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ANALISIS Y DISEÑO DE NAVES INDUSTRIALES Ing. Carlos Cházaro Rosario e Ing. Juan Carlos Flores Salgado
Proyecto rquitectónico NAVE IN NAVE INDUS DUSTRI TRIAL, AL, UBI UBICA CADA DA EN ZA ZAPO POP PAN AN,, JALISCO. L=132 m
Especificaciones: • Cubierta a base de lamina pintro calibre 24 en perfil KR-18. m 6 9 = A
• Aislante (colchoneta) (colc honeta) de 3” de espesor. espesor. • Pendient Pendiente e de 5.01% DIMENSIONES EN PLANTA: L=132 m A=96 m
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Proyecto rquitectónico • Ejes arquitectónicos Ubicación de marcos
• • Separación de marcos • Separación de columnas • Ubicación de cumbrera • Ubicación de puertas • Ubicación de andenes
Proyecto rquitectónico
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Proyecto rquitectónico
Fachadas arquitectónicas:
• Muro de mampostería mampostería h=3.20 m • Muro > a 3.20 m a base de lamina lami na pintr pintro o calib calibre re 26 perfi perfill R101. • Altura libre 12.0 m
Proyecto rquitectónico ESTRUCTURACIÓN: • Separación de marcos marcos a cada 12.0 m. • Separación de columnas a cada 24.0 24.0 m. • Ubicación de Postes Postes de viento -Ejes A y E -Ejes 1 y 2
• Ubicación Ubi cación de contravientos verticales • Ubicación horizontales.
de
contravientos
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Elementos básicos de una nave industrial • Mar Marcos cos Pri Princip ncipale aless • Largueros • Contraflambeos • Riostras • Contravientos • Po Post stes es de vi vien ento to • Conexiones
Elementos básicos • Marc Marcos os Princ Principale ipaless
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Elementos básicos • Marco Marcoss Prin Principa cipales les Diagra Dia grama ma de mom moment entos os fle flexio xionan nantes tes
Las trabes y columnas de los marcos se dimensionan en función del Manual IMCA, cuidan anddo que se cu cum mpl plaa con los es esttados límite de falla y de ser servi vicio cio..
Elementos básicos
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Elementos básicos • Largueros Los largueros son elementos secundarios que trasmiten las cargas carg as a los marcos principales y se diseñan d iseñan bajo los efectos de flexión y cortante de acuerdo a las especificaciones para perfiles formados en frío AISI. M a
S
F y
S
M a F y
Elementos básicos • Largueros Los largueros pueden ser hechos a base de polín “Mon-ten”, o bien, por elem el emen ento toss de al alma ma ab abie iert rtaa “J “Joi oist st”. ”.
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Elementos básicos
Elementoss básicos Elemento
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Elementos básicos • Largueros No exi xisste una dimensión mínima par araa separar los largueros, en el caso de la separación máxima, resulta ser económico en separaciones no mayores a 2.00 m, lo mismo aplica paraa fac par fachad hadas. as.
Elementos básicos • Contraflambeos S s eqnuoer smeom enecnatrogadne dee rdigeindiozm arinaanloscolanrtgraufelaromsbeenoselaselonstideoledmeesnutom inercia, esto toss elementos ayu yuddan a evita tarr un pandeo la latteral debido a la acción del viento, su trabajo estr truuctural es bajo los efectos de tensió ten siónn ax axial ial.. T a
T n
t
T u t T n
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Elementos básicos
Elementos básicos
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Elementos básicos • Riostras Las riostras son elementos de cubiertas que permiten que el larguero de cubierta permanezca estable ante la succión que eje jerc rcee el vi vien ento to,, ad adeemás, da so sopo port rtee la late tera rall al pat atíín en compr preesi sióón de las trabes de marcos principales cuando dicho patín es el inferior. Adicionalmente, con la ayuda de estos elementos pode po demo moss di dism smin inui uirr la lo long ngititud ud lilibr bree de dell la larg rgue uero ro de cu cubi bier erta ta..
