas en

tensión (figura 5.51b), se biselará este extremo cuando el cubreplacas esté

sometido a variaciones de esfuerzos importantes (trabes carril de puentes

para grúas viajeras, por ejemplo). La soldadura frontal debe ser triangular de

lados desiguales asegurando una transición suave de la sección.

Se recomienda que las placas que vayan a unirse mediante soldaduras

de ángulo en sus bordes longitudinales, a otra placa, o a un perfil, para

construir una barra compuesta, no tengan un ancho mayor que treinta veces

su espesor (figura 5.51c).

Cuando por alguna circunstancia especial no pueda cumplirse la condición

anterior, pueden utilizarse soldaduras de ranura en las placas que forman

parte de una pieza comprimida, para asegurar la pieza contra el pandeo local.

21

´ míneaa (5.104)


231


D.E.A.S.A.



Las uniones que tienen soldaduras de ángulo se clasifican, para su

comprobación, en tres clases:

a) -Uniones planas, constituidas únicamente por soldaduras de ángulo cuyas

aristas están en un solo plano (figura 5.51d).

b) -Uniones espaciales, constituidas únicamente por soldaduras de ángulo

cuyas aristas no están en un solo plano (figura 5.51e).

c) -Uniones mixtas, constituidas por soldaduras de ángulo y soldaduras a

penetración (figura 5.51f).

Fig. 5.51a Soldadura con equipo semiautomático Fig. 5.51b Cubre placas con bisel

Fig. 5.51c Condición de ancho de una barra compuesta

Fig. 5.51d Soldadura en unión plana

Fig. 5.51e Soldadura en unión espacial Fig. 5.51f Soldadura en unión mixta


232


D.E.A.S.A.



Para los esfuerzos que deben considerarse de una soldadura en ángulo; hay

que tener en cuenta dos tipos de esfuerzos:

a) Referidos al plano de la garganta donde (figura 5.52a).

ζ n Es el esfuerzo normal, perpendicular al plano de la garganta;

n Es el esfuerzo tangencial normal a la arista;

a Es el esfuerzo tangencial paralelo a la arista.

b) Referidas al plano de una de las caras de la soldadura en la que

ha sido abatida la sección de garganta (figura 5.52b).

ζ n Es el esfuerzo normal que actúa en el plano de una de las tres caras

de la soldadura;

n Es el esfuerzo tangencial normal a la arista contenida en el plano de

una de las caras de la soldadura;

a Es el esfuerzo tangencial paralelo a la arista, contenida en el plano

de una de las caras de la soldadura.

CONDICIÓN DE SEGURIDAD

La condición de seguridad, de base experimental, de una soldadura en ángulo

es:

donde:

ζco es el esfuerzo de comparación;

ζ* es el esfuerzo normal ponderada, referida al plano de garganta;

n* es el esfuerzo tangencial ponderado, normal a la arista, referida al plano de

garganta.

a* es el esfuerzo tangencial ponderado, paralela a la arista, referida al plano

de garganta;

ζu es la resistencia de cálculo del acero.

uanco 2*2*2* 8.1 (5.105)

Fig. 5.52a Esfuerzos referidos al plano una cara

Fig. 5.52a Esfuerzos referidos al plano de la garganta.


233


D.E.A.S.A.



Las posiciones para calificar a los soldadores

1G- sobremesa

2G- horizontal

3G- vertical

4G-sobre cabeza

Fig. 5.53 Posiciones para soldar estructuras y tuberías


234


D.E.A.S.A.



5.10.15 Diseño de la Resistencia de las Soldaduras

El esfuerzo en una soldadura se considera igual a la carga P dividida entre el

área de la garganta efectiva de la soldadura. Este método para determinar la

resistencia de soldadura de filete, se usa sin tomar en cuenta la dirección de la

carga. Las pruebas han demostrado que los filetes transversales son un tercio

más resistentes que los filetes longitudinales, pero este hecho no es reconocido

por la mayor parte de las especificaciones, con el fin de simplificar los cálculos.

Una razón del porque los filetes transversales son más fuertes, es que el

esfuerzo está más uniformemente repartido en su longitud total, en tanto que en

los filetes longitudinales se reparte en forma dispareja debido a deformaciones

que varían a lo largo de la soldadura.

Fig. 5.54 Símbolos de la soldadura según el AWS.


235


D.E.A.S.A.



Fig. 5.55 Significados de soldadura de filete

Fig. 5.56 Soldadura de penetración según el AWS.


236


D.E.A.S.A.



Fig. 5.57 Soldadura con garganta convexa (a); garganta cóncava (b) y filete de lados desiguales (c)

Fig. 5.58 Soldadura con carga paralela a la garganta (a) y carga perpendicular a la garganta (b)


237


D.E.A.S.A.



MATERIALES DE APORTACIÓN.

El gas producido por el revestimiento; protege al material en la parte exterior del

cordón queda una capa externa de escoria; el gas hace que la escoria se pueda

retirar fácilmente.

Se crea un arco eléctrico; que hace que el material vaya saltando y se crea el

cordón de soldadura.

Soldadura automática: El electrodo es continuo y desnudo; avanzando

sumergido, de manera automática, en un polvo de protección; su principal

cualidad es su uniformidad para cordones largos.

Electrodo desnudo: Está constituido simplemente por una varilla metálica.

El material fundido no se encuentra defendido contra los gases nocivos de la

atmósfera interrumpiendo el arco con frecuencia. Se emplea para soldaduras

de baja calidad.

Electrodos revestidos: Están constituidos por una varilla metálica

recubierta por un fundente adecuado. El revestimiento se funde con el arco

dando origen a gases que protegen, de los gases de la atmósfera, al metal de

aportación. También permite que las escorias se puedan separar fácilmente

después de la soldadura. Los principales revestimientos son de tipo básico,

celulósico, oxidante y ácido.

Electrodos con alma: Están constituidos por una varilla metálica hueca

rellena por un fundente adecuado. El revestimiento se funde con el arco dando

origen a gases que protegen de los gases de la atmósfera al metal de

aportación.

Tabla 5.9 Relaciones, Espesor, Diámetro e Intensidad


238


D.E.A.S.A.



5.10.16 Diseño de las Soldaduras por el LRFD

En las soldaduras, el material del electrodo deberá tener propiedades del metal

base. Si las propiedades son comparables se dice que el metal de aportación

es compatible con el metal base.

La resistencia de diseño de una soldadura específica se toma como el menor

de los valores de φ Fw (Fw es la resistencia nominal de la soldadura) y φ FBM

(FBM

es la resistencia nominal del metal base)

Para las soldaduras de filete la resistencia nominal por esfuerzos en el área

efectiva de la soldadura es de 0.60 FEXX

(FEXX

es la resistencia por clasificación

del metal base) y φ es igual a 0.75. Si se tiene tensión o compresión paralela al

eje de la soldadura, la resistencia nominal del metal base es Fy y φ es igual

0.90. La resistencia de diseño por cortante de los miembros conectados es φ Fn

Ans en donde φ = 0.75, Fn es 0.6 Fu y Ans es el área neta sujeta a cortante.

Los electrodos para la soldadura por arco protegido se designan como

E60XX, E70XX, etc. En este sistema de clasificación la letra E significa

electrodo y los dos primeros dígitos indican la resistencia mínima a la tensión

de la soldadura en ksi. Los dígitos restantes designan la posición para soldar,

corriente, polaridad, etc., información necesaria para el empleo correcto de un

electrodo específico.

Además de los esfuerzos nominales dado en la tabla J2.5, existen otras

recomendaciones del LRFD aplicables a la soldadura:

• La longitud mínima de una soldadura de filete no debe ser menor de cuatro

veces la dimensión nominal del lado de la soldadura. Si su longitud real es

menor de este valor, el grueso de la soldadura considerada efectiva debe

reducirse a ¼ de la longitud de la soldadura.

• El tamaño máximo de una soldadura de filete a lo largo de material menor

de ¼“ de grueso debe ser igual al grueso del material. Para material más

grueso, no debe ser mayor del espesor del material menos 1/16”, a menos

que la soldadura se arregle especialmente para dar un espesor completo de

la garganta. Para una placa con un espesor de ¼” o mayor, es conveniente

terminar la soldadura por lo menos a 1/16” del borde para que el inspector


239


D.E.A.S.A.



pueda ver claramente el borde de la placa y determinar con exactitud las

dimensiones de la garganta.

• Los filetes permisibles mínimos según el AISC-LRFD se dan en la tabla

J2.3. Estos valores varían entre 1/8” para material de 1/4” de espesor o

menor y 5/16” para material con espesor mayor de 3/4”. El tamaño mínimo

práctico para la soldadura es de aproximadamente 1/8” y el tamaño que

probablemente resulta más económico es de alrededor de 1/4” o 5/16”.

• Cuando sea posible, deben realizarse vueltas en el extremo (remates) para

soldadura de filete. La longitud de estas vueltas no debe ser menor que dos

veces el grueso nominal de la soldadura. Cuando no se usan, se recomienda

restar el doble del grueso de la soldadura de la longitud efectiva de ésta. Las

vueltas de extremo son muy útiles en la reducción de concentraciones de

esfuerzos que ocurren en los extremos de las soldaduras, sobre todo para

conexiones donde hay vibraciones considerables y excentricidad en la carga.

El AISC-LRFD establece que la longitud de una soldadura de filete incluirá

las longitudes de remate.

• Cuando se usan soldaduras de filete longitudinales para la conexión de

placas o barras, sus longitudes no deben ser menores que la distancia

perpendicular entre ellas. La distancia entre soldadura de filete no debe ser

mayor de 8” en las conexiones de extremo.

• En juntas traslapadas, el traslape mínimo es igual a 5 veces el espesor de

la parte más delgada conectada, pero no debe ser menor de 1”.

Fig. 5.59 Nomenclatura 1 Garganta actual del filete. 2 Lado de un filete. 3 Raíz de la soldadura. 4 Lado de un filete. 5 Cara de la soldadura. 6 Profundidad de la fusión. 7 Tamaño de la soldadura.


240


D.E.A.S.A.



Tabla 5.10 Espesor efectivo de garganta en soldadura de ranura en penetración parcial.

Tabla 5.11 Espesor efectivo de la garganta de soldadura de ranura acampanada.


241


D.E.A.S.A.



Tabla 5.12 Resistencia de la soldadura.


242


D.E.A.S.A.



Nota: bevel=bisel;

Nota: groove=ranura; throat=garganta; thickness=espesor; weld=soldadura;

chamfer=bisel o chaflán.

.

Tabla 5.13 espesores efectivos de garganta de soldadura de ranura de juntas en penetración parcial.

Tabla 5.14 Tamaños mínimos de soldadura de filete


243


D.E.A.S.A.



5.10.17 Diseño por cortante y torsión

El esfuerzo ocasionado por torsión se puede calcular con:

F = Td/J. Donde T es el par torsional, d es la distancia del centro de gravedad

de la soldadura al punto que se considera y J es el momento polar de inercia de

la soldadura. Aunque, es conveniente descomponer la fuerza T en sus

componentes vertical y horizontal: fh = Tv/J ; fv = Th/J. Donde h y v son las

proyecciones horizontal y vertical de la distancia d. Para diseñar una soldadura

sujeta a corte y torsión, es conveniente considerar una soldadura de una

pulgada y calcular los esfuerzos en una soldadura de esa dimensión.

Al igual que en las conexiones atornilladas, las conexiones soldadas debidas a

la acción de fuerzas excéntricas, en el AISC-LRFD se utiliza el método por

resistencia última. Sin embargo, el proceso de análisis es un poco más

complejo.

La fuerza de corte resistente en cualquier punto de la soldadura es normal al

radio desde el centro instantáneo de rotación.

De pruebas experimentales se tiene que la resistencia última se calcula como

donde Ri,ult es la resistencia última de cortante en el elemento (kip/in)

θ es el ángulo de inclinación entre la fuerza y el eje de la soldadura

FEXX

es la resistencia del electrodo en ksi

t es la dimensión de la garganta de la soldadura en pulgadas.

(5.106)


244


D.E.A.S.A.



La deformación en la ruptura de un elemento se calcula con

donde ∆0 = 0.11 pulgadas cuando θ = 0.

Proporcionalmente se obtienen los valores de las deformaciones de los

demás elementos de la soldadura como

donde es el valor crítico del elemento y ri,max es la distancia radial al

elemento crítico. Una vez calculado los desplazamientos determinados, la

Fig. 5.59 Soldadura con carga excéntrica.

(5.107)

(5.108)


245


D.E.A.S.A.



fuerza en cada elemento se calcula como

en donde Ri es la fuerza en el elemento i; e es la base de los logaritmos

naturales; k1 es igual a 8.27e0.01140; k2 es igual a 0.4e0.01460

Las fuerzas en el elemento se resuelven en las componentes vertical,

horizontal y al giro con:

Donde li es la longitud del elemento.

El algoritmo para calcular este tipo de soldaduras es el que sigue

1. Dividir la configuración del cordón de la soldadura en segmentos.

2. Suponer una locación del centro de rotación instantáneo.

3. Calcular para cada segmento, xi, yi y ri

4. Calcular el centroide de cada segmento

5. Calcular el ángulo θi.

6. Calcular la deformación

7. Calcular la relación:

8. Con el segmento crítico hallado (el elemento crítico es el que tiene el

menor valor de la relación ) calcular para cada segmento.

(5.110a)

(5.109)

(5.110b)

(5.110c)


246


D.E.A.S.A.



9. Calcular la resistencia de cortante última Ri, ult para cada segmento.

10. Calcular k1 y k2 para cada segmento.

11. Calcular las fuerzas resistentes Ri para cada segmento.

12. Calcular las componentes vertical, horizontal y de momento para cada

segmento.

13. La suma de la contribución individual de cada segmento representa

las componentes verticales, horizontales y el momento de giro,

respectivamente.

De la dirección de la carga, sus componentes vertical y horizontal se

convierten en valores consistentes de P. El momento de giro se convierte en un

valor consistente de P dividido por la excentricidad de la carga respecto al

centro de rotación instantáneo. Si los tres valores de P obtenidos son iguales, la

posición de O es adecuada. Si no, será necesario asumir otra posición de O y

realizar los mismos pasos hasta obtener un valor satisfactorio.

El AISC-LRFD proporciona los valores de la carga excéntrica factorizada Pu

para una variedad de configuraciones de soldadura como

Pu = CC1DL

Donde C1 es un coeficiente para el electrodo:

Para

E60, C1 = 0.857;

E70, C1 = 1.0;

E80, C1 = 1.03;

E90, C1 = 1.16.

L es la longitud de la soldadura característica en la configuración.

D es el numero en dieciseisavos de pulgada en el tamaño de la soldadura (no

es la dimensión de la garganta de la soldadura)

El coeficiente C se determina multiplicando la resultante P de las

(5.111)


247


D.E.A.S.A.



componentes dadas con la ecuación 5.110; por el factor φ = 0.75, pero con el

esfuerzo de un elemento de soldadura limitado a 0.6FEXX

.

5.10.18 Conexiones para vigas.

Todas las conexiones tienen una restricción, es decir, alguna resistencia a

cambios en las orientaciones originales formadas por los miembros conectados.

Dependiendo de la magnitud de la restricción al giro, el AISC-LRFD clasifica las

conexiones como:

Conexiones tipo FR (totalmente restringidas). Son conexiones rígidas o

continuas, resistentes a momentos; se supone que son suficientemente rígidas

que las orientaciones originales entre los miembros permanecen virtualmente

sin cambio bajo las cargas.

Conexiones tipo PR (parcialmente restringidas): Tienen una rigidez

insuficiente para mantener sin cambios a los ángulos originales bajo carga. Se

incluyen en esta clasificación las conexiones simples y semi-rígidas.

Conexiones simples: Son muy flexibles y se supone que permiten girar los

extremos de la viga hacia abajo cuando están cargados, como sucede con las

vigas simplemente apoyadas. Aunque este tipo de conexiones tienen cierta

resistencia a momento, se supone insignificante y se consideran capaces de

resistir solo fuerzas cortantes.

Conexiones semi-rígidas: Son aquellas que tienen una apreciable resistencia

a la rotación del extremo, desarrollando así momentos de extremo de

consideración. En la práctica de diseño es muy común, para simplificar los

cálculos, considerar todas estas conexiones como simples o rígidas sin

considerar situaciones intermedias. Sin embargo, al hacer esto para una

conexión verdaderamente “semi-rígida”, se pasaría por alto una oportunidad de

reducir momentos en forma apreciable.


248


D.E.A.S.A.



Desde un punto de vista práctico, es común clasificar este tipo de conexiones

en función del porcentaje del momento desarrollado para generar una rigidez

completa. Una medida de las características rotacionales de una conexión

determinada no puede obtenerse prácticamente mediante métodos analíticos y

es necesario realizar pruebas de laboratorio y trazar curvas de correlación entre

los momentos y las rotaciones para cada tipo de conexión. Una regla

aproximada es que las conexiones simples tienen hasta un 20% las semi-

rígidas entre un 20 y un 90% y las rígidas más del 90% de rigidez total. Las

conexiones semi-rígidas se usan con frecuencia, pero por lo general al calcular

Fig. 5.60 Ejemplo de conexiones simples


249


D.E.A.S.A.



no se obtiene ventaja de sus posibilidades de reducción de momentos. Quizás

un factor que hace que no “aproveche” estas ventajas es la limitación de las

especificaciones en el AISC LRFD, que solo permiten la consideración de

conexiones semi-rígidas, cuando se presenta evidencia de que son capaces de

resistir un cierto porcentaje del momento resistente que proporciona una

conexión rígida.

Conexiones rígidas (Tipo FR). Son aquellas que teóricamente no permiten

rotación en los extremos de la viga y transfieren el 100% del momento al

“empotramiento”. Las conexiones de este tipo pueden usarse para edificios

altos en los que la resistencia al viento se desarrolla proporcionando

continuidad entre los miembros de la estructura del edificio. Para el diseño de

conexiones por Sismo, es conveniente revisar “Seismic provisions for structural

steel buildings (1992)” del AISC. Además, Eduardo Miranda presenta en el

artículo “Seismic design of beam column connections” (1996) un análisis crítico

de las conexiones a momento en edificaciones y los resultados encontrados

Figura 5.61 Momentos resistentes en conexiones simples


250


D.E.A.S.A.



después de los sismos de Northridge, California en 1994 y Kobe, Japón en

1995.

Cuando las vigas se apoyan sobre conexiones de asiento y las reacciones

factorizadas tienen valores mayores a 100 kip, es necesario atiesar los asientos

y revisar las condiciones de apoyo con las especificaciones de vigas por

aplastamiento y pandeo del alma (ver capítulo 4 de estos apuntes). Estas

reacciones producen momentos en los lados horizontales de los ángulos de

asiento que no pueden resistirse con los ángulos de espesor estándar a menos

Figura 5.62 Ejemplo de conexiones semirrígidas


251


D.E.A.S.A.



que de alguna manera se refuercen.

Figura 5.63 Conexiones resistentes a momento


252


D.E.A.S.A.



5.10.19 Diseño de conexiones resistentes a momento.

En estructuras enteramente continuas, las conexiones se diseñan para resistir

la totalidad de los momentos calculados. En la figura 5.65 se muestra un tipo

común de conexión resistente a momento. En esta conexión, la fuerza de

tensión en la parte superior de la viga es transferida por soldaduras de filete a la

placa superior y por soldadura de ranura, de la placa a la columna. Para facilitar

la soldadura de la placa superior pueden ahusarse como se indica en la parte

Figura 5.64 Cartabones inferiores de momento


253


D.E.A.S.A.



(b) de la figura 5.65. Algunas veces se sueldan los patines de las vigas con

cordones de ranura al ras y en el otro extremo con el tipo de conexión que se

acaba de comentar.

5.10.20 Diseño de atiezadores de almas de columnas.

Si una columna a la que se conecta una viga se flexiona apreciablemente en

la conexión, el momento resistente de ésta se reducirá sin importar que tan

buena sea la conexión. Además, si la placa superior de la conexión, al tratar de

separarse de la columna, flexiona al patín de ésta (ver figura 5.66a), la parte

media de la soldadura puede quedar sobre esforzada. Para evitar esta

Figura 5.65 Ejemplo de conexiones resistentes a momento


254


D.E.A.S.A.



situación, una posible solución es el atiezamiento de las almas de las columnas

con placas (figura 5.66b) o empleado columnas con patines más rígidos. Para

el diseño de estos atiezadores, el AISC-LRFD especifica:

Si la fuerza factorizada aplicada por el patín de la viga a la columna, Pbf es

mayor que cualquiera de las siguientes fuerzas resistentes, será necesario

proporcionar atiezadores en el alma de la columna:

Resistencia de diseño del patín Pfb = 5.625 t

f

2

Fyf

c) Resistencia local a la fluencia en el alma

Pwi

tbf + P

wo = F

ywtw(5k

c + t

bf)

c) Resistencia al pandeo del alma sin atiesar

Donde hc es la distancia libre del alma de la columna entre los filetes de los

patines; tf es el espesor de los patines de la viga o de la placa de la conexión

por medio de la cual se aplica la fuerza concentrada; tbf es el espesor del patín

de la viga. Para todos los casos φ = 0.90.

Además, sugieren una serie de reglas para el diseño de atiezadores del alma

de columnas:

1. El ancho del atiezador más la mitad del atiesador del alma de la

columna no debe ser menor que la mitad del ancho del patín de la

viga o de la mitad de la placa de conexión por momento que

transmite la fuerza concentrada.

2. El espesor del atiezador no debe ser menor que tbf / 2

3. Si hay una conexión por momento aplicada solo a un patín de la

columna, la longitud del atiezador no tiene que exceder de la mitad


255


D.E.A.S.A.



del peralte de la columna.

4. El atiezador debe soldarse al alma de la columna con una

resistencia suficiente para tomar la fuerza causada por el momento

desbalanceado sobre los lados opuestos de la columna.

5.10.21 Empates en columnas

Por lo general, las columnas en edificios multipisos se construyen con

longitudes de dos pisos. Si bien la reducción de la carga axial en los pisos

superiores pudieran permitir diferentes tamaños de secciones en cada piso, con

el consiguiente ahorro en peso, el costo extra por los empalmes y el montaje

pudiera ser mayor que el costo ahorrado por la reducción de secciones. Para

Figura 5.66 Atiezadores en el alma de columnas


256


D.E.A.S.A.



pisos impares, la columna superior pudiera ser de uno o tres pisos de longitud.

Los empalmes de columnas se realizan 2 o 3 pies por encima del nivel de piso

para evitar cualquier interferencia con las conexiones de viga-columna. En

columnas con momentos en los extremos, los empalmes se hacen en la zona

con menores momentos (casi cercanos al punto de inflexión).

Las superficies de las secciones de empalme tienen terminaciones planas

para un buen contacto, es decir, lo que concierne a la carga axial, los

empalmes no son necesarios ya que la carga se soporta a través de las áreas

de contacto de las secciones empalmadas. Sin embargo, se requieren placas

de empalme porque la fuerza cortante y los momentos debidos a las cargas

laterales (viento o sismo) o excéntricas y aun si no existieran estas fuerzas

internas.

Es obvio que existe una gran diferencia entre los empalmes a tensión y los

empalmes a compresión. En los empalmes a tensión, toda la carga tiene que

transferirse a través del empalme, en tanto que para los miembros a

compresión, gran parte de la carga puede transferirse directamente por apoyo

de una columna el resto de la carga que no se transmite por contacto. La

magnitud de la carga que deben soportar las placas de empalmes es difícil de

estimar. Si los extremos de las columnas no se maquinan, las placas deberán

diseñarse para soportar el 100% de la carga. Cuando las superficies se

maquinan y solo trabajan bajo la acción de cargas axiales, la magnitud de la

carga que soportan las placas pueden estimarse entre un 25 y un 50% de la

carga total. Si se trata de flexión, quizás del 50 al 75% de la carga será

absorbida por el material de empalme. En cualquier caso, la conexión debe

diseñarse para resistir la tensión, si hay, obtenida por la combinación de carga

U = 0.9 D – (1.3W o 1.5 E). En las figuras 5.67 y 5.68 se muestran ejemplos de

empalmes de columnas atornillados y soldados respectivamente.


257


D.E.A.S.A.



Figura 5.67 Empate de columnas con tornillos

Figura 5.68 Empate de columnas con soldadura


258


D.E.A.S.A.



CAPÍTULO VI FABRICACION

6.1 Introducción.

El proceso de convertir la materia prima en estructura se llama fabricación.

Su costo puede variar dependiendo los tipos de diseño mecanico estructural y

esto en función de la cantidad de insumos, consumibles, mano de obra y

materia prima a utilizar, lo que depende directamente del diseño en cuestión.

Para que la fabricación de una estructura resulte económica, el diseño debe

resultar de rápida y fácil elaboración, con el mayor aprovechamiento posible de

materias primas y el menor número de piezas; no siempre es esto ya que a

veces las condiciones de carga nos obligan a diseñar estructuras que requieren

mucha mano de obra y material como se observa en la figura 6.1. El costo de

una viga consiste en lo que cuesta el material, su fabricación y su montaje.

Cuesta prácticamente lo mismo fabricar y montar una viga ligera que una

pesada, por lo que el ahorro real de usar una viga más ligera es únicamente el

costo del material. La regla de usar el menor número de piezas se aplica

también a los pernos de anclaje y a la tornillería. No deben usarse muchas

anclas de poco diámetro cuando pueden usarse menos piezas de mayor

tamaño, pero sin exagerar. El diámetro máximo práctico de anclas es de unos

65 mm, ya que es difícil encontrar redondos y tuercas de mayor tamaño. Lo

mismo puede decirse de los tornillos, pero limitando el tamaño a 1 ¼ de

pulgada, ya que el equipo requerido para apretar los tornillos más grandes es

muy pesado y estorboso de usar.

Figura 6.1 Vigas armadas de tres placas y cajón que requieren atiezadores y biseles en la soldadura


259


D.E.A.S.A.



Un detalle que conviene cuidar es evitar el uso de pernos de anclaje de

diámetro muy pequeño, aunque el cálculo muestre que no se requiere mayor

tamaño; las anclas de cimentaciones tienen diferentes diámetros, asi como

también diferentes formas y se pueden hacer de diferentes tipos de materiales

como se observa en la figura 6.2 y es criterio del diseñador definir estas

especificaciones siempre y cuando cumpla los requisitos de carga. Es común

que durante la ejecución de la obra civil se maltraten por el tránsito del equipo

de construcción, problema que se disminuye con la robustez del elemento, pero

además las anclas pueden tener que resistir cargas no previstas por el cálculo,

impuestas por causas accidentales como impactos, viento o sismo durante el

montaje, o por el propio procedimiento de montaje. Es recomendable que el

diámetro no baje de 19 mm, y cuando solo hay dos anclas en apoyos

articulados, de 25 mm. Desgraciadamente se han presentado muchos casos

de derrumbes durante el montaje de estructuras, que hubieran podido evitarse

simplemente mediante el uso de pernos de anclaje de mayor diámetro.

Las conexiones de momento son caras y deben preferirse arriostramientos

con conexiones simples para resistir fuerzas horizontales. Probablemente la

forma más económica de hacer conexiones de momento es mediante el uso de

muñones y placas extremas. Los muñones alejan la conexión del nudo, donde

Figura 6.2 diferentes tipos de anclas de cimentación


260


D.E.A.S.A.



el momento es máximo, y las placas extremas permiten hacen que los tornillos

de alta resistencia trabajen a tensión, que es su forma más eficiente, al mismo

tiempo que resisten las fuerzas cortantes.

Un diseño complicado que desperdicia materiales resulta en una

estructura cara. El costo de la estructura siempre es una cuestión de mucha

importancia, sobre todo si se trata de una construcción comercial. Por ejemplo,

cuando un diseño pide mas soldadura de la necesaria para resistir las cargas,

se aumenta el costo y el tiempo de fabricación y se incurre en el riesgo de

causar deformaciones innecesarias. Puede decirse que un diseño que resulta

en una estructura más cara que lo necesario para satisfacer los requisitos del

proyecto, es un mal diseño. También es conveniente diseñar el tipo de

estructura que resulte más económica por la sencillez de su elaboración, la

repetición de piezas iguales y el menor número de piezas.

Varían los medios de producción de los diferentes fabricantes, por lo que

resulta que lo que es económico para unos producir, no lo es para otros. Las

máquinas de control numérico automatizadas tienen gran capacidad de

producción de estructuras atornilladas en taller y en campo, pero si el diseño

requiere de conexiones con mucha soldadura, son otros los equipos más

productivos (Arco sumergido). La capacidad de los medios de movimiento de

materiales del fabricante y el tamaño y disposición de sus talleres, limitarán el

peso y el tamaño de piezas que le sea práctico producir.

Figura 6.3 Taller de producción de estructuras metálicas.


261


D.E.A.S.A.



Por lo general, el diseñador no sabe de antemano quién fabricará la

estructura. Por esto es muy importante que quienes se dedican al diseño de

estructuras metálicas conozcan bien los procedimientos de fabricación, y para

esto lo mejor es visitar los talleres de diferentes fabricantes algunos talleres

están equipados con grúas viajeras y esto ayuda mucho a la maniobra de las

estructuras a fabricar como se observa en la figura 6.4, de diversas

especialidades y capacidades, para de primera mano conocer lo que es fácil o

difícil de hacer para unos y otros. Mientras más conozca el diseñador la forma

en que se fabrican las estructuras, mejores diseños podrá hacer al evitar

características que las encarecen innecesariamente.

Una de las cuestiones más debatidas es si las estructuras deben ser soldadas

en taller y atornilladas en campo, atornilladas en taller y en campo o soldadas

en taller y en campo. Ya ni pensar en el uso de remaches, que prácticamente

han desaparecido, al igual que el personal que los sabía colocar. Por lo que

Figura 6.4 Taller equipado con grúas viajeras.


