1 - Ejempo de Traccion Perfil I Conectado Al Alma

 

ANÁLISIS Y DISEÑO EN ACERO ESTRUCTURAL CON ANSI/AISC 360

Diseño de Miembros a Tracción Propiedades de la Sección I:

Gemetría:



 H ≔   400 mm

 Altura total de la sección.

tw ≔   7 mm

Espesor del alma.  Ancho del patín.

b f ≔   300 mm

Espesor del ala.

t f ≔   7 mm

 Altura del alma.

d ≔ H −    2 ⋅  t f =  386 mm

Características del acero:



 F y ≔ 36   ksi = 2531.05

 F  ≔ 58   ksi = 4077.8 u



  kgf  m

2

gf

 ―  m

 Acero ASTM A36

Tensión cedente. Tensión ultima.

2

Características de la conexión:

3 db ≔   in = 19.05 mm 4 s≔   15  m

Diámetro nominal del perno.

nc ≔   3

Numero de columnas de pernos

g≔   10  m

Gramil, especiamiento transversal entre pernos.

nr ≔   3

Numero de filas de pernos.

dn ≔ db +  t p ≔

1 in = 20.64 mm 16

1 in 2

l ≔ s ⋅  n   c −  1 = 30  m

Paso, espaciamiento longitudinal enter pernos.

Diámetro del agujero. Espesor de la plancha. Longitud de la conexión.

Ing. Sergio Valle

 

ANÁLISIS Y DISEÑO EN ACERO ESTRUCTURAL CON ANSI/AISC 360

Carga actuante:

Carga axial a tracción.

 tonn onn f  P u ≔   100 t

Determinación de la resistencia a tracción:

1. Cedencia del área gruesa  Ag ≔ d ⋅ tw +  2 ⋅  b f ⋅  t f =  6902 mm

2

 Área gruesa.

 tonn nn f  Rn ≔ Ag  ⋅  F y =  174.69 to

Resistencia nominal a tracción según el estado límite de cedencia del área gruesa.

ϕt ≔   0.9

Factor de minoración de resistencia para el estado límite de cedencia del área gruesa.

 Rn_1 ≔ ϕt  ⋅  Rn =  157.22 to  tonn nn f

Resistencia minorada a tracción para el estado límite de cedencia del área gruesa.

2. Fractura del área neta: Numero de pernos en la ruta de falla.

n≔   3

 An ≔ Ag − n   ⋅ dn ⋅  tw =  6468.61 mm

2

 Área neta.

Como el miembro no se encuentra conectado en todos sus elementos sino únicamente en su alma, existirán efectos de desfasaje por cortante (shear lag). La excentricidad de un perfil I conectado únicamente a su alma, se determina como la distancia desde el centro del alma hasta el centro de gravedad formado por el pseudo-canal que forma dicha división del alma. 2⋅ x≔

⎞ b ⎛  t ⎞ t ⋅ t f  ⋅  f  + d ⋅ w ⋅ w ⎠ 4 ⎝ 2⎠ 4 ⎝2   = 46.32 mm ⎛ b f  ⎞ ⎛   tw ⎞ 2⋅ ⋅ t f  + d ⋅ ⎠ ⎝ 2⎠ ⎝2 ⎛ b f 

Ing. Sergio Valle

 

ANÁLISIS Y DISEÑO EN ACERO ESTRUCTURAL CON ANSI/AISC 360   x U ≔ 1  − = 0.85 l  Ae ≔ A n ⋅  U =  5469.77 mm

Factor de desfasaje por cortante. 2

 Área efectiva.

 Rn ≔ Ae  ⋅  F u =  223.05 t  tonn onn f

Resistencia nominal a tracción según el estado límite de fractura del área neta.

ϕt ≔   0.75

Factor de minoración de resistencia para el estado límite de fractura del área neta.

 tonn nn f  Rn_2 ≔ ϕt  ⋅  Rn =  167.28 to

Resistencia minorada a tracción para el estado límite de fractura del área neta.

3. Bloque de cortante: Determinación de las áreas netas del bloque de cortante:

 Agv ≔ 2 ⋅  tw ⋅   l  +  10  m = 5600 mm

2

 Anv ≔ Agv − 2 ⋅  d  n ⋅  tw ⋅  nc −  0.5 = 48 487 77. 7.6 69 mm

 Área gruesa a corte. 2

 Ant ≔ nr −  1  ⋅ g ⋅ tw  − dn ⋅  nr −  1  ⋅ tw =  1111.08 mm

 Área neta a corte. 2

 Área neta a traccion.

U bs ≔   1

Factor de tensión uniforme.

 Rn ≔ 0.6 ⋅  F u ⋅  Anv  + U bs  ⋅  F u ⋅  Ant =  164.65 ton  tonn n f

Resistencia nominal a tracción para el estado límite de bloque de cortante.

Ing. Sergio Valle

 

ANÁLISIS Y DISEÑO EN ACERO ESTRUCTURAL CON ANSI/AISC 360

 Rn_max ≔ 0.6 ⋅  F y ⋅  Agv + U bs  ⋅  F u ⋅  Ant =  130.35 tonn f

Límite superior de resistencia nominal a tracción para el estado límite de bloque de cortante.

 tonn nn f  Rn ≔ min  R   n ,  Rn_max =   130.35 to

ϕt ≔   0.75

Factorde debloque minoración de resistencia para el estado límite de cortante.

 tonn n f  Rn_3 ≔ ϕt  ⋅  Rn =  97.76 ton

Resistencia minorada a tracción para el estado límite de bloque de cortante.

ϕRn ≔ min  Rn_1 ,  Rn_2 ,  Rn_3 =   97.76 ton  tonn n f  P   D/C ≔   u = 1.02 ϕRn  

Resistencia minorada a tracción.

Relación demanda-capacidad.

 D/C ≤  1 , “C “Cum umple ple”” , “N “No o Cu Cump mple le”” = “N “No o Cu Cump mple le””

Ing. Sergio Valle