Elementos básicos
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Elementos básicos • Riostras
Elementos básicos
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Elementos básicos • Contravientos Estos elementos pueden colocarse en cubierta o en los marcos costaneros de la nave, la función principal es el de rigidizar la nav avee en su tot otaalilida dadd co conntr traa los desp spla laza zami mieent ntoos ocas asio ionnad adoos por las fue fuerza rzass acc accide identa ntales les.. Pueden ser elem emeentos flfleexibles que tra rabbajan a tensión o rí ríggidos a tens te nsió iónn y co comp mpre resi sión ón..
Elementos básicos
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Elementos básicos • Po Post stes es de Vi Vieent ntoo Cuando los claros son muy críticos en la fachada se recurre a la utililiz ut izac ació iónn de un el elem emen ento to se secu cund ndar ario io de deno nomi mina nado do pos oste te de vi vien ento to para poder sostener los largueros de fachada y recurrir a los largu lar guero eross con conven vencio ciona nales les de mo mon-t n-ten en..
Elementos básicos
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Elementos básicos • Conexiones Cone Co nexi xión ón a mo mome ment ntoo en ro rodi dillllaa
Elementos básicos • Conexiones Cone Co nexi xión ón a mo mome ment ntoo en cu cumb mbre rera ra
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Modelo Estructural para planos de taller
Tipo de estructuración • Ma Marc rcos os Pr Prin inci cipa pale less (A ba base se de ma marc rcoo rí rígi gido do de se secc cció iónn va vari riab able le)) • Larg Larguer ueros os (La (Largue rgueros ros tip tipoo mon monten ten)) • Co Cont ntraf rafla lamb mbeo eoss (A ba base se de án ángu gulo lo)) • Ri Rios ostr tras as (A ba base se de án ángu gulo lo)) • Co Cont ntrav ravie ient ntos os ho hori rizo zont ntal ales es flflex exib ible less (a ba base se de re redo dond ndoo OS OS)) • Postes de viento (a ca cadda 8.0 m) • Conexiones
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Tipo de estructuración • Ma Marc rcoos Pr Prin inci cippale less (A ba basse de marc rcoo rí ríggid idoo de se seccci ción ón vari riaable le)) -Columnas -Colum nas ce centr ntrale aless rec rectas tas -Colu -Co lumn mnas as ex extr trem emas as se secc cció iónn va vari riab able le -Tra -T rabes bes cen centra trales les rec rectas tas -Tra -T rabe bess ce cerc rcan anas as a ap apoy oyos os va varia riabl bles es
24. 000m
24. 000m
24. 000m
24.000m
Tipo de estructuración Ubi bica caci cióón de con oneexi xioones y ca cam mbi bioo de se secc cciión (0 (0.2 .21L 1L))
24.000m
24.000m
24.000m
24.000m
24. 000m
24.000m
24. 000m
24.000m
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Tipo de estructuración bica caci cióón de con oneexi xioones y ca cam mbi bioo de se secc cciión Ubi -Trabe -Tra be se secc cció iónn va vari riab able le (6 (6.0 .0 m) -Tra -T rabe be de se seccci cióón re rect ctaa (1 (12. 2.03 03 m) -Conexio -Con exiones nes End End-pla -plate te
6.000m
12.030m
6.000m
6.000m
24.000m
12.030m
6 ..0 00 00 0m
24. 000m
6 .0 .0 0 00 0m
12.030m
24.000m
6.000m
6.000m
12.030m
6.000m
24. 000m
Pre-dimen Pre-d imension sionamie amiento nto de trabes
L
d
L
24
28
24m
24m
Proponemos un peralte inicial de 900 mm de alma El peralte final, se propone de la mitad del peralte inicial, para nuestro caso, tanto el peralte final, como el peralte de la sección recta será de 450 mm de alma.