262


D.E.A.S.A.



respecta las primeras dos alternativas, la respuesta es que la soldadura nunca

desaparecerá totalmente del taller e incluso existen equipos con lata tecnología

para soldar como se puede ver en la figura 6.5 con el carrete de soldadura para

el cajón y si las conexiones son soldadas o atornilladas dependerá del equipo y

experiencia con que cuente el fabricante. Los sistemas de taladrado de control

numérico son cada vez son más comunes, por lo que puede suponerse que a

la larga la segunda alternativa se irá imponiendo.

Por lo general, cuando puede disponerse de perfiles laminados, siempre

será más económico su empleo que el de perfiles fabricados de tres o cuatro

placas, a no ser que por circunstancias especiales el precio de la placa sea

mucho más bajo que el de los perfiles. Cuando las columnas de cuatro placas

Figura 6.5 Equipos automático soldando un cajón


263


D.E.A.S.A.



tienen diafragmas interiores o las tubulares rectangulares tienen las placas de

continuidad por el exterior, entonces su costo se eleva considerablemente. En

Estados Unidos también se usa este diseño, pero no incurren en el alto costo

de mano de obra que implican las placas de continuidad interiores o exteriores.

Véase el diseño de conexiones de momento en columnas tubulares expuesto

en el libro “Design of Welded Structures” de Blodgett para una solución

económica de este problema. Otra situación importante; es evitar diafragmas

interiores en columnas de cajón, usando otros medios para transmitir momentos

en conexiones de vigas a columnas; sin embargo como en el caso de los

puentes de grandes claros (figura 6.6), es imposibles eliminar estos diafragmas.

Aún cuando hoy en día ya prácticamente todos los pisos de los edificios con

estructura de acero se diseñan como construcción compuesta, para lograr la

mayor el mejor aprovechamiento del material, vale la pena pensar en los

diseños en que las columnas también son de construcción compuesta, con el

concreto por el interior o el exterior del perfil estructural. Un factor que mucho

influye en el costo de las estructuras es el diseño de las conexiones

atornilladas. Hay estudios muy interesantes sobre éstas y otras materias que se

Figura 6.6 Vigas tipo Cajón con diafragmas internos


264


D.E.A.S.A.



presentan en los Simposiums y congresos que organiza el Instituto Mexicano

de la Construcción en Acero, Instituciones y Asociaciones de Ingeniería y en las

Convenciones de la A.I.S.C. Es importante para el diseñador mantenerse al día

en el desarrollo de la tecnología, asistiendo a los eventos que organizan las

sociedades dedicadas a la especialidad de las estructuras de acero.

Una estructura que emplea arriostramientos u otros medios, en vez de

depender solo de la rigidez de marcos para resistir las fuerzas horizontales,

siempre será más económica. Su peso será mucho menor, su fabricación

resultará más rápida y económica por la mayor sencillez de sus conexiones y

habrá un importante ahorro de tornillería. Pueden lograrse ahorros hasta del

50 % usando estructuras totalmente arriostradas. Se dice que las estructuras

de marcos rígidos tienen la ventaja de que su redundancia resulta en un mayor

factor de seguridad. Los que diseñan más que nada estructuras de concreto

armado, en las que todas las conexiones son rígidas, tienen la tendencia de

pensar que el acero debe diseñarse igual. Son dos materiales muy diferentes y

deben aprovecharse las mejores características de cada uno. También es

conveniente usar riostras, o algún otro medio, siempre que se pueda para

resistir las fuerzas horizontales en vez de depender solo de la rigidez de

marcos.

Uno de los aspectos más descuidados en el diseño de las estructuras es

proyectar de manera que las dimensiones de las placas de conexión o de los

patines y almas de perfiles de placas soldadas sean múltiplos del ancho (o

largo) de las placas comerciales. Al no hacerse así, se ocasiona el desperdicio,

y por ende el encarecimiento, de los materiales. En la actualidad está

desapareciendo del mercado la placa de 5‟ de ancho, quedando solamente

anchos de 6‟ y 8‟, lo que es una lástima porque se pierden múltiplos muy útiles

de anchos de placas. Como ejemplo de lo anterior, si se proyectan placas de

40 cm de ancho y no hay más que placa de 6´ en el mercado, solo salen 4 tiras

de placa de 40 cm de una placa de 1.83 m de ancho. Así se desperdicia el

12.5% del material. Con ancho de tiras de 45 cm, prácticamente se elimina el

desperdicio, al igual que con anchos de 37.5 cm de placas de 1.52 m. La


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D.E.A.S.A.



situación puede ser todavía peor si se proyecta un ancho de placa de base, de

51 mm de espesor, de 1.00 m de ancho; se desperdician 83 cm de material o

sea el 45 % del material si no puede usarse el sobrante en otra pieza de la

obra.

Con la esperanza de que este aspecto tan importante del diseño lo tengan

siempre presente los diseñadores, En DEASA se hemos preparado un tabla de

perfiles de tres placas, para columnas y vigas, con almas y patines de

dimensiones múltiplos de placa de 6‟, 8‟ y 10‟ de ancho, en las que el

desperdicio de material se reduce al mínimo. Es decir debemos dimensionar las

piezas para aprovechar al máximo los materiales comerciales, evitando

desperdicios

6.2 Trazo

Antes que nada se comienza con la preparación de las superficies a trazar;

esta etapa se compone de dos operaciones fundamentales: limpieza y

marcado; la limpieza puede realizarse incluso utilizando algún solvente; si el

material viene con grasa u oxidado; o bien simplemente se pueden cardear

Figura 6.7 Diferentes anchos de planchones de placa de acero


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D.E.A.S.A.



para quitar la escoria o rebaba si existiera; posteriormente se realiza el trazo;

que consiste en marcar las placas de acero y/o perfiles estructurales con la

mayor precisión posible; generalmente se debe cuidar las alineación sobre las

placas así como los perfiles; esta actividad es importante porque

inmediatamente sigue el corte; si el trazo está mal realizado; obvio es que el

corte también saldrá mal es; es importante que en los trazos; se busque

siempre la perpendicularidad (que estén a escuadra); el trazador ayudado por

medio de escuadras, reglas y niveles deberá siempre trabajar con la mayor

precisión posible; así mismo si dentro del proyecto está considerado colocar

cartabones, placas discontinuas, placas o elementos barrenados etc.; se hace

necesario realizar plantillas a tamaño natural de todos los elementos que asi lo

requieran, cada plantilla llevará la marca de identificación del elemento a que

corresponde y los números de los planos de taller en que se define. Se

indicarán los diámetros definitivos de cada perforación y su exacta posición. El

trazado es realizado por personal especializado, ajustándose a las cotas de los

planos de taller, con las tolerancias fijadas en el proyecto.

Para esta etapa de la fabricación habrá que utilizar herramientas como:

Puntas de trazar: estas herramientas están destinadas a cumplir funciones de

lápiz metálico es una barra pequeña (hasta de 1/4” de diámetro) terminada en

punta afilada y sirve para trazar líneas de identificación de las medidas de

indicadas en los planos sobre las placas o perfiles.

Punto de marcar: Es una barra de acero templado y terminado un extremo en

cono; formando un ángulo; se recomienda que la parte que se sujeta con los

dedos sea generalmente se sección ortogonal para evitar desplazamientos,

podemos utilizarlo para marcar centros de agujeros a taladrarse y al golpear

con fuerza con un martillo el punto se hace más profundo sirviendo de eje de

giro a la broca en la iniciación del agujero.

Compas: Consta de dos varillas con un perno que articula en un extremo y en

el otro tiene un extremo agudo y templado se utiliza para el trazado de


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circunferencias y arcos regulares; también lo usamos para dividir y espaciar

tanto recatas como arcos y circunferencias, controlar distancias entre dos

puntos y transportar medidas.

Escuadras: Son elementos de trazado y de comprobación de ángulos y se

componen ordinariamente de dos ramas articuladas o fijas y se clasifican en:

Escuadra normal: es una escuadra a 900, sirve para comprobar piezas

cuadradas de un solo lado o de ambos así como perpendicularidades; esta

escuadra lleva una pequeña entalladura en los vértices para asegurar un franco

apoyo de las caras de los objetos sobre los que se va a trabajar

Escuadra Falsa: También llamada universal sus brazos pueden colocarse

formando un ángulo cualquiera para controlar y medir ángulos agudos y

obtusos y pueden fijarse apretando la mariposa o perilla del centro de giro.

También sirve para transportar una pieza cualquiera a un ángulo dado

Regla de trazo: Esta destinada para controlar superficies lisas, rectas o la

exactitud de ángulos normales y para el trazado de líneas rectas, son

rectangulares en su sección transversal y tienen dos caras de trabajo acabadas

bien rectas y paralelas.

Goniómetros: Utilizado para verificar ángulos funciona como una falsa

escuadra y consta de un semicírculo graduado cuyo centro es el eje de un

brazo giratorio con un índice señalador de ángulo indicados en grados y están

construidos en acero inoxidable

Mesa de trazado: Esa una mesa metálica totalmente rígida y plano con sus

lados y aristas rectos a 900. Debe ser indeformable con el tiempo con grandes

pesos encima, sirve como plano de apoyo y referencia para el logro de un buen

trazo


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6.3 Corte

El corte debe realizarse por medios y herramientas como: sierra, cizalla u oxicorte siempre y cuando el acabado quede libre de irregularidades y no se produzcan endurecimientos locales y obvio que no será necesario un mecanizado posterior; en la mayoría de los casos utilizamos el oxicorte; el equipo utilizado en el corte del material debe ser revisado periódicamente de modo que se garantice la magnitud mínima de las irregularidades; cuando son perfiles pequeños como ángulos, canales, e IR pequeños es conveniente utilizar sierras; sin embargo para perfiles grandes así como en placas con discontinuidades es preferibles hacerlo; con oxicorte y/o plasmas.

Son preferibles los procedimientos de sierra, plasma y oxicorte automático frente a la de cizalla. Con autorización expresa del Gerente de Producción, la cizalla puede ser utilizada hasta espesores de 25mm. Si bien se procederá al mecanizado obligatorio en piezas de cualquier espesor de clase de ejecución 4 y en las de clase 3 de espesor superior a 15mm. La eliminación de rebabas y partes dañadas es obligatoria para entregar los trabajos con limpieza.

Los cortes de las placas y perfiles se realizarán de manera que no queden ángulos entrantes con arista viva a fin de evitar el efecto de entalla. Los ángulos entrantes se redondearán en su arista con un radio mínimo de 5mm. En todos los cortes con oxígeno, la flama de corte debe ajustarse y manipularse para evitar corte hacia dentro de las líneas prescritas. La rugosidad de las superficies cortadas con oxígeno no debe ser mayor que la definida por

Figura 6.8 Herramienta para realizar los trazos en taller


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el ANSI (American National Standards Institute) como valor de rugosidad* de 1 000 MU pulg para material hasta de 10.2 cm (4 pulg) y 2 000 MU pulg para material de 10.2 cm (4pulg ) a 20.4 cm (8pulg); de espesor, excepto los extremos de miembros que no estén sujetos a esfuerzos calculados en sus extremos, los que deben cumplir con el valor de 2000 MU pulg. Las rugosidades que excedan los límites anteriores y las muescas o melladuras ocasionales, con profundidad no mayor de 5 mm (3/16pulg) en superficies que sean satisfactorias en general, se quitan mediante maquinado o esmerilado. Las superficies y bordes cortados deben estar libres de escoria. Las correcciones de defectos se ajustan a las superficies cortadas con oxígeno mediante pendientes que no excedan 1 en 10. Las reparaciones con soldaduras se hacen, preparando apropiadamente el defecto, soldando con electrodos de bajo contenido de hidrógeno y tamaño no mayor de 4 mm (5/32pulg) y esmerilando la soldadura terminada, para dejarla lisa y al ras con la superficie adyacente, para producir un acabado limpio. Los bordes cortados con oxígeno que vayan a estar sujetos a esfuerzos importantes, o en los que se vaya a depositar soldadura, deben estar razonablemente libres de muescas. Se permiten muescas ocasionales de no más de 5 mm (3/16pulg ) de profundidad, pero las que sean mayores y permanezcan después del corte, deben quitarse mediante esmerilado. Todas las esquinas entrantes deben redondearse con un radio no menor de 13 mm (1/2 pulg). Estos procesos tienen un amplio campo de aplicación, y ocupan un segmento cada vez mayor del mercado. Esto se debe en parte, no sólo al incremento en el número de máquinas, sino también a la diversidad de fuentes de energía utilizadas para provocar el aumento térmico localizado. El oxicorte (flame or oxygen-flame cutting), se encuentra entre los principales procesos aplicables a la placa. El término oxicorte indica la operación de seccionamiento o corte del acero por medio de un soplete alimentado por un gas combustible (acetileno o butano) y oxígeno. Esta operación se basa en la reacción fuertemente exotérmica de la oxidación del hierro en presencia de oxígeno. Efectivamente, un hilo de hierro llevado a la temperatura de fundición y puesto en presencia de oxígeno puro, arde rápidamente, continuando la combustión por la reacción de oxidación. Dicha


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combustión se realiza por medio de un “soplete de corte” el cual posee dos conductos. Uno por el que circula gas (Butano o acetileno) y genera la llama calefactora y otro por el que circula el oxigeno que genera el corte. El oxicorte consta de dos etapas: en la primera, el acero se calienta a alta temperatura (900°C) con la llama producida por el oxígeno y un gas combustible; en la segunda, una corriente de oxígeno corta el metal y remueve los óxidos de hierro producidos. El proceso de oxicorte, al contrario de lo que pueda parecer, no consiste en una fusión del metal, el corte se produce por una literal combustión del mismo. En otras palabras al cortar quemamos el metal a medida que avanzamos con el soplete. Por esta razón, la presencia de aleantes se hace crítica, ya que merman la capacidad del acero a ser quemado. Para que se produzca una reacción de combustión son necesarios tres requisitos; presencia de combustible (a su temperatura de ignición), presencia de comburente (en una mínima proporción), y un agente iniciador. En el proceso de oxicorte, el combustible es el Fe, el comburente el O2, y el agente iniciador la llama del soplete. En condiciones normales, aunque apliquemos un agente iniciador a una pieza de acero, ésta no arde espontáneamente por dos motivos; el Fe contenido no está a su temperatura de ignición (aproximadamente 870°C) y el O2 atmosférico no es lo suficientemente puro (el O2 atmosférico se encuentra en una proporción del 20% y la proporción mínima necesaria para quemar el Fe es un 87%). Para que un metal pueda experimentar esta operación deben cumplirse dos condiciones: a) Que la reacción de oxidación sea exotérmica. b) Que el óxido formado tenga una temperatura de fusión inferior a la del metal. El hierro y la mayor parte de sus aleaciones satisfacen estas dos condiciones; sin embargo, para estas aleaciones, la formación de estos óxidos más refractarios puede dificultar la operación. Así, para los aceros al cromo, a partir de una cierta concentración en cromo, el acero presenta dificultades de oxicorte debido a la formación de óxido de cromo que tiene un punto de fusión muy alto respecto al del óxido de hierro y el hierro.

6.3.1 Inspección visual y reparación de bordes cortados de placas En la reparación y determinación de los límites de defectos internos


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observados visualmente en bordes cortados con oxígeno, o plasma y causados por escoria o refractario atrapados, productos desoxidantes, bolsas de gas, o agujeros de soplado, la cantidad de metal que se remueva será la mínima necesaria para quitar el defecto para determinar que no se ha excedido el límite permisible. Los bordes de la placa pueden formar cualquier ángulo con la dirección de laminado. Los límites de aceptación y la reparación de los defectos de corte observado visualmente en placas hasta de 10.2 cm (4 pulg ) de espesor deben estar de acuerdo con la tabla 1, en la cual la longitud del defecto es la mayor dimensión visible en el borde cortado de la placa, y la profundidad es la distancia que el defecto se extiende dentro de ella a partir del borde cortado. Se deben seguir los procedimientos que se mencionan a continuación, que sirven como guía para miembros en tensión o compresión, para evaluar las discontinuidades de más de 25 mm (1 pulg ) de largo y profundidad mayor de 25 mm (1 pulg ), descubiertas mediante inspección visual, de los bordes cortados de la placa, antes de soldar; o durante la inspección, mediante radiografías o ultrasonido, de las juntas soldadas. El oxicorte es una técnica para cortar pero sin embargo también se utiliza para biselar y/o hacer la preparación; de los bordes de las piezas a soldar cuando son de espesor considerable. A menudo los fabricantes de máquinas de oxicorte suministran tablas tecnológicas con los valores más recomendados de presión, velocidad de corte, etc. en función del espesor del material a cortar (tabla 6.1). En algunos casos, las tablas incluyen datos relativos a la sangría del corte en función de la presión (proporcional al espesor), y del tipo de soplete utilizado (para chaflanes, de tipo doble o triple, etc.). Otras tablas aportan datos del consumo de los diferentes gases utilizados con la finalidad de poder determinar el costo de las operaciones de corte.


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6.3.2 Herramientas de oxicorte. Hoy en día, es habitual ver máquinas que son utilizados manualmente por los operarios trazando por medio de tizas o gises sobre la placa y seguir el contorno por medio de reglas, para tener cortes exactos. Hay muchos modelos de máquinas de oxicorte, desde el cortador manual, que se apoya y se desplaza sobre la placa, las Quicky, plasmas, pantógrafos y CNC con una o varias cabezas de corte, capaces de cortar placas de espesores muy diversos.) No obstante, cada día es más común la incorporación del control numérico (CN) a la máquina de oxicorte, de tal forma que la geometría y los parámetros tecnológicos se introducen en el CN y plasmas en forma de un programa codificado. La instalación de una máquina de oxicorte, aún dotada de control numérico, no es muy costosa si se compara con cualquier otra máquina-herramienta. Tanto desde el uso de los cortadores manuales hasta el uso del CN, el oxicorte

Tabla 6.1 Valores recomendados para oxicorte


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permite realizar todo tipo de cortes rectilíneos y curvos sobre placas de acero de cualquier espesor, o sobre perfiles, tubos, etc. Pueden cortarse en buenas condiciones placas superpuestas, incluso muy delgadas, si están bien sujetas unas contra otras. Cuando el soplete está bien regulado (presión, mezcla y velocidades adecuadas), los cortes son uniformes y presentan buen aspecto; basta un posterior y sencillo desbarbado para obtener un acabado aceptable. Aunque depende de la aplicación, frecuentemente se dejan los bordes tal como quedan después del corte.

SOPLETE DE CORTE El soplete de corte juega tres papeles distintos: llevar el Fe contenido en el acero a su temperatura de ignición, aportar una atmósfera envolvente con una proporción mayor que la mínima necesaria en O2 y, por último, generar el agente iniciador. El soplete de corte utiliza parte del O2 disponible para mezclarlo con el gas combustible y así crear la llama de precalentamiento formada por un anillo de llamas en la boquilla de corte. La llama de precalentamiento puede alcanzar temperaturas entre 2.425°C y 3.320°C dependiendo del tipo de gas utilizado y la riqueza de O2 en la mezcla. La proporción de O2 y gas en la mezcla para el precalentamiento se controla a través de las dos válvulas que incorpora el soplete. Con la llama de precalentamiento bien ajustada, se acerca ésta a la pieza a cortar hasta que se alcanza la temperatura de ignición. Una vez alcanzada ésta, el metal se torna en un color naranja brillante y pueden verse algunas chispas saltar de la superficie. En este momento debe ser accionada la palanca del soplete para permitir la salida por el orificio central de la boquilla de un chorro de O2 puro (llamado chorro de corte) Así se consigue enriquecer en O2 la atmósfera que rodea la pieza precalentada para que sea posible la combustión. Inmediatamente, y gracias a la presencia de la llama de precalentamiento que actúa también como agente iniciador, comienza la reacción exotérmica de combustión del Fe, que nos llevará finalmente al corte de la pieza. Como toda combustión, la reacción de oxidación del Fe es altamente exotérmica, y precisamente esa enorme cantidad de energía desprendida en la reacción ayuda a llevar las zonas colindantes a la temperatura de ignición, y poder así progresar en la acción del corte.


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En la figura 6.9 se observa un cortador, equipado con una boquilla de presión. Para cortar placas delgadas se usan “boquillas escalonadas”. Para grosores mayores se usan boquillas anulares, ranuradas o de bloque. Se pueden recomendar también sopletes de oxicorte manual sin boquilla de presión -con boquillas de corte que mezclan gases. Estas herramientas ofrecen gran seguridad respecto al retroceso de llamas. La presión del oxígeno para el corte suele ser de un orden de 6 bar. como mínimo. La presión de trabajo correcta se puede consultar en la tabla de corte que viene troquelada en la boquilla. El diseño de la boquilla y la presión del oxigeno de corte se relacionan entre sí. Por lo tanto, sólo tiene sentido establecer una presión mayor que la indicada en la tabla, cuando se produce una pérdida de presión, por ejemplo, en mangueras muy largas

Es recomendable revisar los siguientes aspectos Que la boquilla de corte reciba el volumen de acetileno o butano, oxígeno de combustión y oxígeno de corte, que es necesario para el espesor del corte en cuestión. En la entrada del soplete tienen que existir las presiones de gases que figuran en las tablas de corte. Usar el manómetro de comprobación. Es necesario tener en cuenta las pérdidas de presión ocasionadas por: Mangueras demasiado estrechas o largas. Válvulas y órganos de cierre de dimensionado insuficiente; asi como fugas en los aprietes. Dispositivos de seguridad demasiado pequeños o innecesarios.

Figura 6.9 Cortador y/o soplete con sus accesorios


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Cuidar las guías de desplazamiento de la máquina de oxicorte. Comprobar la velocidad de avance longitudinal y también transversal.

QUICKY También conocidas como tortugas: Las tortugas se observan en la figura 6.10; son maquinas pequeñas para corte de uso general; son muy fáciles de operar hacen cortes desde 3 mm hasta 100mm, consiste en una maquina pequeña con dos pares de ruedas; que corren sobre rieles y/o guía estándar; estas guías tienen por lo regular un metro de longitud para cortes rectos, pero podemos hacer ensambles entre ellos si requerimos los cortes más largos; también tienen un control de velocidad electrónico que trabaja mediante un control manual y transistores; los sentidos de corte únicamente van hacia adelante y en reversa; estos equipos traen accesorios como el mecanismo de compas que sirve; también para realizar cortes circulares con diámetros de hasta 1.5mts, también se pueden realizar, cortes agudos; incluso algunos de estos equipos viene equipados con doble antorcha

PANTOGRAFO El pantógrafo a diferencia de las Quicky y el cortador manual trabaja haciendo cortes complejos con mucha rapidez como se puede ver en la figura 6.11 y es un aparato la mayoría de las veces programable con CNC; debido a esto la ventaja de utilizar el pantógrafo; es que hace los cortes con mejor precisión y mayor velocidad; aumentando siempre la calidad y confiabilidad de la producción así como eficientar el trabajo de corte; minimiza la merma de material útil, diversifica infinidad de cortes complejos y disminuya la posibilidad de fallar; lo que es una realidad que dependiendo el pantógrafo este ocupa

Figura 6.10 Tortuga y/o Quicky son doble antorcha, una antorcha y sobre su riel


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mucho espacio útil en el taller como se puede ver en la figura 6.12; por eso para este tipo de equipos grandes y robustos es conveniente buscar una zona donde difícilmente sea movible y no existan vibración, ya que la vibración provoca movimiento y esto es algo que no queremos que pase.

EQUIPO DE PLASMA: Hablar de equipos de corte por plasma es sumergirnos a una de las tecnologías mas abundantes y con mucho desarrollo constante. El fundamento del corte por plasma se basa en elevar la temperatura del material a cortar de una forma muy localizada y por encima de los 30.000 °C, llevando el gas utilizado hasta el cuarto estado de la materia, el plasma, estado en el que los electrones se disocian del átomo y el gas se ioniza (se vuelve conductor). El procedimiento consiste en provocar un arco eléctrico estrangulado a través de la sección de la boquilla del soplete, sumamente pequeña, lo que concentra extraordinariamente la energía cinética del gas empleado, ionizándolo, y por polaridad adquiere la propiedad de cortar. Resumiendo, el corte por plasma se basa en la acción térmica y mecánica de un chorro de gas calentado por un arco eléctrico de corriente continua como se ve en la figura 6.13; establecido entre un electrodo ubicado en la antorcha y la

Figura 6.12 El pantógrafo es un equipo que ocupa grandes espacios; pero la rapidez y precisión en los cortes ahorra mucho tiempo en la producción

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http://es.wikipedia.org/wiki/Arco_el%C3%A9ctrico

http://es.wikipedia.org/wiki/Energ%C3%ADa_cin%C3%A9tica

http://es.wikipedia.org/wiki/Polaridad

http://es.wikipedia.org/wiki/Corriente_continua


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pieza a mecanizar. El chorro de plasma lanzado contra la pieza penetra la totalidad del espesor a cortar, fundiendo y expulsando el material. La ventaja principal de este sistema radica en su reducido riesgo de deformaciones debido a la compactación calorífica de la zona de corte. También es valorable la economía de los gases aplicables, ya que a priori es viable cualquiera, si bien es cierto que no debe de atacar al electrodo ni a la pieza. El corte por plasma puede ser un proceso complementario para trabajos especiales, como pueden ser la producción en serie, la consecución de tolerancias muy ajustadas o la mejora de acabados. También se produce una baja afectación térmica del material gracias a la alta concentración energética del arco-plasma. El comienzo del corte es prácticamente instantáneo y produce una deformación mínima de la pieza. Este proceso permite mecanizar a altas velocidades de corte y produce menos tiempos muertos, (no se necesita precalentamiento para la perforación). Permite espesores de corte de 0.5 a 160 milímetros, con unidades de plasma de hasta 1000 amperios. El corte por plasma también posibilita mecanizados en acero estructural con posibilidad de biselados hasta en 30 milímetros. Una de las características más reseñables es que se consiguen cortes de alta calidad y muy buen acabado. Las variables del proceso son: el caudal, la presión del gas-plasma, la distancia boquilla-pieza y la velocidad del corte; aunque el Gerente de Producción puede indicar que se ajusten las maquinas de corte por plasma; según cada pieza a cortar. Su calidad varía en función del

Figura 6.13 Equipo de plasma en la derecha se ve el chorro de plasma que realiza el corte.


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control de esos parámetros para conseguir mejor acabado de las piezas y mayor productividad. Los principales gases que se utilizan como gases plasmágenos son, argón, nitrógeno y aire o mezcla de estos gases, en general se utiliza el nitrógeno por su mejor comportamiento respecto a la calidad del corte y garantiza una durabilidad de la boquilla. El chorro del gas–plasma utilizado en el proceso se compone de dos zonas:

Zona envolvente, que es una capa anular fría sin ionizar que envuelve la zona central. Al ser fría conseguimos refrigerar la boquilla, aislarla eléctricamente y confinar el arco de la región de la columna-plasma. La zona central, que se compone por dos capas, una periférica constituida por un anillo de gas caliente no suficientemente conductor y la columna de plasma o el núcleo donde el gas-plasma presenta su más alta conductividad térmica, la mayor densidad de partículas ionizadas y las más altas temperaturas, entre 10.000 y 30.000 ºC.

El arco generado en el proceso de corte por plasma se denomina arco transferido y es transferido de una zona a otra por medio de un generador de alta frecuencia entonces se consigue generar un arco entre el electrodo y la boquilla, este arco calienta el gas plasmágeno que hay en su alrededor y lo ioniza estableciendo un arco-plasma lo que genera un corte muy limpio y preciso como se ve en la figura 6.14.

Figura 6.14 Aquí se puede observar cómo se genera el gas plasmageno.


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Gracias a la conductividad eléctrica es transferido hasta la zona de corte, mientras que el arco generado inicialmente, denominado arco piloto, se apaga automáticamente. Una vez el arco-plasma está establecido, la pieza se carga positivamente mientras el electrodo se carga negativamente, lo que hace mantener el arco-plasma y cortar la pieza. Gracias a las diferencias en el proceso, durante el corte por plasma se forma menos escoria, y la que se forma es más fácil de quitar. Por lo general, se puede eliminar con facilidad sin necesidad de desbastarla o quitarla con un cincel, lo que reduce significativamente el tiempo necesario para operaciones secundarias. El menor desbaste redunda en mayor producción; el Plasma también es ocupado para hacer barrenos; cuando las tolerancias no son exigentes. CONTROL NUMERICO (CNC) La máquina herramienta ha jugado un papel fundamental en el desarrollo tecnológico del mundo hasta el punto que no es una exageración decir que la tasa del desarrollo de máquinas herramientas gobierna directamente la tasa del desarrollo industrial. La automatización es el empleo de equipo especial para controlar y llevar a cabo los procesos de fabricación con poco o ningún esfuerzo humano; se aplica en la fabricación de estructuras metálicas en cortes y soldadura principalmente ; las ventajas del control numérico computarizado es la facilidad de operación, programación más sencilla, mayor exactitud, adaptabilidad y menos costos de mantenimiento, la combinación del diseño con computadora, redunda en mayor productividad y mejor calidad en el producto. El CNC para cortar; se utiliza para controlar los movimientos de los componentes de una maquina por medio de números; las maquinas y herramientas con control numérico se clasifican de acuerdo al tipo de operación de corte. Un nuevo enfoque para optimizar las operaciones de corte es el control adaptativo; mientras el material se esté cortando, el sistema detecta las condiciones de operaciones como la fuerza, temperatura, rapidez y acabado superficial. Convierte estos datos en control de avance y velocidad que permita a la maquina a cortar en condiciones optimas para obtener máxima productividad. Se espera que los controles adaptativos, combinados con los

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controles numéricos y las computadoras en algunos casos ya integradas al equipo como se ve en la figura 6.15, produzcan una mayor eficiencia en las operaciones de trabajos con los metales.

Hacia 1942 surgió lo que se podría llamar el primer control numérico verdadero, debido a una necesidad impuesta por la industria aeronáutica para la realización de hélices de helicópteros de diferentes configuraciones.

INTRODUCCIÓN AL CAD/CAM Proceso en el cual se utilizan los ordenadores o computadoras para mejorar la fabricación, desarrollo y diseño de los productos. Éstos pueden fabricarse más rápido, con mayor precisión o a menor precio, con la aplicación adecuada de tecnología informática. Los sistemas de Diseño Asistido por Computadora (CAD) pueden utilizarse para generar modelos con muchas, si no todas, de las características de un determinado producto. Estas características podrían ser el tamaño, el contorno

Figura 6.15 Equipo de corte con Control Numérico (CNC)


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y la forma de cada componente, almacenados como dibujos bi y tridimensionales. Una vez que estos datos dimensionales han sido introducidos y almacenados en el sistema informático, el diseñador puede manipularlos o modificar las ideas del diseño con mayor facilidad para avanzar en el desarrollo del producto. Además, pueden compartirse e integrarse las ideas combinadas de varios diseñadores, ya que es posible mover los datos dentro de redes informáticas, con lo que los diseñadores e ingenieros situados en lugares distantes entre sí pueden trabajar como un equipo. Los sistemas CAD también permiten simular el funcionamiento de un producto. Hacen posible verificar si un circuito electrónico propuesto funcionará tal y como está previsto, si un puente será capaz de soportar las cargas pronosticadas sin peligros e incluso si una salsa de tomate fluirá adecuadamente desde un envase de nuevo diseño. Cuando los sistemas CAD se conectan a equipos de fabricación también controlados por ordenador conforman un sistema integrado CAD/CAM La Fabricación Asistida por Computadora ofrece significativas ventajas con respecto a los métodos más tradicionales de controlar equipos de fabricación con ordenadores en lugar de hacerlo con operadores humanos. Por lo general, los equipos CAM conllevan la eliminación de los errores del operador y la reducción de los costos de mano de obra; como se observa en la figura 6.16 algunos equipos automatizados traen hasta 4 antorchas. Sin embargo, la precisión constante y el uso óptimo previsto del equipo representan ventajas aún mayores. Por ejemplo, las cuchillas y herramientas de corte se desgastarán más lentamente y se estropearían con menos frecuencia, lo que reduciría todavía más los costes de fabricación. Frente a este ahorro pueden aducirse los mayores costes de bienes de capital o las posibles implicaciones sociales de mantener la productividad con una reducción de la fuerza de trabajo. Los equipos CAM se basan en una serie de códigos numéricos, almacenados en archivos informáticos, para controlar las tareas de fabricación. Este Control Numérico por Computadora (CNC) se obtiene describiendo las operaciones de la máquina en términos de los códigos especiales y de la geometría de formas de los componentes, creando archivos informáticos especializados o programas de piezas. La creación de estos programas de piezas es una tarea que, en gran medida, se realiza hoy día por software informático especial que crea el vínculo entre los sistemas CAD y CAM. Las características de los sistemas CAD/CAM son aprovechadas por los

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diseñadores, ingenieros y fabricantes para adaptarlas a las necesidades específicas de sus situaciones. Por ejemplo, un diseñador puede utilizar el sistema para crear rápidamente un primer prototipo y analizar la viabilidad de un producto, mientras que un fabricante quizá emplee el sistema porque es el único modo de poder fabricar con precisión un componente complejo. La gama de prestaciones que se ofrecen a los usuarios de CAD/CAM está en constante expansión. Los fabricantes de indumentaria pueden diseñar el patrón de una prenda en un sistema CAD, patrón que se sitúa de forma automática sobre la tela para reducir al máximo el derroche de material al ser cortado con una sierra o un láser CNC. Además de la información de CAD que describe el contorno de un componente de ingeniería, es posible elegir el material más adecuado para su fabricación en la base de datos informática, y emplear una variedad de máquinas CNC combinadas para producirlo. La Fabricación Integrada por Computadora (CIM) aprovecha plenamente el potencial de esta tecnología al combinar una amplia gama de actividades asistidas por ordenador, que pueden incluir el control de existencias, el cálculo de costes de materiales y el control total de cada proceso de producción. Esto ofrece una mayor flexibilidad al fabricante, permitiendo a la empresa responder con mayor agilidad a las demandas del mercado y al desarrollo de nuevos productos.

Figura 6.16 Equipo de corte automatizado

http://www.monografias.com/trabajos35/el-poder/el-poder.shtml

http://www.monografias.com/trabajos15/cumplimiento-defectuoso/cumplimiento-defectuoso.shtml#INCUMPL

http://www.monografias.com/trabajos/laser/laser.shtml

http://www.monografias.com/trabajos7/sisinf/sisinf.shtml

http://www.monografias.com/trabajos34/base-de-datos/base-de-datos.shtml

http://www.monografias.com/trabajos7/caes/caes.shtml

http://www.monografias.com/trabajos14/propiedadmateriales/propiedadmateriales.shtml

http://www.monografias.com/trabajos54/produccion-sistema-economico/produccion-sistema-economico.shtml

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http://www.monografias.com/trabajos13/mercado/mercado.shtml


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6.3.3 Manejo de las herramientas de oxicorte. El Supervisor de producción será responsable de que las herramientas se utilicen de manera segura, instruyendo, en caso necesario, a las personas que deban de utilizarlas. De manera general se deben seguir las siguientes recomendaciones: Consultar en la tabla de corte los parámetros de ajuste, que corresponden a la boquilla en cuestión. Ajustar las presiones de los gases con las válvulas abiertas. Usar el manómetro de comprobación. Ajuste de la llama de calentamiento. a) En primer lugar abrir del todo la válvula de oxígeno de combustión en el soplete. b) Abrir un poco la válvula de acetileno o butano. c) Encender la mezcla. d) Ajustar en primer lugar el sobrante de acetileno. e) Después reducir el gas combustible hasta obtener una llama neutra. f) Abrir la válvula de oxígeno de corte; si es necesario, corregir la regulación de la llama neutra. El chorro de oxígeno para el corte tiene que salir de la boquilla recto y cilíndrico. No debe fluctuar. La llama de calentamiento debe rodear el chorro de oxígeno de forma concéntrica. El Supervisor de producción debe tener el criterio para determinar si la superficie del corte es o no aceptable, dependiendo si se trata de un corte estructural o de separación; así como sugerir la velocidad de corte y del numero de la boquilla elegida. TÉCNICAS DE TRABAJO De modo general, el Gerente de producción es responsable del área de trabajo y se encargará de que se sigan los siguientes pasos a la hora de iniciar los trabajos: 1. Corte manual con oxicorte: se ira calentando el material hasta que la chispa pase por debajo de la placa ver procedimiento en la figura 6.17 2. Para cortar con la máquina de plasma: Se deberá ajustar según la tabla de distancia de la boquilla de corte respecto a la placa. Como se observa en la figura 6.18 Una vez alcanzada la temperatura de ignición (rojo claro, incandescencia


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ligeramente chispeante), conectar el avance de la máquina y abrir poco a poco la válvula de oxígeno de corte (válvula dosificadora). 3. Corte con CNC: tomar los datos de ajuste de la tabla de perforación e introducirlos en el Control Automático asi como el plano en el programa CAD que sea compatible.

Figura 6.17 Procedimiento con oxicorte

Figura 6.18 Procedimiento con plasma


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Realización y secuencia de corte: Con la realización y la secuencia de corte correctas puede evitarse en gran medida la deformación, que se produce por la aportación de calor de la llama. Se debe observar lo siguiente: Primero cortar los sectores interiores. Elegir el sentido de corte de tal forma que los recortes puedan separarse solos. Conviene que la pieza quede unida a la placa base el tiempo máximo posible. Cortar dentro del marco.

CARACTERÍSTICAS DE EJECUCIÓN DE LOS OXICORTES Para ejecutar los cortes debe especificarse el numero de boquilla del cortador; dependiendo del espesor de la placa así como si el gas a utilizar es acetileno o butano y sobre todo que las válvulas y/o conexiones sean las adecuadas para INFRA o AGA; según la tabla 6.2

6.3.4 Calidad en los cortes En cuanto al oxicorte e incluso el corte por plasma, adecuados para la mayoría

No de Boquilla

Capacidad de corte:

SC-12-0 3/8" pulg. (9.53mm)

SC-12-1 5/8" pulg. (15.88mm)

SC-12-2 1 1/4" pulg. (31.75mm)

SC-12-3 2" pulg. (50.80mm)

SC-12-4 4" pulg. (101.60mm)

SC-12-5 8" pulg. (203.20mm)

Tabla 6.2 Numero de boquilla en función del espesor del corte


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de los aceros de construcción, aceros de fundición y aceros aleados (incluso inoxidables), son procesos relativamente sencillos con pocas variables a controlar. A pesar de ello, el número de talleres que optimizan realmente esas pocas variables (parámetros tecnológicos) es muy reducido, creando una falsa idea de que son procesos donde no se pueden conseguir buenos acabados ni mucho menos pequeñas tolerancias (del orden de 1 mm). Las imprecisiones dimensionales pueden ser debidas a trayectorias de corte erróneas, a movimientos de la placa o de las piezas durante el corte o a esfuerzos residuales en la placa. Todos los problemas y defectos que se citan a continuación, incluyendo sus causas y sus posibles soluciones, han sido preparados de datos obtenidos con la experiencia en taller y opiniones de los usuarios y sobre todo, de fabricantes de máquinas de oxicorte y plasma. La calidad de la superficie del corte para la fabricación de estructuras metálicas viene recomendada en normas Europeas los códigos en México aunque debieran prestar más atención a este proceso lo han dejado un poco de lado Los distintos errores observados por causas tecnológicas, se pueden clasificar en función del daño o defecto causado en la placa. Esta clasificación se establece con la finalidad de reconocer sus causas y posibilitar su posterior remedio. Debe hacerse notar que los errores son de tipo individual, es decir, debidos principalmente a un sólo parámetro, pero la combinación de varios de ellos puede dar lugar a contradicciones en los pronósticos de las causas que los originaron. También debe considerarse que para la elaboración de los defectos aquí listados no se han tenido en cuenta causas externas al proceso, como vibraciones de la propia máquina o de otras máquinas próximas en el taller, etc. Se asume además que el O2 empleado es de pureza estándar industrial.

DEFECTOS EN EL FILO SUPERIOR DEL CORTE. Fusión de las esquinas. El filo del corte, presenta un redondeo excesivo debido a la fusión del material en dicha zona. Este defecto se debe principalmente a una velocidad de corte demasiado baja o a una llama de corte (presión de O2) demasiado fuerte. También se puede deber a una distancia boquilla-placa demasiado grande o demasiado pequeña o a una mezcla con demasiado O2 (figura 6.19a)


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Formación de cadena de gotas fundidas. La cadena de gotas fundidas de la figura 6.19b, formadas sobre el filo de corte son debidas a suciedad, óxidos, etc. existentes en la superficie de la chapa. En segundo orden de magnitud pueden deberse a una distancia excesivamente pequeña entre boquilla-placa. Filo de corte colgante. La formación de un filo de corte colgante, con forma convexa sobre el filo ideal (a escuadra), se debe a una llama demasiado fuerte. Aún cuando la presión y mezcla de O2 es correcta se puede producir este defecto si la distancia entre boquilla y chapa es pequeña o la velocidad de corte es excesivamente lenta (figura 6.19c). Borde separado de la zona de corte con adherencia de escorias. En la figura 6.19d se puede observar este error causado generalmente por una distancia de la boquilla a la placa demasiado grande. Cuando la distancia es la correcta, se puede producir por una presión del O2 de corte demasiado alta.

DEFECTOS EN LA SUPERFICIE DEL CORTE: IRREGULARIDADES Todas las desviaciones e irregularidades de la superficie ideal de corte se definen de acuerdo a la distancia entre dos planos paralelos, separados por la sangría y creados por contacto entre la llama y los puntos superior e inferior de

Figura 6.19 Defectos propios de la arista superior del perfil cortado (Messer)


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la placa sobre el perfil de corte. Teóricamente, el ángulo correcto de la placa con la superficie cortada debe ser de 90º, de forma que la sangría debe permanecer constante a lo largo de todo el espesor de la placa. Concavidad bajo el borde superior. La concavidad que se produce en la parte inmediatamente inferior al borde superior de la superficie de corte se debe a una presión de O2 demasiado alta, que produce un chorro turbulento inicialmente, volviéndose laminar al penetrar en la placa. Este tipo de daños revela también suciedades en la boquilla (figura 6.20a). Estrechamiento del filo (sangría convergente). Este defecto se produce cuando ambas superficies de corte (derecha e izquierda), convergen hacia la parte inferior. Claramente indica un chorro de corte débil que puede ser debido a una velocidad demasiado alta, alta distancia de la boquilla o al empleo de una boquilla de diámetro demasiado pequeño para el espesor de la placa que se quiere cortar (figura 6.20b). Ensanchamiento del filo (sangría divergente). Es el defecto contrario al anterior, se consideran también las causas opuestas (figura 6.20c). Sección cóncava de la superficie del corte. La concavidad se produce a lo largo de toda la superficie, particularmente en la zona media (figura 6.20d). Se produce principalmente por una velocidad de corte demasiado elevada o por utilizar poca presión de O2. Otras causas secundarias son debidas a la boquilla, diámetro pequeño para el espesor considerado, suciedad o deterioro, etc. Sección ondulada de la superficie del corte. La sección transversal de corte presenta en este caso unas inflexiones cóncavas y convexas alternadas (figura 6.20e). Como en la mayoría de estos defectos, la alta velocidad de corte es la causa primordial. En este caso, el empleo de boquillas demasiado grandes o su vibración (causada por suciedad a lo largo de la guía, etc.) pueden también originar estas ondulaciones. Superficie de corte desviada de la vertical. Si las superficies son paralelas, sin defectos en su interior, debemos presuponer que la presión, velocidad, y distancia de la boquilla son correctas. Por lo tanto, este defecto sólo puede ser debido a un incorrecto posicionamiento angular del cortador. Ocasionalmente puede producirse por defectos superficiales o suciedad en la placa (figura 6.20f). Borde inferior redondeado. En la figura 6.20g se observa este defecto, pudiendo ser más o menos severo en función de ciertos daños sufridos por la boquilla.


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También puede producirse cuando la velocidad de corte es muy alta (flujo muy turbulento de la llama) Escalón en el borde inferior. Se trata de un defecto similar al anterior. Las causas son también las mismas aunque predominando el exceso de velocidad (figura 6.20h) Dirección defectuosa del corte y superficie transversal ondulada. La superficie de corte no sigue una línea recta, sino que presenta un contorno ondulado (figura 6.20i). Esta irregularidad en la dirección del corte se debe principalmente al exceso de velocidad o al elevado contenido de los aleantes. Causas secundarias pueden ser la suciedad o daños en la boquilla, contenido en Carbono elevado o llama con exceso de gas comburente. Si el control de la velocidad se hace de forma irregular también se manifiesta de esta forma.

Figura 6.20 Defectos en la superficie de la pieza cortada: Irregularidades (Messer)


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DEFECTOS EN LA SUPERFICIE DEL CORTE: MARCADO La separación y dirección de las líneas de marcado, forman un patrón que delata cómo se está realizando el proceso. El patrón ideal debe tener las marcas formando ángulo recto con el borde superior del corte y una pequeña desviación hacia atrás en el sentido de la marcha, con el borde inferior. Cualquier desviación, tanto en la dirección de las líneas de marcado cómo en la profundidad, denotará un mal empleo de alguno de los parámetros. Excesiva deflexión del marcado inferior. Es un defecto muy usual en este tipo de procesos y quizás el menos importante. La excesiva velocidad de corte es la causa principal. Cuando las exigencias de acabado no sean muy severas, es preferible utilizar una alta velocidad de corte aún cuando las marcas presenten dicha deflexión (figura 6.21a). Marcado superior con deflexión. El patrón superior se encuentra trasladado hacia la parte de atrás. Se debe a un ángulo incorrecto de la antorcha en la dirección del corte. (Figura 6.21b). Excesiva deflexión del marcado inferior hacia adelante. Normalmente indica que hay un defecto en la boquilla que produce un flujo de la llama muy turbulento (figura 6.21c). Deflexiones locales del patrón de marcado. Las irregularidades de las marcas del patrón que se manifiestan por deflexiones en uno u otro sentido (hacia adelante o hacia atrás) como las de la figura 6.21d, son causadas por líneas de segregación, inclusiones distribuidas (de zonas con distinta concentración de aleantes), inclusiones de escoria y otros defectos similares sobre la placa. Profundidad del marcado excesiva. Cuando en sentido transversal al corte, la profundidad de las marcas es excesiva, e independientemente del patrón de marcado que quede grabado sobre la superficie, esto indica que la velocidad de desplazamiento de la antorcha es demasiado alta o irregular. También puede deberse a una distancia demasiado corta entre boquilla-placa (figura 6.21e). Irregularidades en la profundidad del marcado. Las diferencias en cuanto a las profundidades de marcado, pasando desde un marcado normal al del caso anterior y viceversa (figura 6.21f), ponen de manifiesto que se ha producido irregularidad o exceso en la velocidad de corte.


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DEFECTOS EN LA SUPERFICIE DEL CORTE: CORTES INCOMPLETOS Son defectos caracterizados por la pérdida de continuidad del corte, produciendo defectos de separación, total o parcial, entre las superficies de corte. Zonas aisladas de corte interrumpido. En la figura 6.22a, se puede observar un defecto de este tipo, que se manifiesta por la aparición de un triángulo de material remanente, no cortado, en la parte inferior. Como es de esperar, se debe a una velocidad de corte excesiva o a una llama demasiado débil que no traspasa todo el espesor de la chapa. Grupos de zonas de corte interrumpido. Cuando se produce el mismo defecto anterior, pero esta vez en forma de grupos aislados e irregulares distribuidos a lo largo de una zona, significa no sólo que la velocidad es demasiado alta (llama demasiado débil) sino que además hay zonas oxidadas, escoria, etc. en la superficie de la placa (figura 6.22b). Zonas erosionadas en la parte inferior. Este fenómeno, caracterizado por grandes zonas erosionadas, durante intervalos irregulares, situados en la parte inferior (figura 6.22c), es una consecuencia usual del empleo de una velocidad de corte excesivamente lenta.

Figura 6.21 Defectos en la superficie del corte: Marcado (Messer)


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DEFECTOS POR LA ADHESION DE ESCORIA Los depósitos de escoria en la parte inferior o central de la superficie del corte son un defecto muy perjudicial para el proceso puesto que sólo pueden ser eliminados con dificultad. Barras de escoria adherida en la parte inferior. La formación de una "cadena" de escoria en el borde inferior de la superficie de corte (figura 6.23a) puede deberse a valores excesivamente bajos de la velocidad, aunque la causa más usual consiste en el empleo de boquillas demasiado pequeñas para el espesor. Otras causas secundarias son, una llama demasiado fuerte, o una llama con alto contenido de gas comburente Zonas de escoria incrustada en la superficie de corte. El defecto que se observa en la Figura 6.23b, se debe a un contenido en aleantes demasiado alto.

DEFECTOS DE AGRIETAMIENTO Las grietas pueden aparecer dentro o sobre la superficie de corte y son atribuibles al material. Las grietas visibles (sobre la superficie) son mucho más

Figura 6.22 Defectos en la superficie del corte: Cortes Incompletos (Messer)

Figura 6.23 Defectos por adhesión de escoria (Messer)


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frecuentes que las internas. Grietas en la superficie de corte. Las grietas que se esquematizan en la figura 6.24a, siempre visibles externamente, se producen por contenido en carbono o en aleantes demasiado elevado, acero susceptible a rotura térmica, insuficiente tratamiento térmico de la pieza, enfriamiento demasiado rápido, etc. Grietas internas en las proximidades a la superficie de corte. Las grietas aparecen dentro de la chapa, en zonas cercanas a la superficie de corte, sólo son visibles en una sección transversal (figura 6.24b). Las causas son análogas a las del caso anterior.

6.4 Armado

Antes de empezar el armado se debe revisar los defectos de laminación, o

suprimir marcas en relieve y eliminar impurezas adheridas, antes de proceder a

la soldadura, se realiza la tarea llamada armado; durante el proceso de armado

entendemos que las piezas se dejan colocadas y ensamblas a la medida

requerida y/o con las tolerancias de fabricación permitidas; generalmente las

piezas se dejan punteadas; es decir las piezas que se unirán con soldadura se

fijan fuertemente sin excesiva coacción, pero aportando la inmovilidad

necesaria para la aplicación de soldadura y su enfriamiento, de tal que

debemos buscar la manera de lograr la posición exacta para facilitar la tarea y

que durante el proceso de soldadura, o por golpes propios del trabajo estos

puntos no se puedan reventar; durante el armado para garantizar la fijación de

Figura 6.24 Defectos de agrietamiento (Messer)

http://www.construmatica.com/construpedia/Soldadura


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D.E.A.S.A.



las piezas a unir, se pueden efectuar algunos puntos de soldadura en número

necesario y suficiente para asegurar la inmovilidad. En muchos casos, estos

puntos de soldadura pueden considerarse en etapa de soldadura definitiva,

siempre que esté realizado con idoneidad por un soldador homologado, y

queden exentos de cualquier defecto.

El armado debe respetar la disposición y dimensiones de los elementos

indicados en los planos de taller. Se rechazan o rectifican aquellas piezas que

no permitan el armado de acuerdo a las especificaciones indicadas y referidas

en la normativa correspondiente.

Se forman los subconjuntos con sus uniones correspondientes. Debe

comprobarse la indeformabilidad de las uniones para el proceso de soldadura.

A veces cuando es mucha la aplicación de soldadura; esta deforma el material

por lo que habrá que enderezar las piezas en México no existe una

normatividad exacta para las tolerancias de fabricación; sin embargo en base a

experiencia; se considera que las tolerancias que más adelante

mencionaremos; son ideales para tenerlas como referencia. Lo que sí es un

hecho es no admitir ningún tipo de abolladuras (por efecto de compresión) ni

grietas (por efecto de tensión), que se produzcan durante la conformación.

Hay quienes no admiten que las piezas deben calentarse para enderezar y o

conformar la estructura de acero; esto carece de sentido y de sustento; pues el

calor controlado es la vía mas propicia para enderezar o conformar el acero;

solo debemos controlar la temperatura de calentamiento, el sistema de enfriado

y las precauciones a tener en cuenta para no producir alteraciones en la

estructura del acero, ni generar esfuerzos parásitos durante las etapas de

calentamiento y enfriamiento.

Se recomienda la conformación de placas en frío cuando el espesor de la placa

no supera los 10 mm (3/8”), o el radio de curvatura no sea inferior a 50 veces el

espesor; sin embargo como se ha mencionado la aplicación de calor suele ser

un medio muy eficiente y rápido

RECOMENDACIONES

http://www.construmatica.com/construpedia/Compresi%C3%B3n

http://www.construmatica.com/construpedia/Tracci%C3%B3n


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D.E.A.S.A.



a) Las piezas se calentarán a una temperatura máxima de 950ºC (rojo claro),

interrumpiéndose la operación cuando la temperatura disminuya debajo de

700ºC (rojo sombra), para volver a calentar la pieza. No es conveniente el

calentamiento directo con cortador deberá utilizarse “multiflama” como se

observa en la figura 6.25.

b) El enfriamiento se realizará al aire en calma, sin acelerarlo artificialmente.

c) Se tomarán todos los recaudos que sean necesarios para no alterar la

estructura del acero, ni introducir esfuerzos parásitos durante las etapas de

calentamiento y de enfriamiento.

Podemos recapitular que Esta operación tiene por objeto presentar en taller

cada uno de los elementos estructurales que lo requieran, ensamblando las

piezas que se han elaborado, sin forzarlas, en la posición relativa que tendrán

una vez efectuadas las uniones definitivas.

Se armará el conjunto del elemento, principalmente el que ha de unirse

definitivamente en taller como el que se unirá en obra.

Las piezas que han de unirse con tornillos calibrados o tornillos de alta

resistencia se fijarán con tornillos de armado, de diámetro no más de 3 mm

Figura 6.25 Boquillas de multiflama y calentamiento de una estructura

http://www.construmatica.com/construpedia/Acero


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D.E.A.S.A.



menor que el del barreno. Se colocará el número suficiente de tornillos de

armado apretados fuertemente con llave manual, para asegurar la inmovilidad

de las piezas armadas y el íntimo contacto entre las superficies de unión.

Las piezas que han de unirse con soldadura, se fijarán entre sí con medios

adecuados que garanticen, sin una excesiva coacción, la inmovilidad durante la

soldadura y enfriamiento subsiguiente, para conseguir exactitud en la posición y

facilitar el trabajo de soldadura. Para hacer coincidir la alineación y niveles de

las piezas deberán utilizarse cuñas y “sietes”. Como medio de fijación de las

piezas entre sí pueden emplearse puntos de soldadura depositados entre los

bordes de las piezas que van a unirse. El número y el tamaño de los puntos de

soldadura será el mínimo necesario para asegurar la inmovilidad.

Estos puntos de soldadura pueden englobarse en la soldadura definitiva si se

limpian perfectamente de escoria, no presentan fisuras u otros defectos, y

después se liman con esmeril sus cráteres extremos.

Con el armado se verifica que la disposición y la dimensión del elemento se

ajuste a las indicadas en los planos de taller debiendo trabajar con precisión y

limpieza puliendo las piezas como se observa en la figura 6.26.

Figura 6.26 Pulido y armado de una pieza


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Deberán rehacerse o rectificarse todas las piezas que no permitan el armado en

las condiciones arriba indicadas; en ocasiones existen cierta estructuras que

requieren precisiones muy ajustadas figura 6.27; cuando esto suceda la pieza

deberá someterse a un exhaustivo proceso de medición.

Finalizado el armado, y comprobada su exactitud, se procede a realizar la unión

definitiva de las piezas que constituyen las partes que hayan de llevarse

terminadas a la obra. Las prescripciones para las uniones atornilladas y para

las uniones soldadas, son objeto de Criterios de Ejecución aparte.

No se retirarán las fijaciones de armado hasta que quede asegurada la

indeformabilidad de las uniones.

Las piezas que se vayan a unir mediante soldaduras de filete deben colocarse

Figura 6.27 Medición rigurosa en una placa


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en un contacto tan íntimo como sea posible. La separación entre las piezas no

debe exceder, en general, 5 mm (3/16 pulg), salvo cuando se tengan perfiles o

placas con espesor de 76 mm (3 pulg) o mayor, en los que la separación no

pueda reducirse lo suficiente para cumplir con esta tolerancia al ensamblarlos

después de enderezarlos. En estos casos se acepta una separación máxima de

8 mm (5/16 pulg ), siempre que se emplee soldadura de respaldo o un material

apropiado de respaldo* para evitar que se escurra la soldadura fundida. Si la

separación es de 2 mm (1/16 pulg.) o mayor, se debe aumentar la pierna del

filete de soldadura en una cantidad igual a la separación, o demostrar que se ha

obtenido el tamaño de garganta requerido.

La separación de las superficies de contacto de juntas traslapadas o entre una

junta a tope y la placa de respaldo no deberá exceder de 2 mm (1/16 pulg). El

ajuste de las juntas en las superficies en contacto que no estén completamente

selladas por las soldaduras, debe ser tal, que excluya la posibilidad de que

entre agua después de pintarlas.

Se prohíbe el empleo de rellenos (“pescados”), salvo cuando se especifique en

los planos o se cuente con la aprobación específica del proyecto

Las piezas que se vayan a unir mediante soldaduras de penetración parcial

paralelas a la longitud de la pieza, exceptuando juntas en las que la transmisión

de esfuerzos sea por contacto directo, deben colocarse en un contacto tan

íntimo como sea posible. La separación entre piezas no debe exceder 5 mm

(3/16 pulg ), salvo en perfiles laminados o placas con espesor igual o mayor de

76 mm (3 pulg ) que después de haber sido enderezados y ensamblados no

puedan acercarse suficientemente para cumplir con la tolerancia. En esos

casos se acepta una separación máxima de 8 mm (5/16 pulg ), siempre que se

emplee soldadura de sellado u otro material apropiado de respaldo como se ve

en la figura 6.28, para evitar que la soldadura fundida se escurra, y la soldadura

final reúna los requisitos referentes al tamaño de la garganta.

*El respaldo para evitar el escurrimiento de la soldadura puede ser de fúndente,

cinta de vidrio, polvo de hierro o materiales similares, o puede obtenerse

mediante pasos en la raíz, depositados con electrodos de bajo contenido de


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hidrógeno u otros procesos de soldadura con arco.

Las partes que se vayan a unir mediante soldadura a tope de penetración, se alinean cuidadosamente. Cuando las piezas estén restringidas de manera efectiva contra flexión debida a excentricidad de la alineación, puede permitirse un desplazamiento con respecto al alineamiento teórico que no exceda de 10 por ciento del espesor de la pieza unida más delgada, pero en ningún caso mayor de 3 mm (1/8 pulg ). Cuando se corrijan desalineaciones en estos casos, se les de a las piezas una pendiente no mayor de 1 en 24, y la medida del desplazamiento se hace sobre el eje de las piezas, a menos que en los planos se indique de otra forma. Las dimensiones de la sección transversal de juntas soldadas de penetración que varíen más de las siguientes tolerancias, respecto a lo que aparece en los planos de detalles, deberán someterse a consideración de la Gerencia de Ingeniería y/o producción Las ranuras para soldaduras de penetración producidas mediante vaciado, deben estar de acuerdo con las dimensiones del perfil de ranuras que aparecen en las figuras 3 a 7. Los miembros que se vayan a soldar deben estar correctamente alineados y mantenerlos en posición mediante pernos, prensas, cuñas, contraventeos, puntales, otros dispositivos apropiados, o puntos de soldadura, hasta terminar

Figura 6.28 Unión de soldadura con placa de respaldo


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la colocación de la soldadura. Se deben considerar márgenes adecuados para tener en cuenta los retorcimientos y contracciones que se presenten al enfriarse la soldadura la figura 6.29 presenta una armadura 100% armada en taller.