d 24 28 1.0m d 0.857
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Columnas El dimensionamiento de columnas depende además de la longitud sin arriostrar de la forma de la columna colum na y sus condiciones de apoyo. KL 200 r min
Nuestra columna tiene una longitud no arriostrada de L=11.4 mts. Y se toma un factor de longitud efectiva K=1.0 conservadoramente. (1)(1 )(1,140cm) r min r min rmin
Proponemos IR de 18”x76 lb/ft
200
r x 19.6cm
(1)(1 )(1,140cm)
r y 6.6cm
200 5.7cm
Acciones cargas gravitacionales Cargas Muertas: Son las cargas permanentes que soporta la estructura, es decir, las cargas que permanecen en todo momento y que no son retiradas:
ANÁLISIS DE CARGAS. a) Carga muerta en zona de cubierta. Cubierta en azotea Lamina de cubierta
8
Kg/m²
Aislante
2
Kg/m²
Accesorios (largueros, (largueros, CF)
10 Kg/m²
Carga Car ga colate colateral ral (insta (instalac lacion iones) es)
10 Kg/ Kg/m² m²
Nota: El peso propio del marco, se indicara en el programa de análisis utilizado.
Σ carga muerta cubierta = 30 Kg Kg/m /m²²
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Acciones
Cargas Vivas: Estas serán especificadas en el código que sirve de base para el diseño de la estructura, o bien, la requerida por las condiciones del caso en particular.
Cargas Accidentales: Estas cargas se utilizan para la revisión de la estructura bajo las diferentes condiciones de la naturaleza, tales como el viento, el sismo, huracanes, etc. La revisión de estas condiciones se realiza de acuerdo a las especificaciones del código vigente de la región.
Acciones cargas gravitacionales b) Cargas vivas. Carga viva en cubierta con pendiente mayor al 5%
Por lo tanto: Wm=40 kg/m²
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DISEÑO POR SISMO CFE 2015
nálisis por sismo El edifico industrial se localiza en el municipio de Zapopan, Jalisco.
• Tipo de suelo II • Estructura del grupo B
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nálisis por sismo
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nálisis por sismo Clasificación de las estructuras CFE 2015 según su estructuración
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SECCION 3.4 ESTRUCTURAS TIPO 2 ESTRUCTURAS INDUSTRIALES
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nálisis por sismo 3.4.2 CLASIFICACIÓN DE ESTRUCTURAS INDUSTRIALES INDUSTRIALES En este inciso las estructuras industriales se clasifican en tres tipos, en función de su tamaño y uso.
• Tipo industrial I • Tipo industrial II • Tipo industrial III
nálisis por sismo 3.4.2.1 Tipo industrial I Son todas las estructuras que por su dimensionamiento cubren grandes claros. La longitudtales de lacomo estructura suele ser dimensión característica la construcción, almacenes y/o labodegas, talleres y casas de de máquinas.
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nálisis por sismo 3.4.2.2 Tipo industrial II Estru Es truct ctur uras as qu que e da dan n so sopo port rte e a tu tuber bería íass o lí líne neas as de co condu nducc cció ión. n. So Son n aquell aque llas as es estru truct ctur uras as que ta tant nto o en lon longi gitu tud d co como mo en al altu tura ra est estar arán án definidas por la dirección y trayectoria de una tubería o el dimensionamiento de un equipo, como es el caso de rack de tuberías.
nálisis por sismo 3.4.2.2 Tipo industrial III Estas estructuras dan soporte a equipos industriales, cuyas dimensiones estarán definidas por las dimensiones los mismos, los accesos o los, lugares para maniobras. Estos pueden serde calderas, recuperadores de calor calor, transformadores transformador es o turbinas, torres de enfriamiento enfriamiento y tanques horizontales. horizontales.
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nálisis por sismo Modificación Modif icación del del espectro de diseño
nálisis por sismo 3.4.3 MODIFICACIÓN AMORTIGUAMIENTO
DEL
ESPECTRO
DE
DISEÑO
POR
De acuerdo a la definición de espectros de diseño elásticos, está implícito un valor de amortiguamiento estructural, de 5%. Sin embargo, en estructuras industriales el valor del amortiguamiento estructural depende del material y la estructuración. estructuración.