6.4.1 Simulación de montaje en taller En ocasiones cuando hay tiempo y espacio es recomendable hacer un preesasamble en taller; es decir presentar las piezas como si ya estuvieran en el sitio de montaje; A partir de los planos de taller que el ingeniero de diseño realiza, se construyen en el taller las partes del mecano que una vez ensambladas formaran el conjunto de la estructura metálica; esto nos permite que no exita error alguno de la fabricación en el montaje; incluso cuando son marcos rígidos de secciones variables de hasta 30, 40 o 50mts de claro es conveniente presentarlos si el espacio nos los permite; así mismo puentes para

Figura 6.29 Elemento mecánico estructural armado en taller


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grúas viajeras se escuadran antes de enviarlos o obra; esta simulación de ensamble puede ser tan real que incluso se le colocan contraventeos y accesorios que el proyecto indica como se ve en la figura 6.30; donde dentro del taller se levantaron columnas simulando el ensamble 6.5 Soldadura de taller Ya hemos comentado bastante referente al proceso de soldadura; su diseño, calculo y aplicación sin embargo; en este tema trataremos algunas recomendaciones de su aplicación durante el proceso de fabricación (También aplica para soldadura en el montaje). 6.5.1 Seguridad en el proceso de soldadura.

Figura 6.30 Pre-ensamble dentro del taller


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Cuando se realiza una soldadura al arco durante la cual ciertas partes conductoras de energía eléctrica están al descubierto, el operador tiene que observar con especial cuidado las reglas de seguridad, a fin de contar con la máxima protección personal y también proteger a las otras personas que trabajan a su alrededor. En la mayor parte de los casos, la seguridad es una cuestión de sentido común. Los accidentes pueden evitarse si se cumplen las siguientes reglas: Equipo de protección personal como lo muestra la figura 6.31.

También es importante: Evitar tener en los bolsillos todo material inflamable

Figura 6.31 Equipo de seguridad personal


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como cerillos, encendedores o papel. No usar ropa de material sintético, use ropa de algodón.

Protección de la vista La protección de la vista es un asunto tan importante que merece consideración aparte. El arco eléctrico que se utiliza como fuente calórica y cuya temperatura alcanza sobre los 4.000° C, desprende radiaciones visibles y no visibles. Dentro de estas últimas, tenemos aquellas de efecto más nocivo como son los rayos ultravioletas e infrarrojos. En la figura 6.32 se ve la penetración de estos rayos en la retina; cuando se usan lentes protectores, estos filtran los rayos convirtiéndolos en rayos luminosos.

El tipo de quemadura que el arco produce en los ojos no es permanente, aunque sí es extremadamente dolorosa. Su efecto es como “tener arena

Figura 6.32 Influencia de los rayos sobre el ojo humano


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caliente en los ojos”. Para evitarla, debe utilizarse un lente protector (vidrio inactínico) que ajuste bien y, delante de éste, para su protección, siempre hay que mantener una cubierta de vidrio transparente, la que debe ser sustituida inmediatamente en caso de deteriorarse. A fin de asegurar una completa protección, el lente protector debe poseer la densidad adecuada al proceso e intensidad de corriente utilizada. La tabla 6.3 nos indica como seleccionar el lente adecuado: Escala de lentes a usar (en grados), de acuerdo al proceso de soldadura y arcorizado (arco-aire)

Nota: las áreas oscuras corresponden a los rangos en donde la operación de soldadura no

es normalmente usada.

Seguridad al usar una máquina soldadora Antes de usar la máquina de soldar al arco debe guardarse ciertas precauciones, conocer su operación y manejo, como también los accesorios y herramientas adecuadas. Para ejecutar el trabajo con facilidad y seguridad, debe observarse ciertas reglas muy simples:

MAQUINA SOLDADORA (Fuente de Poder)

Tabla 6.3 Escala de vidrios a utilizar de acuerdo al proceso

Tabla 6.3 Escala de vidrios a utilizar de acuerdo al proceso


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Circuitos con Corriente: En la mayoría de los talleres el voltaje usado es 220 ó 380 volts. El operador debe tener en cuenta el hecho que estos son voltajes altos, capaces de inferir graves lesiones. Por ello es muy importante que ningún trabajo se haga en los cables, interruptores, controles, etc., antes de haber comprobado que la máquina ha sido desconectada de la energía, abriendo el interruptor para desenergizar el circuito como lo muestra la figura 6.32. Cualquier inspección en la máquina debe ser hecha cuando el circuito ha sido desenergizado.

Línea a Tierra: Todo circuito eléctrico debe tener una línea a tierra para evitar que la posible formación de corrientes parásitas produzca un choque eléctrico al operador, cuando éste, por ejemplo, llegue a poner una mano en la carcaza de la máquina. Nunca opere una máquina que no tenga su línea a tierra. Como se ve en la figura 6.34

Figura 6.33 Circuito abajo para desenergizar


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Cambio de Polaridad: El cambio de polaridad se realiza para cambiar el polo del electrodo de positivo (polaridad invertida) a negativo (polaridad directa); como se observa en la figura 6.35. No cambie el selector de polaridad si la máquina está operando, ya que al hacerlo saltará el arco eléctrico en los contactos del interruptor, destruyéndolos. Si su máquina soldadora no tiene selector de polaridad, cambie los terminales cuidando que ésta no esté energizada.

Figura 6.34 En la conexión a tierra se usara cualquier conductor, metálico que toque el elemento a soldar

Figura 6.35 Cambio de polaridad


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Cambio del Rango de Amperaje: En las máquinas que tienen 2 o más escalas de amperaje no es recomendable efectuar cambios de rango cuando se está soldando, esto puede producir daños en las tarjetas de control, u otros componentes tales como circuitos, diodos, transistores, etc. En la figura 6.36 se observa la realización del cambio de amperaje. En máquinas con “clavijas” no se debe cambiar el amperaje cuando el equipo está soldando ya que se producen serios daños en los contactos eléctricos, causados por la aparición de un arco eléctrico al interrumpir la corriente. En máquinas de control manual móvil, no es aconsejable regular el amperaje soldando, puesto que se puede dañar el mecanismo que de la biela de control

Línea a Tierra

Circuito de Soldadura: Cuando no está en uso el porta electrodos, nunca debe ser dejado encima de la mesa o en contacto con cualquier otro objeto que tenga una línea directa a la superficie donde se suelda. El peligro en este caso es que el porta electrodo, en contacto con el circuito a tierra, provoque en el transformador del equipo un corto circuito como se aprecia en la figura 6.37. La soldadura no es una

Figura 6.36 Cambio de rango de amperaje


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operación riesgosa si se respetan las medidas preventivas adecuadas. Esto requiere un conocimiento de las posibilidades de daño que pueden ocurrir en las operaciones de soldar y una precaución habitual de seguridad por el operador.

EMAS GENERALES DE SOLDADURA Riesgos de Incendio: Nunca se debe soldar en la proximidad de líquidos inflamables, gases, vapores, metales en polvo o polvos combustibles. Como se ilustra en la figura 6.38 Cuando el área de soldadura contiene gases, vapores o polvos, es necesario mantener perfectamente aireado y ventilado el lugar mientras se suelda. Nunca soldar en la vecindad de materiales inflamables o de combustibles no protegidos.

Figura 6.37 Circuito de soldadura

Figura 6.38 Riesgo de incendio al soldar


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Ventilación: Soldar en áreas confinadas sin ventilación adecuada puede considerarse una operación arriesgada, porque al consumirse el oxígeno disponible, a la par con el calor de la soldadura y el humo restante, el operador queda expuesto a severas molestias y enfermedades; por tal motivo se debe tener una extracción de humos al soldar como se observa en la figura 6.39

Humedad: La humedad entre el cuerpo y algo mojado forma una línea a tierra que puede conducir corriente al cuerpo del operador y producir un choque eléctrico; la figura 6.40 representa descargas que pueden generarse al soldar superficies mojadas. El operador nunca debe estar sobre una poza o sobre suelo húmedo cuando suelda, como tampoco trabajar en un lugar húmedo.

Figura 6.39 Extracción de humo al soldar


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Deberá conservar sus manos, vestimenta y lugar de trabajo continuamente secos.

Riesgos de Incendio

V

Seguridad en Soldadura de Estanques Soldar recipientes que hayan contenido materiales inflamables o combustibles es una operación de soldadura extremadamente peligrosa. A continuación se detallan recomendaciones que deben ser observadas en este tipo de trabajo: a) Preparar el estanque para su lavado:

La limpieza de recipientes que hayan contenido combustibles debe ser efectuada sólo por personal experimentado y bajo directa supervisión. No debe emplearse hidrocarburos clorados (tales como tricloroetileno y tetracloruro de carbono), debido a que se descomponen por calor o radiación

Figura 6.40 Corriente generada por humedad Circuito de soldadura


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de la soldadura, para formar fosfógeno, gas altamente venenoso. b) Métodos de lavado: La elección del método de limpieza depende

generalmente de la sustancia contenida. Existen tres métodos: agua, solución química caliente y vapor.

c) Preparar el estanque para la operación de soldadura: Al respecto existen dos tratamientos:

Agua

Gas CO2-N2

El proceso se observa en la figura 6.41 y consiste en llenar el estanque a soldar con alguno de éstos fluidos, de tal forma que los gases inflamables sean desplazados desde el interior.

Figura 6.41 Seguridad al soldar estanques de agua Circuito de soldadura


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6.5.2 Costos en la soldadura en función de la materia prima Introducción Cada trabajo de soldadura presenta al diseñador y calculista sus propias características y dificultades, por lo cual, el modelo de costos que a continuación se desarrolla, propone un rango de generalidad amplio que permite abarcar cualquier tipo de aplicación. Por otro lado, se intenta enfocar el problema con un equilibrio justo entre la exactitud y la simplicidad, es decir proponiendo fórmulas de costos de fácil aplicación, aun cuando ello signifique eliminar términos de incidencia leve en el resultado buscado. La tabla 6.4 presenta unas formulas de base de costos de la soldadura

Nota: A continuación se definen conceptos previamente mencionados, además de rangos con valores de los parámetros que son normales en toda la industria de la soldadura.

1. Peso metal depositado: La tabla 6.5 representa la cantidad de metal de aporte necesario para completar una unión soldada. Relación para determinar peso metal depositado.

Pmd = Área Seccional x longitud x densidad aporte. Cantidad de material de aporte depositado en una unidad de tiempo.

Tabla 6.4 Bases de cálculo del costo por metro lineal Circuito de soldadura


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2. Eficiencia de aportación: La tabla 6.6 representa la relación entre el metal efectivamente depositado en porcentaje según el proceso y tipo de electrodos requeridos para efectuar ese depósito

3. Velocidad de Deposición: Las tablas 6.7 ilustran gráficamente la cantidad de material de aporte depositado en una unidad de tiempo dependiendo el proceso de soldadura

Tabla 6.6 Eficiencia de aporte según el proceso

Tabla 6.5 Material depositado de acuerdo al tipo de unión


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Tabla 6.7(b) Velocidad de deposición con arco sumergido

Tabla 6.7(a) Velocidad de deposición con electrodo manual


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Tabla 6.7(d) Velocidad de deposición con MIG solido

Tabla 6.7(c) Velocidad de deposición con MIG tubular con protección


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Factor de Operación: Se define como la relación entre el tiempo en que ha existido arco y el tiempo real o tiempo total pagado

Proceso Factor de

Operación (%)

Electrodo Manual 5-30

MIG Sólido 10-60

MIG Tubular 10-60

TIG 5-20

Arco Sumergido 50-10

Tabla 6.7(e) Velocidad de deposición con MIG tubular sin protección


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Flujo Gas: Cantidad de gas necesario para protección por unidad de tiempo.

Factor de Uso de Fundente: Cantidad de fundente efectivamente empleado

por kg. de alambre depositado.

En el diseño o fabricación de cualquier componente, hay tres consideraciones fundamentales que deben estar siempre presentes. EFICIENCIA, COSTO y APARIENCIA 6.5.3 Costo de la soldadura en función del proceso Es especialmente importante, cuando es alto o cuando representa una proporción significativa del total estimado para un proyecto o un contrato. Como la soldadura está relacionada directamente a otras operaciones, nunca debe ser considerada y costeada aisladamente. Cualquier operación de fabricación de productos incluye generalmente: 1. Abastecimiento y almacenamiento de materias primas 2. Preparación de estos materiales para soldadura corte, etc. 3. Armado de los componentes 4. Soldadura. 5. Operaciones mecánicas subsecuentes 6. Tratamientos Térmicos. 7. Inspección. Dado que cada una de estas operaciones representa un gasto, es posible

Proceso Proceso Flujo Gas

(m3/hr)

MIG Sólido 0.8-1.2

MIG Tubular 1.0-1.4

TIG 0.5-1.0

Proceso Factor de uso fundente (%)

Arco Sumergido 80-100


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representar la composición del costo total, como se indica en la figura 6.42 En este ejemplo, el costo de material, costo de soldadura y operaciones mecánicas representan 30%, 40% y 15% respectivamente del costo total; el costo de las tres últimas operaciones constituye sólo un 15% del total. Es por lo tanto evidente, que la operación de soldadura misma es importante y debe ser adecuadamente costeada y examinada en detalle, para determinar donde efectuar reducciones efectivas de costo

Composición del Costo de Soldadura

Los principales componentes del costo de soldadura son:

a) Costo de Consumibles (electrodo, fundente gases de protección, electricidad,

etc.)

b) Costo de Mano de Obra.

c) Gastos Generales.

Figura 6.42 Costo del proceso de soldadura


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Costo de Consumibles Al considerar que existen numerosos procesos de soldadura y que cada uno tiene rendimientos diferentes, la cantidad total de consumibles que deben ser adquiridos varía considerablemente entre uno y otro. Los dos primeros items son costos directos de soldadura. Sin embargo, gastos generales incluye numerosos items indirectamente asociados con la soldadura, como son: depreciación, mantención, capacitación de personal, supervisión técnica, etc. La tabla 6.8 indica los requerimientos de consumibles para varios procesos de soldadura:

El único consumible cuyo costo no ha sido considerado es la energía eléctrica. Para todos los procesos de soldadura por fusión, puede ser considerado aproximadamente como 4,0 KW hr/kg. de soldadura de acero depositado. Esto toma en cuenta la pérdida de energía en el equipo, como también el máximo de

Tabla 6.8 Requerimientos de consumibles


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carga KVA, y es por lo tanto un valor promedio. Sin embargo, el costo de energía se puede determinar a través de la siguiente relación:

Costo Mano de Obra Con excepción de ciertas aplicaciones semi-automáticas y automáticas, el costo de mano de obra, hoy en día, representa la proporción más significativa del costo total en soldadura. El costo de mano de obra para producir una estructura soldada, depende de la cantidad de Soldadura necesaria, Velocidad de Deposición, Factor de Operación y Valor de Mano de Obra. El FACTOR DE OPERACION ha sido definido como la razón entre el tiempo real de arco y tiempo total que se paga al operador expresado en porcentaje. Así el intervalo de factores de operación, dependerá del proceso de soldadura y su aplicación. El diseño de la unión decide la cantidad de soldadura requerida y a menudo la intensidad de energía que se debe emplear al soldar. Sin embargo, los dos principales items que controlan los costos de mano de obra son velocidad de deposición y factor de operación como se ve en la grafica representada en la figura 6.43.

Figura 6.43 Método de aplicación y factor de operación.


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Las graficas de la figura 6.44 muestran las relaciones generales entre: velocidad de deposición y costo de mano de obra. El lado (A) muestra que la cantidad de deposición aumenta a medida que es elevada la corriente de soldadura. Esto se aplica generalmente a todos los 15 procesos de Soldadura al Arco El lado (B) muestra que en cantidades altas de deposición, los costos de mano de obra por kilo de metal depositado tienden a disminuir.

Costos de Mano de Obra por Kilo

SELECCION DEL ELECTRODO ADECUADO Para escoger el electrodo adecuado es necesario analizar las condiciones de trabajo en particular y luego determinar el tipo y diámetro de electrodo que más se adapte a estas condiciones. Este análisis es relativamente simple, si el operador se habitúa a considerar los siguientes factores: 1 Naturaleza del metal base. 2 Dimensiones de la sección a soldar.

Figura 6.44 Intensidad de corriente (A) y Costo de mano de obra (B)


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3 Tipo de corriente que entrega su máquina soldadora. 4 En qué posición o posiciones se soldará. 5 Tipo de unión y facilidad de fijación de la pieza. 1 Si el depósito debe poseer alguna característica especial, como son: resistencia a la corrosión, gran resistencia a la tracción, ductilidad, etc. 2 Si la soldadura debe cumplir condiciones de alguna norma o especificaciones especiales. Después de considerar cuidadosamente los factores antes indicados, el Gerente de producción no debe tener dificultad en elegir un electrodo, el cual le dará un arco estable, depósitos parejos, escoria fácil de remover y un mínimo de salpicaduras, que son las condiciones esenciales para obtener un trabajo óptimo.

ALMACENAMIENTO DE ELECTRODOS Todos los revestimientos de electrodos contienen H2O. Algunos tipos como los celulósicos requieren un contenido mínimo de humedad para trabajar correctamente (4% para un AWS E-6010). En otros casos, como en los de bajo hidrógeno, se requieren niveles bajísimos de humedad; 0.4% para la serie 70 (Ej. 7018), 0.2% para la serie 80 (Ej. E-8018); 0.15% para las series 90, 100, 110 y 120 (Ej. 9018, 11018, 11018 y 12018). Este tema es de particular importancia cuando se trata de soldar aceros de baja aleación y alta resistencia, aceros templados y revenidos o aceros al carbono-manganeso en espesores gruesos. La humedad del revestimiento aumenta el contenido de hidrógeno en el metal de soldadura y de la zona afectada térmicamente (ZAT). Este fenómeno puede originar fisuras en aceros que presentan una estructura frágil en la ZAT, como los mencionados anteriormente. Para evitar que esto ocurra se debe emplear electrodos que aporten la mínima cantidad de hidrógeno (electrodos bajo hidrógeno, Ej. 7018), y además un procedimiento de soldadura adecuado para el material base y tipo de unión (precalentamiento y/o post-calentamiento según sea el caso). De todo lo anterior se puede deducir fácilmente la importancia que tiene el buen almacenamiento de los electrodos. De ello depende que los porcentajes de


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humedad se mantengan dentro de los límites requeridos y así el electrodo conserve las características necesarias para producir soldaduras sanas y libres de defectos. Como las condiciones de almacenamiento y reacondicionamiento son diferentes para los diversos tipos de electrodos, se agrupo a aquellos cuyas características son semejantes, a fin de facilitar la observación de estas medidas.

Previamente definiremos los siguientes conceptos:

A. Condiciones de Almacenamiento: Son aquellas que se deben observar al almacenar en cajas cerradas. En Tabla 6.9 se dan las recomendaciones para el acondicionamiento de depósitos destinados al almacenamiento de electrodos.

B. Condiciones de Mantención: Son las condiciones que se deben observar una vez que los electrodos se encuentran fuera de sus cajas. En Tabla 6.10 se indican estas condiciones.

C. Reacondicionamiento o resecado: Aquellos electrodos que han absorbido humedad más allá de los límites recomendados por la norma requieren ser reacondicionados, a fin de devolver a los electrodos sus características. En los electrodos sus características. En Ia tabla 6.9 se indican las recomendaciones para el reacondicionamiento de electrodos.

La operación de resecado no es tan simple como parece. Debe realizarse en hornos con circulación de aire. En el momento de introducir los electrodos en el horno, la temperatura del mismo no debe superar los 100ºC y las operaciones de calentamiento y enfriamiento deben efectuarse a una velocidad de alrededor de 200ºC/H, para evitar la fisuración y/o fragilización del revestimiento.


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Algunas recomendaciones sobre el uso de electrodos bajo hidrógeno; se encuentran indicadas en Tabla 6.11 y son una guía para el uso, que surge de la experiencia y de los resultados de distintas investigaciones.

Tabla 6.9 Condiciones de almacenamiento y mantención de electrodos


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Tabla 6.10 Recomendaciones para el resecado de electrodos


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Tabla 6.11 Recomendaciones para el uso de electrodos de bajo hidrógeno


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6.5.3 Problemas y defectos comunes de la soldadura y posibles causas Aunque ya se menciono en el capitulo 5.10.6; ahora repasaremos ese mismo tema pero proponiendo soluciones para esos defectos (consideremos siempre que quien aplique la soldadura es personal calificado). Las figuras 5.45; representan del lado izquierdo los diferentes defectos en la soldadura y del lado derecho aparecen las causas probables y su recomendaciones para evitarlas.

Figura 6.45(a) Defecto de mal aspecto

Figura 6.45(b) Defecto de penetración excesiva


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Figura 6.45(c) Defecto de salpicadura excesiva

Figura 6.45(d) Defecto de arco desviado


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Figura 6.45(f) Defecto de soldadura agrietada

Figura 6.45(e) Defecto de soldadura porosa


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Figura 6.45(h) Defecto de soldadura quebradiza

Figura 6.45(g) Defecto de soldadura con comba


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Figura 6.45(j) Defecto de falta de fusión

Figura 6.45(i) Penetración incompleta


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Figura 6.45(k) Defecto de soldadura con distorsión (deformación)

Figura 6.45(l) Defecto de soldadura con socavado


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6.5.4 Sistema arco manual Descripción del Proceso El sistema de soldadura Arco Manual, se define como el proceso en que se unen dos metales mediante una fusión localizada, producida por un arco eléctrico entre un electrodo metálico y el metal base que se desea unir. La soldadura al arco se conoce desde fines del siglo pasado. En esa época se utilizaba una varilla metálica descubierta que servía de metal de aporte. Pronto se descubrió que el oxígeno y el nitrógeno de la atmósfera eran causantes de fragilidad y poros en el metal soldado, por lo que al núcleo metálico se le agregó un revestimiento que al quemarse se gasificaba, actuando como atmósfera protectora, a la vez que contribuía a mejorar notablemente otros aspectos del proceso; como se aprecia en la figura 6.46 El electrodo consiste en un núcleo o varilla metálica, rodeado por una capa de revestimiento, donde el núcleo es transferido hacia el metal base a través de una zona eléctrica generada por la corriente de soldadura. El revestimiento del electrodo, que determina las características mecánicas y químicas de la unión, está constituido por un conjunto de componentes minerales y orgánicos que cumplen las siguientes funciones: 1 Producir gases protectores para evitar la contaminación atmosférica y gases ionizantes para dirigir y mantener el arco. 2 Producir escoria para proteger el metal ya depositado hasta su solidificación. 3 Suministrar materiales desoxidantes, elementos de aleación e hierro en polvo.

Figura 6.46 Principio del proceso de arco manual


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ELECTRODOS PARA SOLDAR ACERO AL CARBONO Procedimiento para soldar con arco manual Los mejores resultados se obtienen manteniendo un arco mediano, con lo que se logra una fusión adecuada, permitiendo el escape de gases además de controlar la forma y apariencia del cordón. Para filetes planos y horizontales, conviene mantener el electrodo en un ángulo de 45° respecto a las planchas, efectuar un pequeño avance y retroceso del electrodo en el sentido de avance. Con ello se logra una buena fusión al avanzar, se controla la socavación y la forma del cordón al retroceder al cráter. Para filetes verticales ascendentes, se mantiene el electrodo perpendicular a la plancha moviéndolo en el sentido de avance. El movimiento debe ser lo suficientemente rápido y la corriente adecuada para permitir alargar el arco y no depositar cuando se va hacia arriba, para luego bajar al cráter y depositar el metal fundido, controlando la socavación y ancho del cordón. La soldadura sobrecabeza se ejecuta en forma similar a la horizontal, pero la oscilación en el sentido de avance debe ser mayor para permitir que el metal depositado en el cráter se solidifique. Cuando se suelda vertical descendente, el cordón de raíz se hace con un avance continuo, sin oscilar, y la fuerza del arco se dirige de tal manera que sujete el baño de fusión. Para los pases sucesivos se puede usar una oscilación lateral. 6.5.5 Sistema MIG Descripción del Proceso El sistema MIG fue introducido a fines del año 1940. El proceso es definido por la AWS como un proceso de soldadura al arco, donde la fusión se produce por calentamiento con un arco entre un electrodo de metal de aporte continuo y la pieza, donde la protección del arco se obtiene de un gas suministrado en forma externa, el cual protege el metal líquido de la contaminación atmosférica y ayuda a estabilizar el arco. La figura 6.47 indica esquemáticamente una soldadura por sistema MIG


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En el sistema MIG, un sistema de alimentación impulsa en forma automática y a velocidad predeterminada el alambre-electrodo hacia el trabajo o baño de fusión, mientras la pistola de soldadura se posiciona a un ángulo adecuado y se mantiene una distancia tobera-pieza, generalmente de 10 mm. El sistema MIG posee cualidades importantes al soldar aceros, entre las que sobresalen: 1 El arco siempre es visible para el operador. 2 La pistola y los cables de soldadura son ligeros, haciendo muy fácil su manipulación. 3 Es uno de los más versátiles entre todos los sistemas de soldadura. 4 Rapidez de deposición. 5 Alto rendimiento. 6 Posibilidad de automatización.

Figura 6.47 Representación del sistema MIG

Figura 6.46 Principio del proceso MIG


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Diagrama esquemático del equipo MIG El sistema MIG, se representa en la figura 6.48 y requiere del siguiente equipo: 1 Una máquina soldadora

2 Un alimentador que controla el avance del alambre. a la velocidad

requerida. 3. Una pistola (antorcha) de soldar para dirigir directamente el alambre al área de soldadura.

4. Un gas protector, para evitar la contaminación del baño de soldadura 5. Un carrete de alambre de tipo y diámetro específico.

Resumen del Proceso El sistema MIG es un proceso de soldadura por arco eléctrico, en el cual un alambre es automática y continuamente alimentado hacia la zona de soldadura a una velocidad constante y controlada. El área de soldadura y arco están debidamente protegidas por una atmósfera gaseosa suministrada externamente, que evita la contaminación. El voltaje, amperaje y tipo de gas de protección, determinan la manera en la

Figura 6.48 Diagrama de equipo del sistema MIG


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cual se transfiere el metal desde el alambre-electrodo al baño de soldadura. Para comprender mejor la naturaleza de estas formas de transferencia en el sistema MIG, a continuación las detallaremos. Transferencia Metálica En soldadura MIG, las gotas de metal fundido son transferidas a través del arco, desde un alambre-electrodo alimentado continuamente, a la zona de soldadura. En la figura 6.49 se esquematiza el proceso; para un diámetro dado de electrodo (d), con una protección gaseosa, la cantidad de corriente determina el tamaño de las gotas (D) y el número de ellas que son separadas desde el electrodo por unidad de tiempo: Zona A: A valores bajos de amperaje, las gotas crecen a un diámetro que es varias veces el diámetro del electrodo antes que éstas se separen. La velocidad de transferencia a bajos amperajes es sólo de varias gotas por segundo. Zona B: A valores intermedios de amperaje, el tamaño de las gotas separadas decrece rápidamente a un tamaño que es igual o menor que el diámetro del electrodo, y la velocidad de separación aumenta a varios cientos por segundo. Zona C: A valores altos de amperaje, la velocidad de separación aumenta a medida que se incrementa la corriente, las gotas son bastante pequeñas.

Existen tres formas de transferencia metálica:

1 Transferencia “Spray” o de Rocío. 2 Transferencia “Globular”. 3 Transferencia en “Corto-Circuito”.


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Transferencia Spray El metal es transportado a alta velocidad en partículas muy finas a través del arco. La fuerza electromagnética es bastante fuerte para expulsar las gotas desde la punta del electrodo en forma lineal con el eje del electrodo, sin importar la dirección a la cual el electrodo está apuntando. Se tiene transferencia Spray al soldar, con Argón, acero inoxidable y metales no ferrosos

Figura 6.49 Transferencia metálica


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como el aluminio; el principio de este proceso se puede ver en la figura 6.50

Transferencia Globular El metal se transfiere en gotas de gran tamaño. La separación de las gotas ocurre cuando el peso de éstas excede la tensión superficial que tiende a sujetarlas en la punta del electrodo; como se aprecia en la figura 6.51. La fuerza electromagnética que actuaría en una dirección para separar la gota, es pequeña en relación a la fuerza de gravedad en el rango de transferencia globular (sobre 250 Amps.) La transferencia globular se utiliza para soldar acero dulce en espesores mayores a 1/2" (12,7 mm.), en que se requiere gran penetración

Figura 6.50 Principio de transferencia en Spray

Figura 6.51 Principio de transferencia globular


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Transferencia por Corto Circuito En la figura 6.52 se puede ver que el metal no es transferido libremente a través del arco, sino que se deposita, cuando la punta del electrodo toca el metal base. Los cortos circuitos producidos por el contacto del electrodo con el baño fundido, ocurren con mucha regularidad, hasta 200 o más veces por segundo. El resultado final es un arco muy estable usando baja energía (inferior a 250 Amps.) y bajo calor. El bajo calor reduce a un mínimo la distorsión, deformación del metal y otros efectos metalúrgicos perjudiciales. Esta transferencia metálica se obtiene en presencia de dióxido de carbono (CO

2).

La figura 6.53 ilustra, por medio de trazos oscilográficos, la secuencia del voltaje y de la corriente durante un ciclo típico de soldadura por corto circuito.

Figura 6.52 Principio de transferencia por corto circuito

Figura 6.53 Ciclo de corriente y voltaje


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Electrodos y Protección Gaseosa El propósito principal del gas de protección es desplazar el aire en la zona de soldadura y así evitar su contaminación por nitrógeno, oxígeno y vapor de agua. Estas impurezas afectan las propiedades del metal de soldadura.

Gases Protectores Gases inertes y activos se emplean en el sistema MIG. Cuando se desea soldar metales no ferrosos, se emplea gases inertes debido a que ellos no reaccionan con los metales. Los gases inertes usados en sistema MIG son: Argón, Helio y mezclas de Argón-Helio. Sin embargo, en la soldadura de metales ferrosos se puede emplear gases inertes o activos. Gases activos como: Dióxido de Carbono, Mezclas de Dióxido de Carbono, o gases protectores que contienen algún porcentaje de Oxígeno. Estos gases no son químicamente inertes y pueden formar compuestos con los metales. Hay varios factores que es necesario considerar al determinar el tipo de gas de protección a emplear. Estos son: 1.- Tipo de metal base. 2.- Características del arco y tipo de transferencia metálica. 3.- Velocidad de soldadura.. 4.- Tendencia a provocar socavaciones. 5.- Penetración, ancho y forma del depósito de soldadura

6.- Disponibilidad 7.- Costo del gas 8. -Requerimientos de propiedades mecánicas.

La tabla 6.12 indica aplicaciones, características y mezclas más comunes en la soldadura empleadas por el sistema MIG:


342


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Máquinas Soldadoras En este proceso la máquina de soldar más empleada es aquella del tipo corriente continua y de voltaje constante, o sea, una máquina que mantiene voltaje constante en el arco, sin que lo afecten variaciones de corriente en el arco. Es importante señalar, que este tipo de máquina de soldar puede ser usada sólo para soldadura semiautomática. La curva característica de este tipo de máquina se indica en la figura 6.54

Tabla 6.12 Características en la soldadura para el sistema MIG

Figura 6.54 Corriente contra voltaje


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Cuando se usa una máquina de soldar de tipo voltaje constante, existen pocos cambios en el resultado del voltaje del arco, comparado con el cambio relativamente grande en la corriente de soldadura. Por ejemplo, como se puede ver en la figura, 6.54 la longitud del arco se acorta, aumenta notablemente la corriente de soldadura. Esto produce un aumento del promedio de consumo, equilibrando la longitud del arco al nivel deseado. El principio está basado en el hecho de que la máquina de soldar de voltaje constante cambia la salida de corriente, para poder obtener la caída de tensión apropiada en el secundario del sistema de soldadura. En este sistema, el ajuste de la longitud del arco es controlado al fijarse la magnitud del voltaje en la máquina de soldar, mientras que la corriente de soldar está controlada por medio de la velocidad en el alimentador de alambre TABLA DE REGULACION DEL SISTEMA MIG La tabla 6.13 indica la regulación para uniones a tope con alambre solido en aceros de mediana y baja aleación

Tabla 6.13 Regulación de la maquina


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PROCESO MIG. La AWS clasifica los alambres sólidos, usando una serie de números y letras. Para aceros al carbono, la clasificación está basada en las propiedades mecánicas del depósito de soldadura y su composición química Una típica clasificación de electrodo MIG para soldadura de acero es: ER-70S-6 Donde 1.- La letra E indica electrodo 2.- La letra R indica varilla 3.- Los dos dígitos siguientes (o tres) indican la resistencia a la tracción en

miles de libras/pulg2.

4.- La letra S indica que el tipo de alambre es sólido. 5.- El dígito, o letra y dígito indica la composición química especial del electrodo. 6.5.6 Sistema TIG Descripción del Proceso En nuestros días, las exigencias tecnológicas en cuanto a calidad y confiabilidad de las uniones soldadas, obligan a adoptar nuevos sistemas, destacándose entre ellos la soldadura al Arco con Electrodo de Tungsteno y Protección Gaseosa (TIG). El sistema TIG es un sistema de soldadura al arco con protección gaseosa, que utiliza el intenso calor de un arco eléctrico generado entre un electrodo de tungsteno no consumible y la pieza a soldar, donde puede o no utilizarse metal de aporte. Se utiliza un gas de protección cuyo objetivo es desplazar el aire, para eliminar la posibilidad de contaminación de la soldadura por el oxígeno y nitrógeno presentes en la atmósfera. Como gas protector se puede emplear Argón o Helio, o una mezcla de ambos. La característica más importante que ofrece este sistema es entregar alta calidad de soldadura en todos los metales, incluyendo aquellos difíciles de soldar, como también para soldar metales de espesores delgados y para depositar cordones de raíz en unión de tuberías. Las soldaduras hechas con sistema TIG son más fuertes, más resistentes a la corrosión y más dúctiles que las realizadas con electrodos convencionales. Cuando se necesita alta calidad y mayores requerimientos de terminación, se hace necesario utilizar el sistema TIG para lograr soldaduras homogéneas, de


345


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buena apariencia y con un acabado completamente liso. La figura 6.55 indica esquemáticamente una soldadura por sistema TIG.

Características y Ventajas del Sistema TIG No se requiere de fundente, y no hay necesidad de limpieza posterior en la soldadura. No hay salpicadura, chispas ni emanaciones, al no circular metal de aporte a través del arco. Brinda soldaduras de alta calidad en todas las posiciones, sin distorsión. Al igual que todos los sistemas de soldadura con protección gaseosa, eárea de soldadura es claramente visible. El sistema puede ser automatizado, controlando mecánicamente la pistola y/o el metal de aporte. Equipo El equipo para sistema TIG se representa en la figura 5.55 y consta básicamente de: Fuente de poder Unidad de alta frecuencia Pistola Suministro gas de protección Suministro agua de enfriamiento

Figura 6.54 Corriente contra voltaje


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La pistola asegura el electrodo de tungsteno que conduce la corriente, el que está rodeado por una boquilla de cerámica que hace fluir concéntricamente el gas protector.

La pistola normalmente se refrigera por aire. Para intensidades de corriente superiores a 200 Amps. Se utiliza refrigeración por agua, para evitar el recalentamiento del mango. Electrodos para Sistema TIG Los electrodos para sistema TIG, están fabricados con tungsteno o aleaciones de tungsteno, lo que lo hace prácticamente no consumibles, ya que su punto de fusión es sobre los 3.800° C. La tabla 6.14 muestra la forma de identificación

Figura 6.55 Equipo para soldar con sistema TIG

Tabla 6.14 Identificación de los electrodos


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Su identificación se realiza por el color de su extremo: Diámetros más utilizados: 1.6 mm (1/16"), 2.4 mm (3/32"), 3.2 mm (1/8"). Largos standard: 3" y 7". La adición de 2% de torio permite una mayor capacidad de corriente, mejor iniciación y estabilidad del arco. En la tabla 6.15 se presenta la selección de Electrodos de acuerdo al tipo de corriente a utilizar. CAAF : Corriente Alterna y Alta frecuencia. CCEN : Corriente Continua, Electrodo Negativo. W : Tungsteno W-Th : Tungsteno-Torio

6.5.7 Sistema de arco sumergido. Descripción del Proceso De los métodos de soldadura que emplean electrodo continuo, el proceso de arco sumergido desarrollado simultáneamente en EE.UU. y Rusia a mediados de la década del 30, es uno de los más difundidos universalmente. Es un proceso automático, en el cual, como lo indica la figura, un alambre desnudo es alimentado hacia la pieza. La figura 5.56 representa este proceso que se caracteriza porque el arco se mantiene sumergido en una masa de fundente, provisto desde una tolva, que se desplaza delante del electrodo. De esta manera el arco resulta invisible, lo que constituye una ventaja, pues evita el empleo de elementos de protección contra la radiación infrarrojo y ultravioleta, que son imprescindibles en otros casos. Las corrientes utilizadas en este proceso varían en un rango que va desde los

Tabla 6.13 Selección de electrodos de acuerdo al tipo de corriente


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200 hasta los 2000 amperes, y los espesores que es posible soldar varían entre 5 mm y hasta más de 40 mm.

Usualmente se utiliza corriente continua con electrodo positivo, cuando se trata de intensidades inferiores a los 1000 amperes, reservándose el uso de corriente alterna para intensidades mayores, a fin de evitar el fenómeno conocido como soplo magnético. El proceso se caracteriza por sus elevados regímenes de deposición y es normalmente empleado cuando se trata de soldar grandes espesores de acero al carbono o de baja aleación

Equipo La figura 6.56 muestra los componentes para hacer soldadura por arco sumergido. Ventajas del proceso y Aplicaciones

Entre las principales ventajas podemos citar: a) Alta velocidad y rendimiento: con electrodos de 5/ 32" y 3/16" a 800 y

1000 Amperes, se logra depositar hasta 15 kgs. de soldadura por hora. Con electrodos de 1/4" y 1300 amperes, se depositan hasta 24 kgs. Por hora (tres a cuatro veces más rápido que en la soldadura manual).

Figura 6.55 Principio del proceso de arco sumergido


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b) Propiedades de la soldadura: Este proceso permite obtener depósitos de propiedades comparables o superiores a las del metal base.

c) Rendimiento: 100% d) Soldaduras 100% radiográficas. e) Soldaduras homogéneas.

f) Soldaduras de buen aspecto y penetración uniforme. g) No se requieren protecciones especiales.

Aplicaciones El sistema de soldadura automática por Arco Sumergido, permite la máxima velocidad de deposición de metal, entre los sistemas utilizados en la industria, para producción de piezas de acero de mediano y alto espesor (desde 5 mm. aprox.) que puedan ser posicionadas para soldar en posición plana u horizontal: vigas y perfiles estructurales, estanques, cilindros de gas, bases de máquinas, fabricación de barcos, etc. También puede ser aplicado con grandes ventajas en relleno de ejes, ruedas de FF.CC. y polines

Figura 6.56 Equipo de soldadura por arco sumergido


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Materiales para arco sumergido. Alambres: En el sistema de Soldadura por Arco Sumergido, se utiliza un alambre sólido recubierto por una fina capa de cobrizado para evitar su oxidación y mejorar el contacto eléctrico. Generalmente contiene elementos desoxidantes, que junto a los que aporta el fundente, limpian las impurezas provenientes del metal base o de la atmósfera y aportan elementos de aleación seleccionados según sean las características químicas y mecánicas del cordón de soldadura que se desee. Clasificación Según la AWS, los alambres se clasifican por 2 letras y 2 números, que indican la composición química de éstos. EX XX letras dígitos 1° letra, “E”: Significa electrodo para soldadura al arco. 2° letra, “X”: Significa el contenido máximo de manganeso: L : 0,60% Mn máx. (Bajo contenido manganeso). M: 1,25% Mn máx. (Contenido mediano de manganeso). H : 2,25% Mn máx. (Alto contenido de manganeso). Los 2 dígitos: Indican los porcentajes medio de carbono. Los alambres se entregan en rollos de 25 kgs. Aproximadamente y con diámetro interior de 300 mm. Se ofrecen en los siguientes diámetros: 5/64"; 3/32"; 7/ 64"; 1/8"; 5/32"; 3/16" y 1/4" FUNDENTES PARA ARCO SUMERGIDO La figura 6.57 representa la nomenclatura de los fundentes; según la AWS el fundente es clasificado en base a la determinada combinación fundente/alambre.

Figura 6.57 Nomenclatura para el tipo de fundente.


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La tabla 6.14 Indica las propiedades mecánicas del material de depósito según el tipo de fundente.

6.6 Limpieza y pintura El éxito de un trabajo de pinturas no sólo depende de una adecuada aplicación, sino que en mayor medida, de la preparación o trabajos previos que se realicen en la superficie antes de pintarla y esta pintura deberá ser de calidad como se ve en la figura 6.57 Por "Preparación de Superficies" se entiende la limpieza que se efectúa, antes de aplicar la pintura, con el objeto de eliminar todo agente contaminante, partículas sueltas o mal adheridas, que sean ajenas o no a la superficie, dejándola apta para recibir una pintura.

Tabla 6.13 Propiedades mecánicas de los fundentes

Figura 6.57 Aplicación de pintura de buena calidad


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6.6.1 Limpieza El realizar una limpieza inadecuada o poco cuidadosa puede provocar fallas prematuras en las pinturas, aunque las aplicaciones se realicen conforme a las indicaciones. Por esta razón se debe hacer especial hincapié en la limpieza de buena calidad y especificarse puntualmente para cada caso en particular. Una vez terminada la soldadura se procede al proceso de limpieza de la estructura; en muchos casos este limpieza es mecánica; es decir únicamente con cardas; esmeriles, cinceles, martillos, cepillo de alambre y desengrasantes; herramientas que se observan en la figura 6.58; para dejar limpia la superficie y es generalmente; lo que se trata en este proceso es limpiar impurezas, escorias, escamas, chisporroteo de soldadura e imperfecciones; esta tarea es importante por que es previo al proceso de aplicación de pintura y a este tipo de limpieza se le llama limpieza superficial; se trata de la remoción en la superficie de materiales no deseados; esta escorias a eliminar podrían impedir el contacto directo de la pintura con el acero, tales como diferentes polvos, grasas, aceites, combustibles, herrumbre, cascarilla de laminación, residuos de acero, etc.

Figura 6.58 Herramientas para limpieza mecánica manual


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El nivel requerido de limpieza superficial variará de acuerdo a las restricciones operacionales existentes, del tiempo y de los métodos disponibles para la limpieza, del tipo de superficie presente y del sistema de pintura escogido, ya que las pinturas poseen diferentes grados de adherencia sobre las superficies metálicas. La cascarilla de laminación es un contaminante muy especial, cuyo efecto dañino suele ignorarse muchas veces, razón por la cual trataremos este asunto con algún detalle. El calentamiento del acero al carbono a temperaturas entre 575 °C y 1.370 °C provoca la formación de una capa de óxidos denominada cascarilla de laminación, como se ve en la figura 6.59. Esta película está formada por tres capas de óxidos sobrepuestos: wustita (FeO), magnetita (Fe

3O

4) y hematita (Fe

2O

3).

Los planchones, alambrones y perfiles se laminan a temperaturas superiores a 870 °C –en general próximas a los 1.000 °C–. La cascarilla de laminación formada es una película gris-azulada, muy dura, adherente y lisa, que recubre completamente el acero y cuyo espesor medio puede variar entre 10 µm y

Figura 6.59 Proceso de oxidación por rotura de la cascarilla de laminación


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1.000 µm Para muchos, este revestimiento natural es señal de la existencia de un óptimo revestimiento de base para la pintura. Desafortunadamente ésta es una idea errónea, muy diseminada en el medio técnico. Debido al hecho de que la cascarilla de laminación posee un coeficiente de dilatación diferente al del acero, ella termina por romperse durante los ciclos naturales de calentamiento y enfriamiento, permitiendo la penetración de agua, oxígeno y diversos contaminantes. La presencia de electrolitos causa la formación de una pila, por lo que el acero se oxida y sobre la cascarilla de laminación se origina la reacción de reducción del oxígeno. Pasado algún tiempo de ataque, la herrumbre avanza por debajo de la cascarilla de laminación, expulsándola de la superficie del acero. La Figura 6.59 muestra este fenómeno. Otro problema de la cascarilla de laminación es que siendo muy lisa, no ofrece la necesaria rugosidad para un perfecto anclaje mecánico de la pintura. Por consiguiente, la cascarilla de laminación no protege al acero contra la corrosión atmosférica. Ella debe ser removida antes de iniciarse el proceso de pintura, puesto que una vez fisurada retiene los componentes necesarios para el desarrollo del proceso corrosivo. La pintura sobre la cascarilla de laminación no evitará que el proceso de corrosión continúe, ya que toda pintura, sea cual sea, es permeable al paso del oxígeno y del vapor de agua. La herrumbre se expandirá y terminará por romper la película de pintura. Esto se aprecia en la figura 6.60 Figura 6.60 Corrosión rompiendo la película de pintura


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Otros contaminantes superficiales, como aceites, grasas, pinturas de marcación, lubricantes de corte, etc., afectarán seriamente la adherencia de los revestimientos aplicados sobre el acero y deben ser removidos. Un error muy común de evaluación es considerar que la operación de limpieza siguiente eliminará el contaminante no retirado hasta entonces. Esta práctica hace que los residuos continúen sobre la superficie metálica, perjudicando la adherencia del recubrimiento Se han propuesto diversos métodos de limpieza de la superficie y han sido descriptos muy bien en la Norma ISO 8501-1. Esta Norma se refiere, esencialmente, a la apariencia de la superficie del acero antes y después de la limpieza manual, la manual motorizada, a chorro abrasivo, etc. Los padrones de grado de corrosión han sido definidos de acuerdo al daño causado por el intemperismo en que el acero se encuentra para ser sometido a pintura; pero debemos considerar que la parte inicial de la corrosión; es la limpieza previa a la aplicación de pintura, independientemente de que la estructura este sometida a las peores condiciones de oxidación; en la figura 6.61 se aprecia lo que debemos eliminar con la limpieza. La superficie metálica deberá lavarse previamente con agua y tensoactivos neutros, fregándola con un cepillo de nylon. Después del lavado, se seca la superficie naturalmente o con aire comprimido limpio (libre de aceite) y seco.

Figura 6.61 Partículas e eliminar con la limpieza antes de pintar.


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Esta precaución es necesaria, puesto que las operaciones de cepillado y chorreado no eliminan los aceites, grasas y sales de la superficie. Existe otra forma más eficaz de limpieza llamada Sand-Blast; traducido al español la palabra „sandblast‟ significa arena a presión, o chorro de arena, sin embargo el método de sandblast no necesariamente emplea arena para su funcionamiento. Este se realiza mediante el impacto de partículas generalmente abrasivas, impelidas a alta velocidad contra la superficie a ser limpiada. Esta técnica ofrece dos grandes ventajas: 1. Elimina todas las impurezas superficiales, permitiendo el contacto del

revestimiento con el substrato. 2. Le confiere rugosidad a la superficie, permitiendo así el anclaje del

revestimiento. Pueden utilizarse diversos materiales como abrasivos: arena, granallas de acero, vidrio, hierro fundido, escorias y otros. El formato de sus partículas puede ser redondo (shot) o angular (grit). Las redondas pueden ser recicladas hasta 450 veces y dejan un perfil bastante redondeado. Las angulares pueden ser recicladas hasta 350 veces y dejan un perfil anguloso e irregular. La aplicación de sand blast cuando es arena; puede aplicarse en superficies abiertas como se observa en la figura 6.62(a); como en superficies cerradas figura 6.62(b)

Figura 6.62 Aplicación de Sand-Blast; por chorro de arena.


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Si bien existen diversos institutos y centros que han establecido normas o especificaciones para la limpieza del acero, los más conocidos y difundidos y que además han sido homologados por ASTM e incluso ANSI son dos:

Steel Structure Painting Council SSPC (USA) Swedish Standard Institute SIS 05 5900

La identificación y clasificación de cada una de ellas y su equivalencia se representa en la tabla 6.14:

Definiciones básicas A continuación mencionamos cada una de las diferentes normas aplicables en el proceso de limpieza, pueden ser consultadas en detalles en los documentos correspondientes. Lo que en este texto se indica, son sólo las definiciones básicas. Limpieza con solventes SSPC-SP 1:

Eliminar grasas, aceites, lubricantes de corte y toda otra presencia de material soluble de la superficie de acero utilizando para estos efectos algunos de los siguientes métodos: escobillas o trapos limpios embebidos en solventes, pulverización de solvente sobre la superficie, desengrase con vapor y solventes clorados, detergentes alcalinos, etc. Esta limpieza se considera previa a todo tipo, ya que no deben existir grasas o aceites sobre la superficie que se protegerá.

Tabla 6.14 Aplicación de Sand-Blast; por chorro de arena.


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Limpieza Manual SSPC-SP2 Deberá eliminarse de la superficie de acero todo el óxido de laminación y la herrumbre que se encuentre sin adherir, al igual que la pintura vieja que no se encuentre firmemente adherida. Finalmente se limpiara la superficie con aire limpio y seco o un cepillo limpio. La superficie debe adquirir un suave brillo metálico. La limpieza se efectuará con herramientas manuales en buen estado, tales como: lijas, picasales, cepillos de acero y otros aprobados por la ITO.

Limpieza Manual Motriz SSPC - SP 3 Consiste en un raspado, cepillado o esmerilado a máquina de una manera muy minuciosa. Se deberá eliminar todo óxido de laminación, la herrumbre y la pintura que no se encuentre bien adherida. Al término de la limpieza la superficie deberá presentarse rugosa y con un claro brillo metálico. En este tipo de limpieza debe cuidarse de no bruñir la superficie metálica a fin de lograr una buena adherencia de las pinturas a la base.

Limpieza con Llama SSPC - SP 4 Este método consiste en pasar una llama de oxiacetileno de alta temperatura y a alta velocidad sobre la superficie metálica, seguida de un cepillado enérgico con herramientas manuales o motrices para eliminar todo el óxido de laminación y herrumbre que se suelte. Se entiende que toda la materia perjudicial será eliminada por este proceso, dejando una superficie limpia y seca lista para recibir la primera mano de pintura.

Chorro abrasivo Metal Blanco SSPC - SP 5 Limpieza que se logra haciendo impactar una partícula abrasiva sobre la superficie, que al chocar suelta las partículas extrañas a la base dejando una huella en la zona de impacto. El grado de metal blanco consiste en una limpieza de manera tal que la superficie se apreciará de un color gris blanco uniforme y metálico. La superficie mirada sin aumentos deberá estar libre de toda contaminación y apreciarse levemente rugosa para formar un perfil adecuado que permita un buen anclaje de los revestimientos.

Chorro abrasivo Grado Comercial SSPC - SP6 Una superficie limpia con chorro abrasivo comercial se define como una de la cual se ha eliminado toda materia extraña, herrumbre óxido de laminación y


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pinturas viejas. Es permisible que queden pequeñas sombras, rayas y decoloraciones superficiales causadas por manchas de herrumbre o vestigios de óxido de laminación. Pueden quedar además en la superficie restos de pinturas viejas firmemente adheridas. La norma establece que por lo menos dos tercios de la superficie deberán estar libres de residuos y el resto sólo deberá presentar leves manchas, decoloraciones y restos de pintura antigua bien adherida.

Decapado SSPC - SP 8 La limpieza química o decapado es aquella por medio de la cual se remueve todo el óxido de laminación y la herrumbre, por reacción química con un ácido a un álcalino

Chorro abrasivo SSPC - SP 9 Este método ha sido eliminado de la normalización americana. Consiste en exponer el acero a la intemperie dejando que se comience a soltar la escama de laminación, incluso se recomienda mojar las estructuras con una solución de agua y sal común a fin de acelerar el proceso. Este método es seguido por un chorreado abrasivo posterior que según se indicaba era más fácil de realizar.

Chorro abrasivo Grado Metal Casi Blanco SSPC - SP 10 Se define como una limpieza en la cual se elimina toda suciedad, óxido de laminación, herrumbre, pintura y cualquier materia extraña de la superficie. Se permiten pequeñas decoloraciones o sombras causadas por manchas de corrosión, óxidos de laminación o pequeñas manchas de restos de pinturas viejas. Por lo menos un 95% de la superficie, deberá estar exenta de residuos a simple vista. El 5% restante podrá solamente mostrar sombras donde existieron los productos antes mencionados. Los equipos para Sand blas pueden ser tan sofisticado como sencillos, como se aprecia en la figura 6.63 dependiendo su costo.

Figura 6.63 Los quipos así como uniformes de protección para Sand –Blast; varían según el nivel de protección y seguridad.


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Algo que no se quisiera dejar de mencionar, es el proceso de granallado; aunque no con mucha frecuencia es utilizado en México en las estructuras metálicas, es interesante conocer al menos el principio del proceso, las GRANALLAS son micro bolas de acero de un diámetro comprendido generalmente entre los Ø 0.8 y Ø 1.2 mm, como se ve en la figura 6.64; con las que se bombardea la superficie del revestimiento ó soporte, el impacto de estas micro bolas remueve las partes más superficiales y blandas del aglomerado asfáltico, realzando por tanto la masa inerte y creando de tal forma una macro rugosidad, al mismo tiempo la masa inerte, aparentando estar limpia en superficie, al aplicarle este golpeo, aumenta la micro rugosidad, quedando a su vez descontaminada de grasas, combustibles así como otros elementos contaminantes.

6.6.2 Pintura. DEFINICIÓN Y CLASIFICACIÓN. Las pinturas para recubrimiento de estructuras metálicas son mezclas constituidas, en general, por pigmentos que definen el color, vehículos e inhibidores anticorrosivos que al secarse, forman una película sólida impermeable que se emplea en sistemas de recubrimiento para proteger superficies metálicas contra agentes corrosivos, además de proporcionar una apariencia determinada. Estas pinturas puede ser de uno o de dos componentes; las de un componente se presentan en forma líquida y se

Figura 6.64 Granallas de acero y equipos de protección.


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aplican por aspersión; las de dos componentes pueden estar constituidas por dos líquidos o por un componente líquido y otro sólido que se aplican por aspersión a alta presión. Las pinturas para recubrimiento de estructuras metálicas, de acuerdo con su uso, se clasifican en primarios y acabados. Primario (Primer): Es una pintura específicamente formulada con agentes inhibidores de la corrosión, es la primera de dos o más capas de un sistema del recubrimiento, que se utiliza para protección anticorrosiva de superficies metálicas, sobre las que se aplican directamente. Ha de proporcionar máxima resistencia al ataque de los agentes atmosféricos y tener buena adherencia con la superficie base o sustrato, además de ser compatible con el acabado. Acabado: Es una pintura específicamente formulada con agentes inhibidores de la corrosión; es la última capa de un sistema de recubrimiento para protección anticorrosiva, la cual ha de proporcionar la máxima resistencia al ataque de los agentes atmosféricos, además de tener buena adherencia y ser compatible con la capa subyacente (primaria) o base (sustrato).En ocasiones el primario es aplicado en taller y el acabado en obra para evitar retoques. La figura 6.65 esquematiza el acabado en obra de una columna lista para pararse sobre la placa base

Figura 6.65 Pintura de acabado en obra lista para el montaje.


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Las pinturas para recubrimiento de estructuras metálicas, se fabrican en dos presentaciones: Presentación líquida: Son productos fluidos que contienen una o más sustancias químicas, que propician la formación de películas con propiedades específicas. Presentación sólida: Son productos sólidos que contienen una o más sustancias químicas, naturales o sintéticas, para formar una película con propiedades específicas, requieren una sustancia química como agente catalizador.

6.6.2.1 Aplicación REQUISITOS DE CALIDAD Las pinturas para recubrimiento de estructuras metálicas, ya sean primarios o acabados, cumplirán con los siguientes requisitos de calidad: a) APARIENCIA La pintura presentará un aspecto uniforme; estará exenta de natas, productos de oxidación, polvo, grumos que requieran incorporación u otras materias contaminantes, y tendrá el color que se indique en el proyecto o apruebe el cliente la calidad de la pintura se observa en la figura 6.66

Figura 6.66 Excelente calidad en pintura de acabado.


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b) ESTABILIDAD La pintura muestreada de acuerdo con lo que establece el Manual M·MMP·2·07·001, Muestreo de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, conservará su apariencia y su consistencia durante veinticuatro (24) horas después de haber sido homogenizada, sin formar sedimentos duros o natas. Se tendrá cuidado de no confundir la falta de estabilidad con un asentamiento normal del pigmento, ya que no se considera falta de estabilidad cuando el pigmento sedimentado se puede incorporar al vehículo con una agitación manual durante no más de cinco (5) minutos a veces es necesario almacenar las piezas ya pintadas en un área donde no se encimen unas sobre otras como se ilustra en la figura 6.67, para evitar el maltrato de pintura .

c) FINURA La finura de la pintura, determinada conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·002, Finura de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, cumplirá con el valor señalado en la Tabla 6.15, según el tipo de pintura de que se trate. d) CONTENIDO DE PIGMENTO El contenido de pigmento total, de acuerdo con el tipo de pintura de que se

Figura 6.67 Acomodo de piezas para evitar el maltrato de la pintura


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trate, determinado conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·003, Contenido de Pigmento en Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, cumplirá con el valor señalado en la Tabla 6.15

[1] Viscosidad Brookfield, en pascales segundo (Pa·s) o centipoises (cP); Viscosidad Copa Ford, en segundos (s)

Tabla 6.15 Requisitos de las pinturas para recubrimiento de estructuras, en estado fluido


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e) CONTENIDO DE SÓLIDOS TOTALES El contenido de sólidos totales, de acuerdo con el tipo de pintura que se trate, determinado conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·004, Sólidos Totales en Pinturas para Recubrimiento de Estructuras y cumplirá con el valor señalado en la Tabla 6.15 f) TIEMPO DE SECADO El tiempo de secado de la pintura, determinado conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·006, Tiempo de Secado Duro de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, cumplirá con el valor señalado en la Tabla 6.15, según el tipo de pintura de que se trate. g) VISCOSIDAD La viscosidad de la pintura, determinada conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·007, Viscosidad de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, cumplirá con el valor señalado en la Tabla 6.15, según el tipo de pintura de que se trate.

Tabla 6.16 Diámetro de mandril para la prueba de flexibilidad de pinturas para recubrimiento de estructuras


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h) FLEXIBILIDAD La flexibilidad de la pintura, determinada conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·005, Flexibilidad de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, utilizando un mandril con el diámetros señalado en la Tabla 6.16, según el tipo de pintura de que se trate, será tal que no presente alguna señal de agrietamiento, desprendimiento o discontinuidades sobre el área de prueba. i) RESISTENCIA A LOS RAYOS ULTRAVIOLETA (UV) La película de pintura, expuesta a los rayos ultravioleta (UV) el tiempo que se indica en la Tabla 6.17, según el tipo de pintura de que se trate, como se indica en el Manual M·MMP·2·07·008, Resistencia a los Rayos Ultravioleta de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, no presentará indicio alguno de oxidación, ampollas, polvo de pigmento sobre su superficie, agrietamiento, desprendimiento o pérdida de color y de brillo.

Tabla 6.17 Tiempos de exposición de la pintura para recubrimiento de estructuras a rayos ultravioleta (UV) y en ambiente salino.


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j) RESISTENCIA AL AMBIENTE SALINO La película de pintura, expuesta al ambiente salino el tiempo que se indica en la Tabla 617, según el tipo de pintura de que se trate, como se indica en el M·MMP·2·07·009, Resistencia al Ambiente Salino de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, no presentará indicio alguno de oxidación, ampollas, agrietamiento, desprendimiento o pérdida de color y de brillo. k) ADHERENCIA La adherencia de la pintura, determinada conforme a lo indicado en el Manual M·MMP·2·07·010, Adherencia de Pinturas para Recubrimiento de Estructuras, cumplirá con el valor señalado en la Tabla 6.18, según el tipo de pintura de que se trate.

[1] Se determinará la masa con la que se logra levantar o remover la película de pintura del sustrato empleando el aparato Garner.

[2] Se evaluará la adherencia de la película de pintura sobre el sustrato,

Tabla 6.18 Adherencias de las pinturas para recubrimiento de estructuras, en estado seco


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revisando minuciosamente su permanencia en los bordes, zonas de intersección de las líneas de corte y sobre las líneas que forman la cuadrícula.

Para la aplicación de pintura existen equipos ya muy modernos neumáticos, eléctricos y asistidos, así como pistolas de altas presiones o bien el Airless; que no necesita de compresores y casi avienta el chorro de pintura ya seco y a grandes distancias algunos de estos equipos se ven en la figura 6.68 Para conseguir que la pintura cumpla con su objetivo de proteger la superficie metálica del oxido y otros agentes agresivos que puedan corroerla, se recomienda que una vez preparada la superficie y seleccionada la pintura, su aplicación se haga por medio de capas.(manos) Este procedimiento es de los más comunes, aplicándose en tres tiempos, con un espesor total de entre 150 y 200 micras:

1. capa de imprimación (una mano) 2. capa intermedia (segunda mano) 3. capa de acabado (tercer mano)

Es muy importante que los sistemas de pintura sean homogéneos; compatibles entre sí, para garantizar una perfecta adherencia. También se recomienda que el aplicador que dé el tratamiento superficial inicial sea el mismo, de lo contrario la adherencia de cada capa puede verse afectada por una ejecución diferente o incorrecta.

Figura 6.68 Equipos modernos para pintar


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Las pinturas más empleadas sobre estructuras metálicas son: Sistema a base de Clorocauchos: la capa de imprimación es de clorocaucho-fosfato de zinc, la capa intermedia de es de clorocaucho y el acabado se realiza con esmalte de clorocaucho. Sistema Epoxi: la imprimación es de epoxi poliamida o epoxi de aluminio laminar; la capa intermedia, al igual que la de acabado son con esmalte epoxi. Sistema Monocapa: requiere de una baja inversión en mano de obra. Esta hecho con base en productos de poliuretano y algunas epoxi, tiene la ventaja de que con una sola aplicación se consigue un espesor de entre 1 y 3 mm; una gran diferencia de los sistemas de pintura tradicionales (300 micras = 0.3 mm). El medidor de espesores se llama Espesimetro de capas es un aparato móvil para determinar de forma rápida y precisa por, el espesor de capas de pintura. Este medidor de espesores de capas puede medir todas las pinturas sobre acero. Sólo se sitúa y el aparato determina el espesor de la capa a través del sensor integrado. El Espesimetro de capas está concebido tanto para su uso en ambientes adversos, como también para mediciones en el laboratorio o en el control de entrada. Es prácticamente imposible cometer errores de medición que se deriven de una interpretación incorrecta de las indicaciones. La construcción de las sondas garantiza mejores mediciones incluso en componentes con lacados muy brillantes y recubrimientos con capas blandas. El sensor de medición no produce arañazos o deformaciones, ya que se apoya de un modo sutil y homogéneo en la superficie como se puede apreciar en la figura 6.69. Tan sencilla como la medición resulta la elaboración posterior de los datos. Puede transferir los datos a una PC a través de la interfaz Bluetooth.

Figura 6.69 Espesimetro midiendo el espesor de la pintura


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6.6.3 Protección contra el fuego de estructuras metálicas. La pintura intumescente es una de las alternativas para conseguir una estabilidad ante el fuego en las estructuras metálicas;. El principio de su funcionamiento se indica en la figura 6.70 y es por la acción del calor que hace que sus componentes formen una reacción química de intumescencia progresiva que dan lugar a una masa carbonosa (figura 6.71) con un coeficiente de transmisión térmica muy bajo, mil veces menor que el del acero. Su grosor aumenta unas 50 veces su volumen inicial; la pintura se transforma en un grueso almohadón aislante que protege la estructura metálica de la acción del fuego.

Es para interiores, aunque con la aplicación de un esmalte específico de baja fusión se puede aplicar en exteriores. El color base de la pintura es el blanco, de acabado mate y con un tiempo de secado total de veinticuatro horas (según los gruesos aplicados).

Figura 6.70 Principio de la pintura antifuego

Figura 6.71 Reacción de la pintura contra el fuego.


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Se puede aplicar opcionalmente una capa de esmalte satinado ignífugo de acabado, excelente en ambientes marinos, industriales o en el exterior, con carta de colores a definir por el cliente según carta de colores. La aplicación de la pintura se puede aplicar mediante equipos de pulverización sin aire con motor de aire y bomba de desplazamiento, con presiones de servicio de 510 bares, con alimentación anexa por compresor neumático de 7 bares a ¾”. Con este sistema se consigue una aplicación lisa y muy estética, con sucesivas capas de hasta 3.000 micras. En pequeñas aplicaciones puede hacerse manualmente; queda un acabado rugoso con aspecto estucado o bien forrar completamente la estructura como se ve en la figura 6.72. Se dispone de diferentes alternativas comerciales de pintura y existen de todo tipo de tal forma que siempre hay una que mejor se adapte a las características y exigencias de la obra.

Figura 6.72 Estructura completamente forrada


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6.7 Embarque. EMBARQUE: Es el proceso que consiste en seleccionar las piezas previamente designadas por el orden marcado en el programa de embarque, cargando con ellas los transportes que llevarán esta carga a la obra; es importante que el encargado de los embarques tenga un seguimiento y una secuencia lógica para entrega de material; que conozca las dimensiones y geometría de las piezas; por enviar; para hacer un buen acomodo de estas en la plataforma como se observa en la figura 6.73.

El responsable de embarques junto con el de producción y de montaje deben realizar una programación de los transportes necesarios; que junto con el transportista (que debe las vías de comunicación entre la planta y la obra); así mismo también el responsable de los embarques debe coordinar los horarios en que es posible entregar el material; para así apoyar en la logística, también el trasportistas debe conocer las restricciones viales para transportes de carga sobre todo cuando se exceda de dimensiones como se observa en la figura 6.74, con dispositivos apropiados para la carga de las estructuras.

Es importante no olvidar toda la documentación necesaria, como ordenes de

salida, cartas responsivas de las estructuras, licencia de conducir, certificados

de embarque, procedencia y destino; revisar el enllantado y tratar de asegurar

que no vayan a existir fallas mecánicas en el tracto camión, dolly (cuando se

Figura 6.73 Estructuras de grandes dimensiones; bien acomodadas


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ocupe), ni en los remolques y así asegurar el tránsito de las estructuras sin

interrupciones. Es conveniente contar con un sistema de rastreo para mayor

tranquilidad y conocer la ubicación exacta de la carga en todo momento. Hay ocasiones en que se deben transportar estructuras de acero donde es necesario obtener permisos especiales de circulación por los excesos de dimensiones y se hace necesario guiar las unidades con carros “piloto”; e incluso cuando las estructuras son demasiado grandes y para entidades

Figura 6.74 Estructuras con exceso de dimensiones


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Federales (PEMEX, CFE, etc) los gobiernos estatales, municipales y federales otorgan permisos que incluyen hasta demoler puentes, abrir brechas y caminos para dejar pasara al trasporte con las estructuras demasiado sobre dimensionadas; estas estructuras son de muy grandes para los transportes permitidos por la SCT. La figura 6.75 Ilustra este tipo de elementos estructurales.

Los transportes de piezas se programan según el avance de la obra y la

secuencia de montaje con sus tiempos establecidos. La obra deberá indicar al

taller los tiempos de envíos en el orden establecido. La S.C.T, es quien rige las

dimensiones y pesos de la unidades de transporte es necesario que se tenga

Figura 6.75 Estructuras de una refinería (PEMEX)


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un conocimiento de las restricciones para evitar infracciones y contratiempos en

los traslados las figuras 6.76(a) y 6.76(b) ilustra las capacidades de carga de

las unidades; también 6.18; indica las capacidades de carga según el tipo de

unidad

Figura 6.76(a) Configuraciones de remolques sencillos


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Figura 6.76 (b) Configuraciones de remolques dobles tipo full

Tabla 6.19 Pesos y dimensiones según el tipo de remolques (S.C.T.)


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La S.C.T, es quien rige y las dimensiones de la unidades de transporte es

necesario que se tenga un conocimiento de loas restricciones para evitar

infracciones y contratiempos en los traslados; generalmente los anchos de las

plataformas antes eras de 2.6mts ahora la S.C.T. los redujo a 2.5; asi como la

altura anterior de 4.25mts a 4.15mts y sobre todo cuidar el sobre peso

anteriormente se hacia mucho énfasis en que la suspensión Neumática de los

camiones era revisada también, ya que esta tenía más ventajas de carga con

respecto a la mecánica

Se evitarán los transportes próximos a fines de semana o feriados pues pueden

sufrir retrasos o paradas; también el responsable de los embarques y/o logística

junto con el transportista debe conocer las dimensiones y pesos permitidos

para diferentes tipos de camiones según la S.C.T.; en la figura 6.77 se indica

la un ejemplo de las restricciones de dimensiones y peso de la S.C.T. para

definir un tráiler

Figura 6.77 Esquema de las dimensiones de un tráiler


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6.8 Montaje En resumen básicamente el montaje consiste en la descarga del material y trabajos previos, izado y traslado de piezas, presentación, fijación provisional y fijación final para el ensamble definitivo; al llegar los materiales a la obra comienza la recepción y almacenamiento; el almacenamiento de piezas en obra se efectúa de manera ordenada y sistemática. Teniendo en cuenta el orden de montaje, se disponen las piezas con su correspondiente identificación a la vista, ya marcada con anterioridad en el taller.

La manipulación de piezas requiere de mucho cuidado, deben protegerse cada

uno de los elementos en todas las zonas donde se coloquen cadenas, ganchos,

estrobos o cualquier accesorio que se emplee para elevación y manipulación de

las piezas de la estructura. En los planos de montaje debe estar claramente detallada la secuencia del trabajo; los arreglos generales, plantas, elevaciones, niveles, distancias, cortes, vistas detalles y conexiones. Para iniciar el proceso de montaje de cualquier obra, se debe recibir terminadas las zapatas o dados de cimentación, es decir las anclas ahogadas en el concreto sobre las cuales se fijaran las placas bases de que en la mayoría de los casos ya vienen soldadas a las columnas desde taller como se observa en la figura 6.78

.

Figura 6.78 Colocación de columna sobre la placa base.


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Además, antes de llegar con las estructuras es necesario participar en el trabajo de las obras civiles de manera de revisar el terreno que las anclas de cimentación queden en la ubicación de cada barreno de las placas base. Ya en el lugar de montaje se debe comprobar la alineación de las anclas. Recordar que existe una secuencia para iniciar la colocación de las piezas y se puede realizar esta secuencia con una línea de trabajo, un par de cuadrillas parando columnas, seguidos de otra cuadrilla que va soldando o apretando las tuercas. En la obra la clave es que siempre exista orden y limpieza en zonas de trabajo; tener listas siempre las protecciones colectivas y personales como: Andamios de protección con ruedas de seguridad, cuerdas de vida, carcasas lonas y resguardos de protección de maquinaria, equipos y medios auxiliares. Los equipos de protección personal constan de: Casco de seguridad, botas con casquillo, guantes, gafas de seguridad, arnes de seguridad, cuerda de vida, ropa de trabajo y bolsa de herramienta para colgar como ilustra la figura 6.79

Figura 6.79 Equipo de seguridad de un montador


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Siempre es bueno tener apoyo en terreno, dependiendo de la altura de la estructura del hiab, o grúa a utilizar de modo que permita la colocación y fijación de cada uno de las columnas en sus respectivas anclas. Se debe conseguir un completo alineamiento de cada uno de los marcos, validar su verticalidad, fijar al piso y empezar a sostener la estructura; no importando que se trate de una solo columna como se observa en la figura 6.80. Esto se logra con la ayuda de perfiles metálicos que se van soldando a los marcos una vez verificado su plomeo.

Figura 6.80 Montaje de una columna para draga de perforación marina.


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Revisar que las distancias a ejes entre las centro de las placas bases correspondan a las distancias entre columnas, de no ser así se tendrá problema con la continuidad de las colindancias. Es necesario al iniciar el montaje tener un protocolo y programa correspondiente al montaje; con los siguientes datos: Tener el nombre del residente. Calificación de los soldadores. Certificados de los electrodos. Programa de avance de montaje día a día. Hay ocasiones en que cuando se realiza en montaje de las vigas se debe fijar un cable de acero de lado a lado de manera que el montador pueda fijar su arnés a esta línea de seguridad y evitar así caer al piso y sufrir un accidente. Es muy recomendable utilizar plataformas elevadoras telescópicas de tijera; estos equipos ayudan mucho al proceso y dan demasiada seguridad a los montadores; aunque estas plataformas en ocasiones son limitadas en cuanto al alcance del montaje o no existen el espacio para maniobrarlas; como se ve en las figura 6.81; estos equipos brindan mucha confianza y seguridad a los montadores.

Sin embargo en ocasiones las condiciones económica del proyecto o la rapidez de movimiento de los montadores les hace no utilizar estos elevadores y es necesario trasladarse por encima de las vigas de forma personal es decir “caminar” o avanzar sobre las piezas; este técnica tiene su forma de hacerlo como se observa en la figura 6.82; caminando sentado y dando pasos sobre los patines de abajo o bien caminar guardando el equilibrio; lo más importante es

Figura 6.81 Montaje utilizando plataformas de elevación


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tener precauciones al extremo; tener los arneses siempre enganchados a la cuerda de vida.

El montaje se realiza generalmente por ejes, de tal modo que se debe llevar un orden, que permita el avance de la obra y al mismo tiempo vaya abriendo camino para la losacero, instalaciones, albañilerías, etc. Se deben tener cuidado de que cada una de las columnas debe quedar completamente plomeada y alineada todos alineados, se debe verificar alineación en todo los sentidos e incluso utilizar equipos topográficos de ser necesario. Existen situaciones dónde no se puede disponer de un camión hiab, ni mucho menos grúa; para estos casos hay que ser creativo en la obra con los materiales que se disponen para armar una estructura llamada “pluma”, “zopilotes”, o bien sobre los mismos andamios; estos accesorios “hechizos por medio de tirfors, diferenciales, lazos, poleas, etc. ”; Nos permiten La elevación de las estructuras hasta llegar a los puntos de ensamble entre cada una de las partes que conformarán la estructura final; las vigas cuando sean posicionadas por la grúa es necesario que los montadores estén listos para su sujeción cuando es por medio de tornillos deberán utilizar un punzón para cazar los barrenos cono se ve en la figura 6.83. Cuando las vigas son izadas por la grúa

Figura 6.82 Montadores desplazándose sobre las vigas


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llegan a su posición final y son direccionadas por los montadores que las colocan en su posición para conectar a los elementos correspondientes; generalmente las tolerancias son suficientes para que las piezas conecten sin ningún problema; es por eso de suma importancia que desde el taller se respeten las dimensiones de fabricación haciendo un buen proceso de habilitado, armado y soldadura; supervisada por una inspección excelente y evitar que las piezas lleguen cortas o largas a la obra, ya que las piezas que llegan a la obra con errores, generan un impacto económico desfavorable, disgustos en la obra y retraso en la construcción.

La revisión de los planos nos ayudara a encontrara las probables dificultades, que se encuentren en las maniobras a veces cuando las piezas son muy largas es conveniente armarlas en piso y posteriormente montarlas como se ve en la figura 6.84. En gran parte los proyecto de montaje de estructuras se requiere de

Figura 6.83 Los montadores ubican los barrenos de las estructuras


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un dispositivo de elevación ya se accionado manual o mecánicamente, determinado estos dispositivos por el grado de dificultad de la maniobra y los espacios.

Recomendaciones: 1) No dejar la carga suspendida en un paso; sobre todo cuando son cargas

muy pesadas como la mostrada en la figura 6.68

2) Prohibir el paso a personas y maquinas por debajo de las cargas

suspendidas

3) Evitar golpes con otras piezas.

4) Utilizar siempre el arnés de seguridad sujeto a la cuerda de vida.

5) Establecer fijaciones provisionales.

6) Comprobar que no se ha quedado ningún tornillo sin apretar.

7) No dejar olvidada ninguna herramienta.

Figura 6.84 Piezas de grandes dimensiones armadas en piso en la obra


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8) Si el despegue de la carga de una estructura muy pesada como la

mostrada en la figura 6.85 presenta una resistencia anormal, no insistir en

ello y observar donde esta enganchada o porque es la resistencia.

9) Es siempre importante revisar las acometidas de luz, pera definir el

suministro de energía eléctrica.

10) Colocar señalizaciones

,

La revisión de los planos nos ayudara a encontrara las probables dificultades, que se encuentren en las maniobras a veces cuando las piezas son muy largas es conveniente armarlas en piso y posteriormente montarlas como se ve en la figura 6.67. En gran parte los proyecto de montaje de estructuras se requiere de un dispositivo de elevación ya se accionado manual o mecánicamente, determinado estos dispositivos por el grado de dificultad de la maniobra y los espacios.

Figura 6.85 Estructura demasiado pesadas, que requiere maniobras de mucho cuidado


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En la figura 6.86 se observa el izaje de un marco rígido con tres estrobos donde es importante tomar en cuenta lo siguiente:

a) Considerar la longitud de los estrobos y distribución de los mismos de

pendiendo su capacidad

b) Tamaño del gancho

c) Longitud libre del cable entre la pluma y este mismo

d) La altura de la grúa

e) La distancia que existe entre el inicio de la pluma y el terreno natural

f) Posición de la grúa en terrenos óptimos de la realización de la maniobra

g) Tratar de que la maniobra solo sea direccionada por una sola persona

para evitara confusiones

Figura 6.86 Montaje de un marco rígido izado por tres estrobos de forma excéntrica para facilitar su colocación.


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La forma de estrobar a las estructuras determinara la facilidad del montaje, escogiendo la manera más conveniente de realizarlo según se presente el caso; es decir en ocasiones es necesario estrobar de manera: Horizontal, vertical o con inclinación como se observa en la figura 6.86; dependiendo el área, el espacio y la maniobra pensada para montar; cuando el elemento empieza el izaje y se mantiene suspendido como se ve en la figura 6.87; depende en un principio de tirantes provisionales formados por cables de acero o cables tipo manila como venteos; estos cables de manila o plástico se recomienda quemar las putas para evitar que se deshilen; su elección depende de las características propias de carga que lo soporten; por lo que se hace indispensable hacer los nudos eficientes en la figura 6.88; se aprecian algunos nudos de amarre. Los venteos también son auxiliares en el plomeo y alineación de las piezas

Figura 6.87 Pieza suspendida por estrobos y grilletes.


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6.8.1 Tipos de cables para carga

Características del cable de acero. En el cable de acero los alambres, los torones y el alma, son elementos básicos para su fabricación. Estos están colocados alrededor de un centro con un patrón determinado de una o más capas para formar torones como se ilustra en la figura 6.89. Estos torones se colocan alrededor de un núcleo o alma para formar un cable de acero.

Figura 6.88 Diferentes tipos de nudos de seguridad.


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Clasificación 6 x 19 Estos son los que más abundan por su alta resistencia y gran flexibilidad, los torones están compuestos de 19 a 26 alambres. Cable 6 x 25 filler, negro con alma de fibra o con alma de acero; su geometría se observa en la figura 6.90(a). Construcciones especiales como 6 x 21 negro con alma de fibra, regular izquierdo sin preformar. También existe en galvanizado con ambas almas utilizado en aplicaciones de alta corrosión o marinas. Dentro de la clasificación 6x19, el cable 6x24 galvanizado con alma de fibra es también muy común en aplicaciones marinas.

Clasificación 6 x 37 Estos cables tienen de 31 hasta 49 alambres por torón, por lo cual son más flexibles que los cables clasificación 6x19, su aplicación es recomendada en baja abrasión. Su geometría se observa en la figura 6.90(b). Negro con alma de fibra es ideal para grúas viajeras y mástiles, para maniobras en general, con alma de acero se utiliza en dragas, palas mecánicas y en el montaje y operación de grúas torre. El cable 6 x 36 galvanizado o negro con alma de fibra se usa en aplicaciones de barcos pesqueros, con alma de acero galvanizado para el anclaje de plataformas petroleras y aplicaciones marinas.

Figura 6.90 (a) Configuracion6 x19

Figura 6.89 Cables de acero para carga

Figura 6.90 (b) Configuracion6 x19


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Clasificación 1 x 7 Se consideran bajo este rubro una serie de construcciones que abarcan desde 7 hasta 87 alambres. Su geometría se observa en la figura 6.90(c). Estos también para construcciones complejas del tipo 7 x 19, todos ellos tienen una aplicación básica para soporte de grandes claros sin la utilización de columnas, como tensores o atirantados de estructuras, tiros de mina, antenas de torres de radio y TV o bien cables estructurales utilizados para puentes o cruzamientos de ríos y barrancas.

Clasificación 18 x 7 Diseñados para una mínima tendencia al giro. Construidos con 18, 19, 34 ó 35 torones. El cable 18 x 7 negro con alma de fibra y el cable 19 x 7 negro con alma de torón son utilizados en la industria de la construcción en grúas torre, así como profundización de tiros y contrapesos mineros. Su geometría se observa en la figura 6.90(d). El cable 34 x 7 con alma de fibra y el cable 35 x 7 negro con alma de torón utilizado también en grandes grúas.

.

Figura 6.90 (c) Configuracion6 x19

Figura 6.90 (d) Configuracion6 x19


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Clasificación de cables. Existen construcciones distintas; dentro de cada clasificación difieren en sus características de trabajo. Estas deben ser consideradas cada vez que se selecciones un cable de acero para una aplicación específica.

Consideración de los ángulos. La figura 6.91 hace referencia a cuando un estrobo de uno o más brazos NO es utilizado en forma vertical, entonces se debe tomar en cuenta el incremento de fuerza en el brazo (ramal) debido a la "fuerza de compresión". Esta fuerza se mide con el "ángulo horizontal" calculado por L/H (longitud entre Altura).

ESTROBOS Figura 6.91 Consideración de los ángulos durante la carga


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Existe una extensa variedad de estrobos de cable de acero como son: estrobos de 1, 2, 3 y 4 brazos en diferentes longitudes, el estrobo se caracteriza por que tiene uno “ojo”; en los extremos sujeto por un casquillo como se observa en la figura 6.92 o bien es trenzado para formar este ojo; hay tipos de cable y accesorios, además estrobos trenzados, bandas sin fin (empalme largo y mecánico), tipo Grommet, además de tirantes con terminales abiertas cerradas de presión y de vaciado. Las figuras 5.17 ilustran algunos tipos de estrobos y eslingas con sus accesorios

Figura 6.92(a) Características de un estrobo

Figura 6.92(b) Estrobo con ojo y gancho.

Figura 6.92(c) Estrobo con doble gancho


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Figura 6.92(d) Estrobo de ojos con doble brazo

Figura 6.92(e) Estrobo de gancho con doble brazo

Figura 6.92(f) Estrobo sin fin de doble brazo

Figura 6.92(i) Estrobo con doble ojo trenzado

Figura 6.92(h) Estrobo de gancho y ojo con cuatro brazos brazoz

Figura 6.92(g) Estrobo de gancho y grilletes con tres brazos

Figura 6.92(k) Argolla con casquillo

Figura 6.92(l) Argolla simple

Figura 6.92(j) Estrobo con doble ojo encasquillado


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6.8.2 Cadenas para carga. En la manipulación de las cargas con frecuencia se interponen, entre éstas y el aparato o mecanismo utilizado, unos medios auxiliares que sirven para embragarlas con objeto de facilitar la elevación o traslado de las mismas, al tiempo que hacen más segura esta operación. Estos medios auxiliares son conocidos con el nombre de cadenas o estrobos en el tema anterior se comento algo referente a los estrobos ahora trataremos brevemente algunos temas sobre las cadena; el saberlas utilizar en el entendido de cuidar su rotura o deficiente utilización puede ocasionar accidentes graves e incluso mortales por atrapamiento de personas por la carga desprendida. Es necesario, por tanto, emplear eslingas adecuadas en perfecto estado y utilizarlas correctamente. Así pues, los trabajadores, que efectúan las operaciones de maniobras y transporte de cargas suspendidas, deben estar debidamente formados. La definición y descripción de las eslingas de cadena de acero para aplicaciones generales de elevación generalmente se divide en eslingas de 1, 2, 3 y 4 ramales y eslingas sin fin montadas mediante: • Dispositivos de unión mecánica. • Soldadura. Además se describen las normas para su utilización segura, el marcaje, el almacenamiento y el mantenimiento, principalmente.

DEFINICIONES

Una eslinga de cadena es un conjunto constituido por cadenas unidas a unos accesorios adecuados en los extremos superior o inferior capaces, de acuerdo a los requerimientos de las maniobras, para amarrar cargas del gancho de una grúa o de otro aparato de elevación. En relación con las eslingas de cadena son relevantes las siguientes definiciones: • Accesorio de extremo: Eslabón o argolla, gancho u otro dispositivo

permanentemente unido al extremo superior o inferior de una eslinga, que se utiliza para unir la eslinga a la carga o al aparato de elevación.

• Eslabón maestro: También llamado argolla, es el eslabón que forma el terminal de extremo superior de una eslinga, mediante el cual la eslinga se cuelga del gancho de una grúa o de otro aparato de elevación.

• Dimensión nominal de una eslinga. Dimensión nominal de la cadena


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utilizada para la fabricación de la eslinga, expresada en mm. • Clase nominal de una eslinga. También llamado grado de la cadena. Hace

referencia a la calidad del acero de la cadena empleada en la confección de la eslinga. Generalmente se hace referencia a cadenas no calibradas de clase 8 (Grado 80), que corresponde a cadena de acero con tensión media a

la carga de rotura mínima de 800 N/mm2. Existen cadenas de clase

superiores, concretamente de Grado 100 y Grado 120. Las especificaciones de una cadena se observan en la figura 6.93 como dimensiones de diámetro y longitudes de los eslabones y se especifican con pesos y dimensiones en la tabla 6.20

• Carga Máxima de Trabajo o Utilización (W.L.L./C.M.U): Es la carga máxima que cuelga verticalmente en un servicio general de elevación a la que puede estar sometida la cadena y los accesorios durante el empleo, y depende de las normas de seguridad aplicadas en cada país. La carga máxima de utilización deberá estar marcada en la placa de identificación y viene determinada por: a) Las dimensiones de la cadena (diámetro). b) Geometría o forma de la eslinga (No. De ramales y ángulo de inclinación ß). CMU = CMU de 1 ramal x Factor de reducción Ejemplo: La carga máxima de utilización de una eslinga de cadena de Ø 8 mm. de 2 ramales con un ángulo de inclinación ß = 45º para trabajar con coeficiente de Seguridad 5, sería: CMU = 1.600 x 1,4 = 2.240 Kg. • Coeficiente de seguridad: Es la relación aritmética existente entre la

carga de rotura y la carga de trabajo, de la cadena ó de la eslinga puede variar entre 4 y 5

CPF- Carga de prueba en la fabricación de la cadena: La fuerza que se somete al conjunto de la cadena durante su proceso de fabricación. La carga de prueba en la fabricación, normalmente es 2,5 veces la carga máxima de utilización. CR- Carga de rotura: La fuerza máxima que soporta la cadena durante el curso de un ensayo destructivo estático de tracción.

A- Alargamiento máximo de la cadena: El alargamiento total de la longitud interior de la muestra ensayada en el punto de rotura de la cadena, expresada en %.


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6.8.2.1 Tipos de eslinga de cadena. Las eslingas serán de construcción y tamaño apropiados para las operaciones en que se hayan de emplear. Existen dos construcciones de eslingas de cadena: eslingas de uno o varios ramales (Ver figura 6.94(a)) y eslingas sin fin (Ver figura 6.94 (b)).

Figura 6.94(a) Eslinga de cadena de varios ramales

Figura 6.94(b) Eslinga de cadena sin fin

Tabla 6.20 Especificaciones de cadenas

Figura 6.93 Esquema de dimensiones de una cadena Eslinga de cadena sin fin


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Grado de calidad: Las cadenas se dividen en clases, que se corresponden con las propiedades mecánicas del producto acabado, y no simplemente con la resistencia del material. Cada clase se identifica con una letra para las cadenas calibradas, o con una cifra para las cadenas no calibradas. La letra o la cifra indican la tensión media a la carga de rotura mínima, tal como se indica en la tabla 6.21:

Únicamente se pueden llamar cadenas de calidad aquellas cadenas de acero redondo verificadas, que cumplen con los requisitos según las normas respectivas aplicadas a cada país.

6.8.2.2 Riesgos y factores de riesgo. El principal riesgo asociado a la utilización de eslingas de cadena en los procesos de elevación de cargas es la caída de la carga sobre personas y/u objetos debido a: • Mal estrobado o eslingado de la carga. • Utilizar la eslinga para elevar cargas con un canto vivo sin utilizar las

protecciones correspondientes. • Eslingas en mal estado. • Utilizar eslingas de anchura insuficiente para la carga a transportar. • Utilización de eslingas en ambientes o aplicaciones peli- grosas (productos

químicos, altas temperaturas, etc.). • Resistencia insuficiente de la eslinga para la carga a elevar. • Utilización de un accesorio de elevación inadecuado o de una capacidad de

carga insuficiente para la carga a elevar.

Tabla 6.21 Características de cadenas calibradas y no calibradas


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• Procedimiento de elevación y/descenso de la carga inadecuado, próximo a objetos que puedan interferir en su recorrido, etc.

MEDIDAS DE PREVENCIÓN Y PROTECCIÓN

Las medidas de prevención y protección se concretan mediante la descripción de las características de las eslingas de cadena, normas de utilización segura, el marcaje, requisitos de almacenamiento, mantenimiento y normas de sustitución de las eslingas de cadena. 6.8.2.3 Características de las eslingas de cadena En general las cadenas utilizadas en la confección de eslingas deberán ser conformes a los requisitos establecidos en alguna norma y los accesorios adecuados; donde las dimensiones y tolerancias se observan en la figura 6.95 y en la tabla 6.22; donde: l = Longitud múltiplo del paso P = Paso ds = Diámetro de la soldadura e = Longitud afectada por la soldadura a cada lado del eslabón w1 = Ancho interior fuera de la soldadura w2 = Ancho total en la soldadura A = Inicio de la curva a la transición por soldadura

Figura 6.95 Dimensiones del eslabón de una cadena


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TAMAÑO: Éste se especifica mediante el tamaño del material con el cual la cadena se construyó y depende del límite de carga de trabajo requerido. ALCANCE: Éste es la longitud medida desde un punto de contacto a otro incluyendo los acoplamientos. TIPO: Seleccionar y especificar el tipo de eslinga apropiado de la lista que aparece a continuación. Por ejemplo: S -Simple O - Eslabón alargado S - Gancho de eslinga 7. ACOPLAMIENTOS: A menos que no se especifique, se utilizarán eslabones y ganchos maestros estándar. Cuando se requieran otros acoplamientos diferentes a los estándares, se debe proporcionar una descripción completa o un dibujo del sustituto requerido.

Tabla 6.22 Dimensiones y tolerancias de los eslabones de cadenas


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6.8.2.4 Accesorios y precauciones. • ASME B30.9.1 requiere todos los componentes de ensamblaje de cadena de levante de aleación sean sometidos a una prueba de tensión a capacidad antes del uso inicial. • ASME B30.9.1 requiere que todos los ensamblajes de cadena de levante de aleación incorporando componentes previamente usados sean sometidos a una prueba de tensión a capacidad antes del uso inicial. • Cuando la cadena caliente galvanizada es especificada, en la carga máxima límite debe ser reducida. * Alargamiento: Deberán retirarse las cadenas cuando la cadena o alguno de los eslabones haya experimentado un alargamiento de un 5% o mayor. * Comprobación de los accesorios: Deberán retirarse los ganchos cuando la boca o garganta se haya abierto en más de un 10%, así como cuando el fondo del gancho (k)se haya desgastado en más de un 5% o presenten muescas de consideración, como se observa en la figura 6.96. Deberán comprobarse además los restantes accesorios para verificar sus deformaciones y desgaste, así como el buen funcionamiento de los dispositivos de seguridad. Después de cada tres ensayos de verificación deberá realizarse una comprobación especial de ausencia de fisuras. Deberán extenderse protocolos sobre éstos ensayos realizados.

Accesorios de extremo. La unión entre el canal de la eslinga y el medio de elevación se lleva a cabo por medio de argollas, grilletes, ganchos de acero, perros y/o garras; En las eslingas de dos ramales, se utiliza como medio de unión un eslabón maestro. En las eslingas de tres o cuatro ramales, se utiliza como medio de unión una argolla triple. De la figura 6.97(a) a la figura 6.97(f); se ilustran algunos accesorios para las cadenas. Los requisitos de seguridad siempre van en

Figura 6.96 Dimensiones a considerar de los ganchos


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aumento por tal motivo las pruebas de la resistencia de los materiales con que se fabrican los accesorios también deben aumentar, para garantizar un alto nivel de seguridad y una larga vida útil de servicio; es muy importante que si alguno de estos elementos resulta averiado por cualquier situación; no intentar repararlo; es conveniente desecharlo o bien llevarlo a un lugar especializado que se dedique a reparar este tipo de accesorios y evitando siempre reparaciones provisionales.

Las garras y/o mordazas son las mas utilizadas para levantar placas hasta de 30 toneladas las hay verticales y horizontales en las figuras 6.98(a) y 6.98(b) del lado izquierdo se muestra la manera correcta de colocar y del lado derecho es lo incorrecto; a veces se coloca una barra espaciadora horizontal con cadenas o estrobos verticales.

Figura 6.97(a) Argolla sencilla

Figura 6.97(b) Argolla triple

Figura 6.97(c) Ganchos de seguridad

Figura 6.97(d) Eslabón de unión

Figura 6.97(e) Garra o mordaza

Figura 6.97(f) Grillete


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Figura 6.98(a) Garra de carga vertical


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Figura 6.98(b) Garra de carga horizontal


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6.8.2.5 Recomendaciones. Algo conveniente considerar en montaje es a veces es cuantificar la capacidad de recuperación respecto de contingencias climáticas, en maquinarias, personas, abastecimiento, etc. Naturalmente no se puede diseñar un proyecto de montaje que sea inmune a cataclismo o controle todas las posibles contingencias, porque sería de un costo extremadamente elevado. En gran parte de los casos cabe la posibilidad de tomar medidas intermedias de costos aceptables. Evaluar el plan general implica hacer un análisis de sensibilidad del proyecto con respecto a sus principales componentes. Es recomendable verificar los efectos de disponer de mayor o menor cantidad de recursos; equipos, mano de obra, financiamientos, recepciones, etc. Previo a esta etapa naturalmente ya se debió construir el programa de avance de montaje detallado, que regirá la obra desde su inicio. Parte de las necesidades son: la grafica de GRANTT para las actividades, se programa desde la llegada del material hasta la entrega final liberada por la supervisión; es importante que también dentro de este programa este indicada la asignación de recursos; es decir un programa financiero. Para la utilización de grúas es indispensable conocer las señalizaciones con las manos entre los operadores y los montadores pues en muchos casos los operadores no alcancen a ver por donde deberán colocar la pieza; tampoco se recomienda dar indicaciones de voz ya que se pueden mal interpretar por que el ruido en la obra impide escuchar o interpretar bien las indicaciones, por eso se ha establecido una serie de señalizaciones que han sido adoptadas por todos los maniobristas y montadores en cualquier parte del mundo y solo son movimientos con los brazos y manos; en ocasiones estas señalizaciones son en “cadena”, es decir alguien las realiza, otro con mejor posición las repite y si es necesario otra persona vuelve a repetirlas hasta que sean observadas por el operador de la grúa y este realice los movimientos con la grúa que le estén siendo requeridos para colocar la pieza en su lugar; no debemos dejar de lado que solo gente con experiencia y conocimiento debe dar y recibir este tipo de señalamientos principales, la personas que sirvan como “cadena” solo repiten los movimientos para montar como anteriormente se menciono para evitar confusiones y minimizar al máximo los riesgos; en las figuras 6.99; se ilustra los señalamientos de maniobras y montaje.


405


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Figura 6.99 Señalizaciones para maniobras


406


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Figura 6.99 Continuación de Señalizaciones para maniobras


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6.9 Tolerancias. Hablar de tolerancias en orden consecutivo del proceso de ingeniería Diseño, fabricación y Montaje de estructuras metálicas; seria incongruente pues las tolerancias se aplican en cualquier etapa del proceso. Decidimos poner al último este tema; ya que incluso después de ensamble estructural debemos supervisar si las desviaciones de montaje si están o no dentro de tolerancia. Las desviaciones admitidas indicadas no deben ser superadas en ningún caso ya que comprometerían la resistencia y estabilidad de la estructura. En las tablas que se incluyen más adelante se detallan, dentro del recuadro las máximas desviaciones permitidas y otras más estrictas. Las tolerancias especiales son más severas y se aplican a aquellos casos en que hay que cumplir requisitos de ajuste, acabado, aspecto estético o condiciones de operación. En casos especiales de montaje o para aumentar la seguridad o la aptitud al servicio de de los componentes estructurales, pueden ser necesarias tolerancias especiales. En el pliego de especificaciones técnicas particulares se deberán indicar las tolerancias de proyecto. En el caso de tolerancias especiales es necesario explicitar a qué elementos se aplican. Las tolerancias normales quedan recogidas en las tablas de este tema. Debe entenderse que se trata de requisitos para la aceptación final de la estructura; realmente esta es una compilación en base a normas del AISC y el EUROCODIGO por lo tanto, los componentes prefabricados que se montan en obra tienen sus tolerancias de fabricación subordinadas a la comprobación final de la estructura ejecutada. Si se superan los límites de desviación permitida (el valor de la tolerancia), se dará lugar a una no-conformidad; sin embargo las normas son solo referencias; el criterio, experiencia, responsabilidad y honestidad de quien libera; permite generar los criterios de aceptación o rechazo. Se admite la justificación de una desviación no corregida de tolerancias esenciales mediante recálculo de la estructura incluyendo explícitamente el valor de la desviación; Compañías de ingeniería como ICA, Bufete Industrial, Hali Burton establecen con exactitud sus propias normas y/o especificaciones desde la realización de ingeniería. Tolerancias de fabricación.


408


D.E.A.S.A.



TIPO DE DESVIACIÓN PARÁMETRO DESVIACIÓN

ADMITIDA

Perpendicularidad de patines:

Falta de perpendicularidad:

∆ = máx de:

b/100

5 mm

Planicidad de patines:

Falta de planicidad:

∆ = máx de:

b/150

5 mm

Ancho de cajón

Desviación ∆ en el ancho del cajón de una placa individual:

b < 300 mm b ≥ 300 mm

Diferencia entre distancias de diagonales nominalmente similares:

∆ = (d1 - d2) con

d1 ≥ d2

∆ = ± 3 mm

∆ = ± 5 mm

∆ = máx de: (d1+d2)/400

3 mm

Distorsión (deformación) de Atiezadores de placa en alma

Desviación ∆ de atiezador

b/500

∆ = máx. de: 3 mm


409


D.E.A.S.A.




ADMITIDA

Distorsión de alma

Altura de alma b

b/150

∆ = máx. de: 3mm

Distorsión por debajo o por arriba (medida por

patines)

Planicidad en ambos ejes:

L/1000

∆ = máx. de

3mm

Contraflecha

Contra flecha ∆ en el medio de la longitud medida con el alma

horizontal:

L/1000

∆ = máx. de 6mm

Perpendicularidad entre almas y patines

Perpendicularidad al eje h/300

∆ = D/300


410


D.E.A.S.A.




ADMITIDA

Longitud: Longitud medida en el eje central o en la

esquina:

- longitud ≤ 10 m

- longitud > 10 m

∆ = ± 3 mm

∆ = ± 5 mm

Distorsión del alma

Desviación Δ en la longitud de referencia L

igual a la altura del alma b

│Δ│=b/100

pero │Δ│≥ tw Desviación más

estricta : │Δ│=b/100

Ondulación del alma

Desviación Δ en la longitud de referencia L igual a la altura de alma

b

│Δ│=b/100 pero │Δ│≥ tw

Desviación más estricta:

│Δ│=b/150

Ondulación del patín en secciones de tres placas

Desviación Δ en la longitud de referencia L igual al ancho del patín

b

│Δ│=b/100 No se requiere desviación más

estricta.


411


D.E.A.S.A.



A continuación se observan tolerancias aplicables desde paneles modulares, tableros metálicos o bien hasta puentes a base de cajones hechos con tableros orto trópicos; a continuación se presentan algunas tolerancias de fabricación de este tipo de elementos mecánico-estructurales; en estos tableros tanto almas como patines llevan atiezadores; tanto longitudinales como transversales o bien verticales y horizontales según sea el caso y/o criterio adoptado para llamar a los elementos; estos tableros también llevan diafragmas intermedios y diafragmas de apoyo dependiendo el diseño de estos

TIPO DE DESVIACIÓN PARÁMETRO DESVIACIÓN ADMITIDA

Distorsión del patín

Desviación Δ en la longitud de referencia

L igual al ancho del patín

b

│Δ│=b/100 No se requiere desviación más

estricta.

TABLEROS ORTOTROPICOS PARA PUENTES

Atiezadores longitudinales

Atiezadores transversales


412


D.E.A.S.A.




ADMITIDA

Planicidad en atiezadores longitudinales

Desviación perpendicular a la placa

Desviación │Δ│=a/400

Desviación más

estricta │Δ│=a/500

Planicidad en atiezadores transversales

Desviación paralela a la placa


Desviación más


Planicidad doblemente atiezados

Desviación perpendicular a la placa

Desviación │Δ│=b/400

Desviación más

estricta │Δ│=b/500

Planicidad doblemente atiezados

Desviación paralela a la placa

Desviación │Δ│=b/400

Desviación más

estricta │Δ│=b/500

Alineación de vigas

Desviación relativa entre atiezadores contiguos


Desviación más



413


D.E.A.S.A.




ADMITIDA

Inclinación de una columna de trabe carril

Desplome en el montaje desde el apoyo de la trabe carril a la base

│Δ│=h/1000

Inclinacion de columnas de marcos sin gruas viajeras

Inclinación desfavorable de las columnas en cada marco

│Δ│=h/500

O bien en cada marco

∆ = (∆1+∆2)/2

Inclinación

Desplome

Desviación │Δ│=h/300

Desviación más


Rectitud de la columna

Desviación


Desviación más



414


D.E.A.S.A.




ADMITIDA

Inclinación de una columna entre niveles de pisos contiguos

Desplome en relación a la base

∆ = h/500

Rectitud de columna con empate en

entre pisos

Excentricidad en el empate con relación a la directriz:


Desviación más estricta │Δ│=a/1000

Desviación angular

Siendo h la altura del piso

│ΔF│= h/500

Inclinación en conjunto

Desplome de columnas en relación a su base

n = Numero de pisos

│Δ│=Sh/(300√n


415


D.E.A.S.A.



DIAGRAMAS DE VIGAS CON DISTINTAS HIPOTESIS

DE CARGA

PERFILES LAMINADOS EN MEXICO

TORNILLERIA, TUERCAS, ROLDANAS Y TABLA DE

TORQUES ADMISIBLES

CABLES

CADENAS

GANCHOS, TENSORES, MORDAZAS, GRILLETES

INSTALACION Y TABLAS DE LOSACERO

PERNOS NELSON


416


D.E.A.S.A.




417


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420


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D.E.A.S.A.




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D.E.A.S.A.




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D.E.A.S.A.



LI ANGULOS DE LADOS IGUALES

PROPIEDADES GEOMETRICAS


431


D.E.A.S.A.



LI ANGULOS DE LADOS IGUALES



432


D.E.A.S.A.



CE CANAL PROPIEDADES

GEOMETRICAS


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D.E.A.S.A.



Designación diámetro D

Peso Área Eje X-X y Y-Y

I S r

mm in. kg/m lb./ft. cm2 cm

4 cm

3 cm

6,3 1/4 0,249 0,167 0,317 0,008 0,025 0,158

7,9 5/16 0,388 0,261 0,495 0,019 0,048 0,198

9,5 3/8 0,559 0,376 0,713 0,040 0,084 0,238

11,1 7/16 0,760 0,511 0,970 0,075 0,134 0,278

12,7 1/2 0,994 0,668 1,267 0,128 0,201 0,318

14,3 9/16 1,257 0,845 1,603 0,205 0,287 0,358

15,9 5/8 1,552 1,043 1,979 0,314 0,395 0,398

17,5 11/16 1,878 1,626 2,395 0,460 0,526 0,348

19,1 3/4 2,235 1,502 2,850 0,653 0,684 0,478

20,6 13/16 2,622 1,762 3,345 0,884 0,858 0,515

22,2 7/8 3,045 2,046 3,879 1,192 1,074 0,555

23,8 15/16 3,491 2,346 4,453 1,575 1,324 0,595

25,4 1 3,973 2,669 5,067 2,043 1,609 0,635

27,0 1 1/16 4,484 3,013 5,720 2,610 1,932 0,675

28,6 1 1/8 5,022 3,375 6,413 3,284 2,297 0,715

30,2 1 3/16 5,605 3,767 7,145 4,083 2,704 0,755

31,8 1 1/4 6,208 4,172 7,917 5,020 3,157 0,795

33,3 1 5/16 6,845 4,599 8,729 6,036 3,625 0,833

34,9 1 3/8 7,514 5,049 9,580 7,282 4,173 0,873

36,5 1 7/16 8,212 5,518 10,471 8,712 4,774 0,913

38,1 1 1/2 9,00 6,048 11,401 10,343 5,430 0,953

41,3 1 5/8 10,49 7,049 13,380 14,281 6,916 1,033

44,5 1 3/4 12,17 8,178 15,518 19,250 86,510 1,113

47,7 1 7/8 13,97 9,388 17,813 25,412 10,655 1,193

50,8 2 15,89 10,678 20,268 32,690 12,870 1,270

57,2 2 1/4 20,11 13,514 25,652 52,547 18,373 1,430

60,3 2 3/8 22,41 15,062 28,580 64,900 21,525 1,508

63,5 2 1/2 24,83 16,686 31,668 79,810 25,138 1,588

69,9 2 3/4 30,04 20,187 38,320 117,186 33,530 1,748

76,2 3 35,75 24,024 45,605 165,500 43,438 1,905

82,5 3 1/4 41,97 28,206 53,518 227,400 55,127 2,063

OS REDONDO SOLIDÓ LISO



434


D.E.A.S.A.



Designación D x t

Diámetro Nominal

Diámetro interior

Peso Área Ejes X-X y Y-Y

Denominación I S r

mm* x mm in. x in. in. mm kg/m cm2 cm

4 cm

3 cm

21 x 2,77 0,84 x 0,110 1/2 15,76 1,27 1,61 0,71 0,66 0,66 40 E

x 3,73 x 0,147 13,84 1,62 2,06 0,83 0,78 0,64 80 XE

27 x 2,87 1,05 x 0,113 3/4 20,96 1,69 2,15 1,55 1,16 0,85 40 E

x 3,91 x 0,154 18,88 2,2 2,8 1,87 1,4 0,82 80 XE

33 x 3,38 1,315 x 0,133

1 26,64 2,5 3,19 3,64 2,18 1,07 40 E

x 4,55 x 0,179 24,3 3,24 4,12 4,4 2,63 1,03 80 XE

42 x 3,56 1,66 x 0,140 1 1/4 35,08 3,39 4,32 8,13 3,85 1,37 40 E

x 4,85 x 0,191 32,5 4,47 5,69 10,09 4,78 1,33 80 XE

48 x 3,68 1,90 x 0,145 1 1/2 40,94 4,05 5,16 12,93 5,35 1,58 40 E

x 5,08 x 0,200 38,14 5,41 6,9 16,33 6,76 1,54 80 XE

60 x 3,91 2,375 x 0,154

2 52,48 5,44 6,93 27,66 9,18 2 40 E

x 5,54 x 0,218 49,22 7,48 9,53 36,09 11,97 1,95 80 XE

73 x 5,16 2,875 x 0,203

2 1/2 62,68 8,63 11 63,63 17,43 2,41 40 E

x 7,01 x 0,276 58,98 11,41 14,53 80 21,92 2,35 80 XE

89 x 5,49 3,5 x 0,216 3 77,92 11,29 14,39 125,65 28,27 2,96 40 E

x 7,62 x 0,300 73,66 15,27 19,46 162,09 36,47 2,89 80 XE

102 x 5,74 4 x 0,226 3 1/2 90,12 13,57 17,29 199,27 39,23 3,4 40 E

114 X 6,,02

4,5 X 0,237 4 102,26 16,08 20,48 301,05 52,68 3,83 40 E

X 8,56 X 0,337 97,18 22,32 28,44 400,03 70 3,75 80 XE

141 X 6,55

5,56 X 0,258 5 128,2 21,77 27,73 630,83 89,29 4,77 40 E

X 9,53 X 0,375 122,24 30,97 39,45 860,73 121,83 4,67 80 XE

X 12,70 X 0,500 115,9 40,28 51,31 1071,03 151,6 4,57 120

OC TUBO CIRCULAR



435


D.E.A.S.A.



Designación D x t

Diámetro Nominal

Diámetro interior


Denominación I S r


4 cm

3 cm

168 X 7,11 6,63 X 0,280 6 154,08 28,26 36 1171,63 139,23 5,7 40 E

X 10,97 X 0,432 146,36 42,56 54,22 1685,81 200,33 5,58 80 XE

X 14,27 X 0,562 139,76 54,21 69,05 2065,43 245,45 5,47 120

X 18,26 X 0,719 131,78 67,57 86,07 2457,92 292,09 5,34 160

219 X 6,35 8,63 X 0,250 8 206,4 33,32 42,44 2403,4 219,39 7,53 20

X 7,04 X 0,277 205,02 36,82 46,9 2639,28 240,92 7,5 20

X 8,18 X 0,322 202,74 42,55 54,2 3018,69 275,55 7,46 40 E

X 12,70 X 0,500 193,7 64,64 82,35 4401,83 401,81 7,31 80 XE

X 18,25 X 0,719 182,6 90,4 115,16 5854,75 534,44 7,13 120

273 X 6,35 10,75 X 0,250 10 260,4 41,77 53,21 4735,77 346,82 9,43 20

X 7,80 X 0,307 257,5 51,03 65,01 5724,55 419,23 9,38 30

X 9,27 X 0,365 254,56 60,31 76,83 6693,37 490,18 9,33 40 E

X 12,70 X 0,500 247,7 81,56 103,89 8827,05 646,43 9,22 60 XE

X 15,09 X 0,594 242,92 96,02 122,31 10212,7 747,91 9,14 80

X 18,26 X 0,719 236,58 114,76 146,19 11928,5 873,56 9,03 100

324 X 6,35 12,75 X 0,250 12 311,2 49,73 63,35 7988,09 493,24 11,23 20

X 8,38 X 0,330 307,14 65,21 83,07 10344 638,72 11,16 30

X 9,53 X 0,375 304,84 73,88 94,12 11637,8 718,61 11,12 E

X 10,31 X 0,406 303,28 79,73 101,57 12498,8 771,77 11,09 40

X 12,70 X 0,500 298,5 97,47 124,16 15055,8 929,65 11,01 XE

X 14,27 X 0,562 295,36 108,96 138,81 16669,9 1029,3 10,96 60

X 17,48 X 0,668 288,94 132,09 168,27 19813,5 1223,4 10,85 80

OC TUBO CIRCULAR



436


D.E.A.S.A.



Designación D x t

Diámetro Nominal

Diámetro interior


Denominación I S r


4 cm

3 cm

356 X 6,35 14 X 0,250 14 342,9 54,69 69,67 10626,3 597,66 12,35 10

X 7,92 X 0,312 339,76 67,91 86,51 13078,2 735,56 12,3 20

X 9,53 X 0,375 336,54 81,33 103,61 15522,9 873,06 12,24 30 E

X 11,13 X 0,438 333,54 94,55 120,45 17883,9 1005,8 12,19 40

X 12,70 X 0,500 330,2 107,4 136,81 20135,5 1132,5 12,13 XE

X 19,05 X 0,750 317,5 158,11 201,42 26608,4 1609 11,92 80

X 23,83 X 0,938 309,94 194,97 248,37 34350 1932 11,76 100

406 X 6,35 16 X 0,250 16 393,7 62,65 79,81 15969,6 785,9 14,15 10

X 7,92 X 0,312 930,56 77,83 99,15 19686,9 968,84 14,09 20

X 9,53 X 0,375 387,34 93,27 118,82 23407,2 1151,9 14,04 30 E

X 12,70 X 0,500 381 123,31 157,08 30465,7 1499,3 13,93 40 XE

X 21,44 X 0,844 363,52 203,54 259,29 48181,1 2371,1 13,63 80

457 X 6,35 18 X 0,250 18 444,3 70,57 89,9 22826,9 998,99 15,93 10

X 7,92 X 0,312 441,16 87,72 111,74 28177,3 1233,1 15,88 20

X 11,13 X 0,438 434,74 122,38 155,9 38766,1 1696,6 15,77 30

X 12,70 X 0,500 431,6 139,16 177,27 43777,3 1915,9 15,71 XE

X 14,27 X 0,562 428,46 155,81 198,48 48680,2 2130,4 15,66 40

X 19,05 X 0,750 418,9 205,75 262,1 62958 2755,3 15,5 60

X 23,83 X 0,938 409,34 254,57 324,29 76291,1 3338,8 15,34 80

508 X 6,35 20 X 0,250 20 495,3 78,56 100,07 31485 1239,6 17,74 10

X 9,53 X 0,375 488,94 117,15 149,24 46369,3 1825,6 17,63 20

X 12,70 X 0,500 482,6 155,13 197,62 60639,4 2387,4 17,52 30 XE

X 20,62 X 0,812 466,76 247,84 315,72 93913,6 3697,4 17,25 60

OC TUBO CIRCULAR



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D.E.A.S.A.



Designación D x t

Diámetro Nominal

Diámetro interior


Denominación I S r


4 cm

3 cm

610 X 6,35 24 X 0,250 24 597,3 94,53 120,42 54857,4 1798,6 21,34 10

X 9,53 X 0,375 590,94 141,12 179,77 81045,4 2657,2 21,23 20 E

X 12,70 X 0,500 584,6 187,07 238,31 106325 3486,1 21,12 XE

X 14,27 X 0,562 581,46 209,65 267,07 118543 3886,1 21,07 30

X 17,48 X 0,668 575,04 255,42 325,38 142917 4685,8 20,96 40

762 X 6,35 30 X 0,250 30 794,3 118,34 150,75 107602,6 2824,3 26,72 10

X 7,92 X 0,312 749,16 147,29 187,63 133377,3 3500,8 26,66 E

X 9,53 X 0,375 742,94 176,85 225,28 159472,8 4185,7 26,61 20 XE

X 12,70 X 0,500 736,6 234,68 298,96 209870,9 5508,5 26,5 30

X 15,88 X 0,625 730,24 292,2 372,23 259137,2 6801,6 26,39

X 19,05 X 0,750 723,9 349,04 444,64 306938,9 8057,4 26,28

914 X 7,92 36 X 0,312 36 898,16 176,97 225,45 231374 5062,9 32,04 10

X 9,53 X 0,375 894,94 212,57 270,79 276936,9 6059,9 31,98 E

X 12,70 X 0,500 888,6 282,29 359,6 365220 7991,8 31,87 20 XE

X 15,88 X 0,625 882,24 351,73 448,06 451903,6 988,58 31,76 30

X 19,05 X 0,750 875,9 420,45 535,6 536468,9 11739 31,65 40

X 22,23 X 0,875 869,54 488,89 622,79 619475,7 13555 31,54

1067 X 9,53 42 X 0,375 42 1047,94 248,53 316,6 442577 8295,8 37,39 E

X 12,70 X 0,500 1041,6 330,21 420,65 584542,2 10957 37,28 XE

X 15,88 X 0,625 1035,24 411,64 524,39 524374,2 13578 37,17

X 19,05 X 0,750 1028,9 492,33 627,17 861225 16143 37,06

X 22,23 X 0,875 1022,54 572,77 729,64 995989,1 18669 36,95

X 25,40 X 1,000 1016,2 652,46 831,16 1124850 21141 36,84

OC TUBO CIRCULAR



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D.E.A.S.A.



Designación D x t

Diámetro Nominal

Diámetro interior


Denominación I S r


4 cm

3 cm

1219 X 9,53 48 X 0,375 48 1199,94 284,25 363,11 66158,02 10864 42,76 E

X 12,70 X 0,500 1193,6 377,81 481,29 875536,6 13365 42,65 XE

X 15,88 X 0,625 1187,24 471,17 600,22 1086199 17821 42,54

X 19,05 X 0,750 1180,9 563,74 718,14 1292857 21212 42,43

X 22,23 X 0,875 1174,54 656,1 835,8 146848,5 24559 42,32

X 25,40 X 1,000 1168,2 747,67 952,45 169627,4 27842 42,21

1422 X 9,53 56 X 0,375 56 1402,94 331,96 422,88 1054646 14833 49,94

X 12,70 X 0,500 1396,6 441,39 562,29 1386066 19635 49,83

X 15,88 X 0,625 1390,24 550,67 701,49 1733922 24387 49,72

X 19,05 X 0,750 1383,9 659,11 839,63 2066132 29060 49,61

X 22,23 X 0,875 1377,54 767,39 977,57 2394834 33683 49,5

X 25,40 X 1,000 1371,2 874,83 1114,44 2718003 32228 49,39

1524 X 9,53 60 X 0,375 60 1504,94 355,94 453,42 1300016 17061 53,55

X 12,70 X 0,500 1498,6 473,34 602,98 1721642 22594 53,43

X 15,88 X 0,625 1492,24 560,62 752,38 2139256 28075 53,32

X 19,05 X 0,750 1485,9 707,03 900,67 2550276 33469 53,21

X 22,23 X 0,875 1479,54 823,31 1048,8 2957341 38811 53,1

X 25,40 X 1,000 1473,2 938,73 1195,83 3357934 44068 52,99

OC TUBO CIRCULAR



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D.E.A.S.A.



Designación Tamaño y espesor t

Peso Área

Ejes X-X Y-Y

I S r

mm* x mm in. x in. kg/m lb./ft. cm2 cm

4 cm

3 cm

25 x 2,4 1 x 0,095 1,62 1,09 2,07 1,75 1,38 0,92

x 3,4 x 0,133 2,10 1,41 2,68 2,01 1,58 0,87

38 x 2,8 1,5 x 0,11 2,95 1,98 3,74 7,56 3,96 1,42

x 3,2 x 0,125 3,29 2,21 4,17 8,21 4,30 1,40

51 x 2,8 2 x 0,110 4,00 2,69 5,11 19,04 7,49 1,93

x 3,2 x 0,125 4,54 3,05 5,79 21,40 8,42 1,92

x 4,0 x 0,156 5,45 3,55 6,97 24,70 9,72 1,88

64 x 3,2 2,5 x 0,125 5,84 3,92 7,40 44,07 13,88 2,44

x 3,6 x 0,141 6,47 4,35 8,26 48,30 15,20 2,42

x 4,8 x 0,188 8,32 5,59 10,58 59,10 8,68 2,36

76 x 3,2 3 x 0,125 7,12 4,78 9,01 78,93 20,71 2,95

x 4,8 x 0,188 10,20 6,85 13,00 108,00 28,30 2,90

89 x 3,2 3,5 x 0,125 8,39 5,64 10,62 128,53 28,91 3,47

x 4,0 x 0,156 10,20 6,85 13,00 154,00 34,60 3,45

x 4,8 x 0,188 12,10 8,13 15,40 179,00 40,10 3,00

x 6,3 x 0,250 15,64 10,51 19,90 220,20 50,00 3,33

102 x 4,8 4 x 0,188 14,02 9,42 17,87 274,30 54,08 3,91

OR TUBO CUADRADO (PTR)



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CF CANAL MONTEN



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D.E.A.S.A.



PERFIL IE ESTANDAR



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D.E.A.S.A.



PERFIL IR ESTANDAR

PROPIEDADES

GEOMETRICAS


443


D.E.A.S.A.



PERFIL IR ESTANDAR

PROPIEDADES

GEOMETRICAS


444


D.E.A.S.A.



PERFIL IS ESTANDAR

PROPIEDADES

GEOMETRICAS


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D.E.A.S.A.




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D.E.A.S.A.




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D.E.A.S.A.




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a) INTRODUCCION

Definición de la losacero La losacero es un sistema de entrepiso metálico que trabajando en conjunto con el concreto y estructura, ofrece un concepto de construcción eficiente, económica y rápida al diseñador consiente del tiempo y costo total del proyecto. La losacero ofrece un excelente desempeño y seguridad donde se requiera diseños en aplicaciones para zonas sísmicas, brindando una notable economía al reducir la necesidad de contraventeo estructural. Es un sistema constructivo el cual puede ser instalado bajo cualquier condición de clima, convirtiéndolo en la mejor opción contra sistemas equivalentes los cuales pueden ocasionar retrasos en la terminación del proyecto. La losacero utiliza en su fabricación material galvanizado cumpliendo con la norma ASTM A-653 y ofreciendo un esfuerzo mínimo a la cedencia de 37 ksi. Es por esto que La losacero es una opción excelente en una amplia variedad de diseños y proyectos para entrepisos y azoteas. Descripción del Sistema de losacero La losacero actúa como acero de refuerzo y cimbra. • Opera en forma similar a una viga trabajando como sección compuesta. Elementos que la forman: -Viga de Acero -Conectores de Cortante -Losa (Concreto + Losacero) Su eficiente patrón de embozado longitudinal localizado en las paredes de cada canal de La losacero actúan como conectores mecánicos que ayudan a incrementar la adherencia entre la losacero y el concreto, evitando además el deslizamiento entre ellos, y logrando su desempeño como una sola unidad. El concreto actúa como elemento de compresión efectivo y rellena los canales del la losacero, proporcionando una superficie plana para los acabados de la losa. Esta diseñado para soportar la carga muerta completa del concreto antes del fraguado. Después de que el concreto adquiere su resistencia propia, la sobrecarga de diseño es soportada por la sección compuesta donde la losacero provee el refuerzo positivo del entrepiso.

Ventajas de la losacero Reemplaza la cimbra convencional de madera logrando eliminar en algunos casos el apuntalamiento temporal. Acelera la construcción por manejo de colados simultáneos en distintos niveles del Edificio, generando ahorro en mano de obra, costo y tiempo.


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Limpieza por el nulo trabajo con madera, alambres, etc., y seguridad por su rigidez hacia las cargas de tránsito. La lámina crea una membrana de estabilidad y resistencia contra los efectos sísmicos, cuando se crea el efecto de diafragma en la losa. Como opcional se puede suministrar en acabado de color o bien pintar en la parte inferior para mejorar estética. Proporciona una plataforma segura de trabajo y almacenamiento antes de vaciar el concreto, (siempre que esté fijo a la estructura). Tiene aplicación tanto en estructuras de acero como de concreto. Menores cargas muertas en el peso total del edificio.

Especificaciones

Todos los criterios y métodos de diseño se basan en la edición 1986 del “Manual de Miembros Estructurales de Acero Rolado en Frío”, editado por American Iron and Steel Institute.

Lámina galvanizada de acuerdo a la norma ASTM A-653 grado 37 (Fy=37 KSI).

Para el cálculo de las propiedades de la sección compuesta se consideró concreto

normal: Peso volumétrico 2,300 Kg/m3. y un esfuerzo a la compresión f‟c=200 Kg/cm

2.

La longitud mínima de apoyo en los extremos para la losacero deberá ser igual a 3.8 cm. (1.5”).

El recubrimiento mínimo de concreto sobre la losacero será igual a 5 cm. y el recubrimiento sobre la malla electrosoldada de 2.5 cm.

En secciones compuestas, el recubrimiento mínimo sobre la parte superior de un elemento conector (perno Nelson, canal CPS, ángulo, etc.) deberá ser de 1.3 cms. (1/2”).

Se deberá tomar en cuenta todas las especificaciones del reglamento de construcción con concreto del ACI 318 última edición. b) TIPOS DE LOSACERO Y SOBRECARGAS PERMISIBLES LOSACERO CON CRESTAS DE 3.8CM Características Tiene mejor aplicación en claros de 1.25 m. a 2.00 m. considerando el evitar apuntalamiento. Por su pequeño peralte, presenta un ahorro de concreto en claros cortos. Peralte: 3.8 cm. Poder : Cubriente: 60.96cm. y 91.44 cm. Calibre: 18 al 24 Acabado: Pintado y Galvanizado


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Losacero con crestas de 3.8cm

PROPIEDADES DE LA SECCIÓN DE ACERO CON CRESTAS DE 3.8CM

CALIBRE PESO Kg/m2

Ssup cm3 Sinf cm3 Ancho 61cm

Ancho 91.4cm

24 6.66 6.09 12.06 8.75

22 9.35 8.58 16.69 12.10

20 11.15 10.24 20.22 14.66

18 14.71 13.54 26.78 19.41

PROPIEDADES DE LA SECCIÓN COMPUESTA CON CRESTAS DE 3.8CM

CALIBRE ESPESOR DE CONCRETO

cm

Wdl kg/m2

Vr kg

Ic cm4

Ssc cm3

Sic cm3

24

5 6 8 10

152 175 221 267

1084 1445 2168 2891

198 283 532 910

61 76

114 161

35 46 74 111

22

5 6 8 10

155 178 224 270

1084 1445 2168 2891

236 332 607 1017

69 85

124 174

43 56 87 127

20

5 6 8 10

157 180 226 272

1084 1445 2168 2891

263 366 660 1093

73 90

131 182

50 63 97 139

18

5 6 8 10

161 184 230 276

1084 1445 2168 2891

308 425 752 1226

81 99

142 196

61 77 114 162


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LOSACERO CON CRESTAS DE 3.8CM SOBRECARGA PERMISIBLE (Kg/m2

)

Calibre L metros Espesor de concreto cm.

t=5 t=6 t=8 t=10

24

1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75

1582 1293 1086 932 710 540 406 312 246 197 158

2137 1751 1476 1260 958 743 580 447 351 281 228*

3247 2669 2256 1947 1603 1256 1000 805 653 529* 430*

4358 3587 3037 2624 2302 1949 1564 1272 1044* 863* 718*


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22

1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75

1579 1290 1083 929 808 644 484 372 293 234 190

2134 1748 1473 1267 1106 906 681 524 412 330 268

3244 2666 2253 1944 1703 1510 1211 959 754 604 491

4355 3584 3034 2621 2299 2042 1825 1491 1230 1012 822

20

1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75

1577 1288 1081 927 806 710 539 415 326 261 212

2132 1746 1471 1265 1104 976 750 578 454 364 296

3242 2664 2251 1942 1701 1508 1350 1042 820 656 533

4353 3582 3032 2619 2297 2040 1830 1655 1358 1087 884

18

1.25 1.50 1.75 2.00 2.25 2.50 2.75 3.00 3.25 3.50 3.75

1573 1284 1077 923 802 706 627 486 382 306 249

2128 1742 1467 1261 1100 972 866 671 528 422 343

3238 2660 2247 1938 1697 1504 1346 1188 934 748 608

4349 3578 3028 2615 2293 2036 1826 1651 1503 1220 991

NOTA: Los valores sombreados requieren apuntalamiento temporal al centro del claro. * Se requiere apuntalamiento temporal a los tercios del claro.


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LOSACERO CON CRESTAS DE 6.35CM Características Excelente capacidad de carga. Por su peralte soporta claros de 2.50 m. sin necesidad de apuntalamiento. Mayor poder cubriente, lo que repercute en ahorro de mano de obra,costo y tiempo en la instalación.

Peralte: 6.35 cm. Poder Cubriente: 91.44 cm. Calibre: 18 al 24 Acabado: Pintado y Galvanizado

PROPIEDADES DE LA SECCIÓN DE ACERO CON CRESTAS DE 6.35CM

CALIBRE PESO Kg/m2

I cm4

Ssup cm3

Sinf cm3

24 5,91 54,3 16,86 17,35

22 8,29 76,15 23,65 24,33

20 9,89 90,66 28,15 28,97

18 13,04 119,48 37,1 38,18


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PROPIEDADES DE LA SECCIÓN COMPUESTA CRESTAS DE 6.35CM

CALIBRE

ESPESOR DE

CONCRETO cm

Wdl kg/m

2

Vr kg

Ic cm

4

Ssc cm3

Sic cm

3

24

5 6 8

10 12

195 218 264 310 356

1445 1734 2312 2891 3469

315 410 678 1074 1626

92 106 142 187 243

40 48 71 101 139

22

5 6 8

10 12

197 220 266 312 358

1445 1734 2312 2891 3469

391 502 804 1238 1834

105 121 159 207 265

51 61 86 119 161

20

5 6 8

10 12

199 222 268 314 360

1445 1734 2312 2891 3469

445 567 893 1356 1985

114 131 171 220 279

60 71 98 133 177

18

5 6 8

10 12

202 225 271 317 363

1445 1734 2312 2891 3469

538 678 1049 1564 2253

127 146 189 242 304

75 88 119 158 206


467


D.E.A.S.A.



SOBRECARGA PERMISIBLE (Kg/m2

) LOSACERO CON CRESTAS DE 6.35CM

Calibre L metros Espesor de concreto cm.

t=5 t=6 t=8 t=10 t=12

24

1.80 2.00 2.20 2.40 2.60 2.80 3.00 3.20 3.40 3.60 3.80 4.00 4.20 4.40

1346 1053 836 672 543 442 360 292 237 190 151

1631 1280 1020 822 668 546 448 367 300 244 197 156

2305 1951 1567 1274 1047 866 721 601 503 420 350 290 238 194

2902 2581 2294 1878 1555 1298 1091 921 780 663 563 478 405 341

3498 3113 2798 2535 2210 1857 1571 1338 1145 983 845 728 627 540*

22

1.80 2.00 2.20 2.40 2.60 2.80 3.00 3.20 3.40 3.60 3.80 4.00 4.20 4.40

1408 1248 1116 907 744 614 510 424 353 294 243 200 163 131

1706 1514 1352 1101 906 751 625 523 438 367 307 255 211 173

2302 2046 1835 1597 1321 1102 926 782 662 562 477 404 342 288

2900 2579 2316 2097 1884 1582 1338 1138 972 833 716 616 529 455

3496 3111 2795 2532 2310 2119 1874 1604 1380 1192 1033 897 781 679


468


D.E.A.S.A.



20

1.80 2.00 2.20 2.40 2.60 2.80 3.00 3.20 3.40 3.60 3.80 4.00 4.20 4.40

1407 1246 1115 1005 909 756 633 532 449 379 320 269 225 188

1705 1512 1354 1223 1089 908 763 643 545 462 392 332 280 236

2300 2044 1834 1659 1510 1292 1091 926 790 676 579 496 425 364

2898 2577 2314 2095 1910 1751 1530 1307 1122 967 835 723 627 543

3494 3109 2794 2531 2308 2118 1953 1797 1551 1344 1170 1021 892 781

18

1.80 2.00 2.20 2.40 2.60 2.80 3.00 3.20 3.40 3.60 3.80 4.00 4.20 4.40

1404 1243 1112 1002 910 830 761 701 584 492 418 359 310 269

1702 1509 1351 1220 1109 1014 931 847 725 620 527 452 390 340

2298 2041 1831 1656 1507 1380 1270 1174 1014 875 757 657 571 496

2895 2574 2311 2092 1907 1748 1610 1490 1384 1204 1049 915 801 702

3491 3106 2791 2528 2305 2115 1950 1805 1678 1564 1417 1244 1094 965

NOTA: Los valores sombreados requieren apuntalamiento temporal al centro del claro. * Se requiere apuntalamiento temporal a los tercios del claro. LOSACERO CON CRESTAS DE 7.62CM Características Gran capacidad de carga. Por su peralte soporta claros de 2.50 m. a 3.20 m. sin necesidad de apuntalamiento. Mayor poder cubriente, lo que repercute en ahorro de mano de obra, costo y tiempo de instalación. Es el perfil cuyo peralte es el más utilizado en las obras de alta especificación en Estados Unidos, ampliando con esto su nivel de competitividad.


469


D.E.A.S.A.



Peralte: 7.62 cm.

Poder Cubriente: 60.96 cm. y 91.44 cm.

Calibre: 18 al 24

Acabado: Pintado y galvanizado PROPIEDADES DE LA SECCIÓN DE ACERO CON CRESTAS DE 7.6CM

CALIBRE

PESO Kg/m2 I

cm4 Ssup cm3

Sinf cm3

Ancho 61 cm

Ancho 91 cm

24 6.36 6.09 71.10 18.22 19.13

22 8.90 8.58 98.37 25.20 26.47

20 10.60 10.24 119.19 30.54 32.07

18 10.60 13.54 157.83 40.43 42.46


470


D.E.A.S.A.



PROPIEDADES DE LA SECCIÓN COMPUESTA CRESTAS DE 7.6CM

CALIBRE ESPESOR DE

CONCRETO cm Wdl

kg/m2

Vr kg

Ic cm

4

Ssc cm3

Sic cm

3

24

5 6 8

10 12

209 232 277 323 369

1807 2168 2891 3614 4336

438 551 856 1292 1888

116 131 169 215 272

49 58 81 111 148

22

5 6 8

10 12

211 234 280 326 372

1807 2168 2891 3614 4336

557 692 1047 1539 2199

134 152 193 243 302

65 76 102 136 177

20

5 6 8

10 12

213 236 282 328 374

1807 2168 2891 3614 4336

634 783 1170 1699 2399

145 164 207 260 321

76 88 117 153 197

18

5 6 8

10 12

217 240 286 332 378

1807 2168 2891 3614 4336

768 944 1390 1988 2768

161 182 231 287 352

97 111 144 185 235


471


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SOBRECARGA PERMISIBLE (Kg/m2

) LOSACERO CON CRESTAS DE 7.6CM

Calibre L metros

Espesor de concreto cm.

t=5 t=6 t=8 t=10 t=12

24

1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2 3.4 3.6 3.8 4.0 4.2 4.4

1678 1320 1054 853 696 571 470 388 320 263 214 173

2002 1578 1264 1025 839 691 572 475 394 327 269 220 178

2843 2250 1812 1478 1218 1012 846 710 597 503 423 355 296 245*

3684 3140 2539 2082 1726 1444 1216 1030 875 746 636 543 462* 393*

4440 3958 3447 2838 2363 1987 1683 1435 1229 1056 910 785* 678* 585*

22

1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2 3.4 3.6 3.8 4.0 4.2 4.4

1791 1590 1426 1197 989 824 690 581 491 415 351 296 249 208

2169 1928 1726 1413 1169 976 820 692 586 498 423 359 304 256

2926 2605 2342 1930 1603 1344 1134 963 821 702 602 516 442 378

3684 3282 2953 2621 2185 1839 1560 1331 1142 984 849 735 636 551

4440 3958 3564 3235 2896 2416 2082 1785 1539 1332 1158 1009 880 769


472


D.E.A.S.A.



20

1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2 3.4 3.6 3.8 4.0 4.2 4.4

1791 1590 1426 1289 1177 997 841 713 607 519 444 380 325 277

2169 1928 1731 1567 1389 1165 984 836 714 611 525 450 387 331

2926 2605 2342 2123 1878 1580 1340 1144 981 845 729 631 546 472

3684 3282 2953 2680 2448 2108 1794 1537 1324 1145 994 865 754 658

4440 3958 3564 3235 2957 2719 2358 2027 1753 1523 1329 1163 1020 896

18

1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8 3.0 3.2 3.4 3.6 3.8 4.0 4.2 4.4

1791 1590 1426 1289 1173 1074 988 912 830 702 597 512 442 385

2169 1928 1731 1567 1428 1309 1205 1113 958 829 719 626 544 473

2926 2605 2342 2123 1938 1779 1641 1469 1269 1101 959 837 733 642

3684 3282 2953 2680 2448 2249 2077 1923 1665 1449 1267 1111 977 861

4440 3958 3564 3235 2957 2719 2513 2332 2159 1885 1653 1455 1285 1137

NOTA: Los valores sombreados requieren apuntalamiento temporal al centro del claro. * Se requiere apuntalamiento temporal a los tercios del claro. c) INFORMACION GENERAL

Sobrecargas permisibles

• Todas las sobrecargas permisibles mostradas en las tablas anteriores son para losas

de concreto reforzado en claros simples y como simplemente apoyados.

Refuerzo por temperatura

• La recomendación del Steel Deck Institute (SDI) indica que el área de acero mínima


473


D.E.A.S.A.



deberá ser igual a 0.00075 veces el área de concreto sobre la lámina

o la densidad equivalente de algún producto alterno. El tipo de refuerzo se indica en la

siguiente tabla.

ACERO DE REFUERZO ADICIONAL

ESPESOR DE CONCRETO (cm)

MALLA* DRAMIX DVO 150

TIPO AREA (cm2)

DENSIDAD (kg/m3)

5 6 8

10 12

6x6-10/10 6x6-10/10 6x6-10/10

6x6-8/8 6x6-6/6

0.61 0.61 0.61 0.87 1.23

10 10 10 10 10

* Esta malla no se considera como refuerzo negativo. Voladizos

En el caso de voladizos la losacero actúa sólo como cimbra permanente, debiendose colocar el acero de refuerzo en la parte superior de la losa, diseñándose este extremo como una losa sólida.

d) VIGAS DE SECCION COMPUESTA Definición En la sección Compuesta, se conecta la viga de acero con la losa de concreto

o entrepiso metálico. Actúan en conjunto para resistir la carga sobre la viga ya que al

conectarse un área de concreto en la losa, se transforma para el diseño en área equivalente

de acero, aumentando las propiedades de la viga.

El utilizar vigas de sección compuesta en la construcción, nos permite reducir el tamaño y

costo de la viga de acero hasta un 30% ya que se utilizan secciones de acero más ligeras. FORMACIÓN DE LA SECCIÓN COMPUESTA


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D.E.A.S.A.



Principales ventajas de la sección compuesta: Disminución aproximada del 30% de peso y costo de la estructura por requerir perfiles y losa de menor dimensión. Disminución de la altura total del edificio por requerir perfiles y losa de menor dimensión. Requiere mayor separación en claros y posiblemente menos columnas, por lo que el peso total del edificio es menor. Debido a la disminución del peso propio del edificio, los volumenes de cimentación también se ven disminuidos con el consecuente ahorro también de excavación y acarreos.

Métodos de construcción La viga de acero se conecta al entrepiso metálico por medio de conectores soldados sobre la losacero y fusionándose al patín superior de la viga, aprovechando al conector como elemento de fijación para la losacero Tipos de conectores a cortante

A. Pernos Nelson (soldadura por fusión) B. Canales, Ángulos o Varilla corrugada (Soldadura de Chaflán)

UNIÓN A TOPE CUANDO SE UTILIZA EL PERNO LA LOSACERO, NO SE DEBE TRASLAPAR LA LÁMINA, PARA ASÍ PERMITIR QUE EL PERNO PENETRE DESDE LA LOSACERO HASTA LA VIGA.


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D.E.A.S.A.



e) ESPECIFICACIONES PARA LA INSTALACION DE LA LOSACERO

1. Puntos a verificar antes de iniciar la instalación de la losacero.

1.1 Verificar que todas las conexiones de la estructura que reciben a la losacero se

encuentren terminadas.

1.2 Localización del arranque para la instalación de la primera lámina.

1.3 El trazo y alineación de la lámina; para esto se pueden utilizar como guía hilo, gis, etc.


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D.E.A.S.A.



2. Instalación

2.1 Instalación en estructuras de acero. 2.2 Procedimiento de instalación.

2.2.1Plenamente sujeta la lámina, se procede a la fijación por medio de puntos de

soldadura E-60 de mínimo 20 mm o pijas de diámetro 1/4”, modulándose a cada 30

cm (cada valle) en la losacero con crestas de 6.35cm y 7.6cm. Para la losacero con

crestas de 3.8cm; se modulan a cada 15 cm en apoyos de los extremos, cambiándolo

de modulación a cada 30 cm en los intermedios.

2.2.2Se puede fijar la lámina utilizando pernos de cortante los cuales, hacen trabajar la

losa como sección compuesta dando mayor eficiencia y menor peso por m2

de

construcción. Los pernos se colocan en cada valle con una pistola perneadora la cuál

forma un arco eléctrico entre la estructura y el perno, generando la fusión de éste con

la estrucutura. Otra opción puede ser utilizar ángulos de acero, canales, varillas, etc.

Todos los elementos a corte, se deberán fijar con cordón de soldadura E-60 ó E70

según el diseño.


477


D.E.A.S.A.



Recomendaciones:

Al utilizar espesores delgados de losacero (Cal. 22 y 24), deberá colocar una placa de

respaldo para obtener una soldadura confiable.

No es recomendable instalar la losacero con traslapes cuando se utiliza el perno conector, ya

que se forma una capa de aire entre las láminas lo cual evitaría la fusión correcta del perno.

2.3 Instalación en estructuras de concreto.

2.3.1 Se instalará la losacero dentro de la sección a colar de trabe, la cual quedará

completamente monolítica después de fraguado el elemento.

2.3.2 Otra opción puede ser colocar placas con anclas ahogadas a la trabe de concreto y

después recibir la losacero, sujetándola con puntos de soldadura, pijas ó pernos.

2.3 Ya instalada la losacero se procede a colocar la malla electrosoldada (acero por

temperatura) sobre la lámina, procurando obtener un recubrimiento mínimo de 2.5 cm

sobre el tope de concreto, controlado con silletas de alambrón ó gavetas de concreto


478


D.E.A.S.A.



2.4pobre. A su vez se cimbran con madera todos los límites del entrepiso.

Se coloca el apuntalamiento temporal si es requerido el cual si es de madera, será de

4” x 4” colocándose el puntal madrina a cada 0.80 m. a centros como máximo. Se

pueden manejar también andamios metálicos para lograr el mismo objetivo.

Recomendaciones: Se deben colocar cuñas o calzas de madera para recibir el puntal, con el objeto de no forzar el sistema al retirar el apuntalamiento ya una vez fraguada la losa. El apuntalamiento retirará al alcanzar la losa el 75% de su resistencia del concreto a la compresión, esto es aproximadamente a los 7 días. 2.5 Se deberán colocar tablones de madera sobre la lámina, con el objetivo de distribuir la carga de los trabajadores, y evitar así cargas directas a la lámina que pueden producir deformaciones, las cuales después de fraguada la losa quedarán de manera permanente.


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D.E.A.S.A.



2.6 Se deberán de eliminar los polvos y cualquier residuo de aceite o grasa sobre la lámina antes de colar el concreto. 2.7 Se deberá distribuir de manera uniforme el concreto con un espesor variable entre 5 y 12 cm de acuerdo al proyecto, evitando de sobremanera el producir cargas de impacto que puedan dañar la lámina. 2.8 Consideraciones Generales: Se deberá tener cuidado de la temperatura a la que se encuentre la lámina antes de colar, esto para evitar cualquier modificación a la característica del concreto. Considerar colados a primera hora del día. f) DISEÑO DE UN ENTREPISO METALICO. Ejemplo Revisión de una losacero con cresta de 6.35cm para soportar una sobrecarga de 900 Kg/m2

. DATOS PROPUESTOS SIMBOLOGÍA Calibre 22 Es = Módulo de Elasticidad del Acero

Espesor 5 cm Ec = Módulo de Elasticidad del Concreto

Claro L = 2.40 m Fy = Esfuerzo de Fluencia del Acero.

f‟c = Resistencia a la compresión del Concreto.

fc = Esfuerzo Permisible del Concreto a Compresión.

n = Relación de Módulos Es/Ec.


480


D.E.A.S.A.



I. Revisar apuntalamiento

I.1 Deflexión de la losacero ejercida por su propio peso y el de concreto deberá ser menor o

igual a L/180 ó 1.9 cm.

De la tabla props. de sección de acero: I = 76.153 cm4

De la tabla props. de sección compuesta: Wdl = 197 Kg/m

2

I s

34

E 384

(100) L Wdl5 =D

0.56cm(76.153) )(2x10 384

(100) )(197)(2.40 5 D

6

34

=

1.33cm180

240

80

L =Dp

1.33 cm. < 1.9 cm.

D<D

p, por lo tanto NO REQUIERE APUNTALAMIENTO

I.2 El esfuerzo ejercido por el peso propio (losacero + concreto) y una carga viva

por instalación de 100 Kg/m2.

Deberá ser menor o igual a 0.6 sy (donde s

y = 2600 Kg/cm

2 para acero grado

37).

De la tabla props. de sección de acero: Ssup

= 23.647 cm3

Sinf

= 24.333 cm3

Carga Total: Wt = W

dl + 100 Kg/m

2

W

t = 197 Kg/m

2 + 100 Kg/m

2 = 297 Kg/m

2


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D.E.A.S.A.



8

L W =M

2

t

21.384Kgcm213.84Kgm8

)(2.40m)(297Kg/m =

22

M

Esfuerzo en la fibra superior

204Kg/cm923.647

21.384

S

M =

supsup

Esfuerzo en la fibra inferior

2879Kg/cm24.333

21.384

S

M =

infinf

Esfuerzo permitido:

sb = 0.6 s

y = 0.6 (2600 Kg/cm

2)

sb = 1,560 Kg/cm

2

Por lo tanto: ssup

< sb, NO REQUIERE APUNTALAMIENTO

s inf

< s b

, NO REQUIERE APUNTALAMIENTO

I.3 El esfuerzo producido por el peso propio (losacero + concreto) y el de una carga

concentrada igual a 90 Kg sobre una franja de 30 cm de ancho, deberá ser menor de

1.33 (0.6 sy).

4

(P/0.3m)L

8

L W

=M

2

dl


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D.E.A.S.A.



4

2.40)(90/0.3m)(

8

)(197)(2.40

=M2

M = 321.84Kgm = 32184Kgcm

Esfuerzo en la fibra superior

21,361Kg/cm23.647

32184

S

M =

supsup

Esfuerzo en la fibra inferior

21,322Kg/cm24.333

32184

S

M =

infinf

Esfuerzo permitido:

sb = 1.33(0.6 s

y )= 1.33(0.6)(2600 Kg/cm

2)

sb = 2,075 Kg/cm

2

Por lo tanto

ssup

< sb, NO REQUIERE APUNTALAMIENTO

s inf

< s b, NO REQUIERE APUNTALAMIENTO

II. REVISAR SECCIÓN COMPUESTA

II.1 Deflexión por la sobrecarga de diseño, considerando un valor menor o igual

360

L a =D

De la tabla props. de sección compuesta: Ic= 391 cm

4

sobrecarga de diseño (dato): WD= 900 Kg/m

2


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cI s

34D

E 384

(100) L W5 =D

0.50cm(391) )(2x10 384

(100) (2.40)(900) 5 D

6

343

=

0.67cm360

240

360

L =Dp

Como: D < D

p NO REQUIERE AUMENTAR CAPA DE CONCRETO

II.2 Esfuerzo en la fibra superior del concreto, siendo menor o igual a fc.

De la tabla propiedades

sección compuesta: Ssc

= 105 cm3

fc= 0.45 f‟c = (0.45) (200) = 90 Kg/cm2.

f´c15100

2x10

cE

sE

=n6

920015100

2x10

cE

sE

=n6

scS 8n

(100)L W =

2D

22

69Kg/cm8(9)(105)

(100))(900)(2.40 =

Como: s< fc, NO REQUIERE AUMENTAR CAPA DE CONCRETO

II.3 Revisión a cortante.


sección compuesta:


484


D.E.A.S.A.



Vr= 1,445 Kg.

2

L W =V n

1080Kg2

)(900)(2.40 =V

Como V < Vr, NO REQUIERE AUMENTAR CAPA DE CONCRETO

II.4 Esfuerzo en lámina menor a 0.6 sy


sección compuesta: Sic= 51 cm3

Carga total: Wt= W

dl + W

DISEÑO

Wt= 197 Kg/m

2 + 900 Kg/m

2

Wt= 1,097 Kg/m

2

8

L W

=M

2

t

789.84Kgm8

40)(1,097)(2.

=M2

M = 789.84Kgm = 78,984Kgcm

21,549Kg/cm

51

78,984

S

M =

sicinf


485


D.E.A.S.A.



sb= 0.6 s

y = 0.6 (2,600)

sb= 1,560 Kg/cm

2

Por lo tanto s inf.

< sb, = > NO

REQUIERE AUMENTAR CAPA DE CONCRETO

III.CONCLUSIONES:

La sobrecarga de 900 Kg/m2

será satisfactoriamente soportada por la losacero con crestas

de 6.5cm. Cal. 22 bajo las condiciones anteriormente indicadas. Además, no requiriendo

un apuntalamiento temporal al centro del claro.

Para este caso lo que rige es el esfuerzo en la lámina (punto II.4), ya que el

esfuerzo actuante (sinf

) está casi en el límite del esfuerzo permitido (sb).


486


D.E.A.S.A.



TAMAÑOS DE

PERNOS NELSON

Ingenieria, Fbricacion y Montaje de Estructuras Metalicas

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