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nálisis por sismo 3.4.4 FACTOR DE COMPORTAMIENTO SÍSMICO En el caso de estruc estructura turass industriales industriales los factore factoress de com comporta portamien miento to sísmico, Q, dependen de su configuración geométrica. Deberán tomarse los valores indicados en la tabla 4.2.
3.4.5 FACTOR FACTOR REDUCTOR POR SOBRERRESISTENCIA En el diseño sísmico de estructuras industriales se utilizarán los factores indicados en la tabla 4.2.
nálisis por sismo Tabla 4.2 Factores de comportamiento sísmico y de sobrerresistencia
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nálisis por sismo 3.4.6 FACTOR POR REDUNDANCIA El cr crit iteri erio o pa para ra de defi fini nirr est este e fa fact ctor or en lo loss tr tres es ti tipo poss de es estru truct ctur uras as industriales (I, II y III) será el mismo que se especifica en el inciso 3.3.1.4 para estructuras tipo Edificios.
x 1.25 y 1.25
nálisis por sismo Calculo de masas masas (considera (considerando ndo un sistema de un grado grado de libertad) libertad) C M 30 kg / m ² C .V . 0 . 5( 4 0 ) 2 0 k g / m ² C .P .P 1 5 k g / m ² Se multiplicaran por el área tributaria de cad ada a col olum umna na qu que e re resi sist stir irá á la lass cargass laterales carga laterales provocad provocadas as por sismo
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DISEÑO POR VIENT VIENTO O CFE 2008
nálisis por viento El edifico industrial industrial se loc localiza aliza en el munici municipio pio de Zapop Zapopan, an, Jalisco, Jalisco, en una zona suburbana de exposición abierta, terreno plano con pocas obstrucciones. La estructura de la nave es a base de una serie de 12 marcos rígidos en la direcc dir ección ión tr trans ansver versal, sal, co coloc locados ados a cad cada a 12 m y la res resist istenci encia a ant ante e fue fuerz rzas as horizontales longitudinales se logra por medio de sistemas de contraventeo verticales combinados con los contraventeos horizontales de techo, que sirven también para proporcionar estabilidad lateral a los marcos rígidos. La geometría y dimensiones generales son las indicadas en las figuras siguientes.
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nálisis por viento
132.000m 12.000m
14.405m
Viento normal a las generatrices θ=0°
96.000m
Viento paralelo a las generatrices θ=90°
12.000m
nálisis por viento 1. CLASIFICACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS SEGÚN SU IMPORTANCIA IMPORTANCIA (4.1.3 CFE 2008): 2 008): Según su importancia, la estructura pertenece al grupo B
2. CLASIFICACIÓN DE LAS ESTRUCTURAS SEGÚN SU RESPUESTA RESPUESTA ANTE LA ACCIÓN DEL VIENTO (4.1.4 CFE 2008): Según su respuesta a la acción del viento, la estructura pertenece al Tipo 1.
3. DETERMINACIÓN DE LA VELOCIDAD BÁSICA DE DISEÑO. Es la velocidad a partir de la cual se calculan los efectos del viento sobre la estructura estructura o sobre un componente de la misma y se calcula como sigue:
V D FT FrzV R FT
es el factor que depende de la topograf topografía ía local, adimensional,
Frz
el factor factor que toma en cuenta el efecto efecto de las caract características erísticas de exposición local, adimensional, adimensional, y
VR
velocidad regional de ráfag ráfaga a que corresponde al sitio sitio en donde se construir construirá á la estructura, en km/h. km/h.
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nálisis por viento • CATEGORÍAS DE TERRENOS SEGÚN SU RUGOSIDAD
(4.2.1 CFE 2008) : Para el procedimiento de viento, intervieneny factores que dependende deanálisis las condiciones topográficas de ex expo posic sició ión n lo loca cales les en do dond nde e se de desp spla lant ntar ará á la cons co nstr truc ucci ción ón.. Po Porr lo ta tant nto, o, co con n el fi fin n de ev eval alua uarr correctamente dichos factores, es necesario establecer clasificaciones de carácter práctico. En la Tabla 4.2.1 se consignan cuatro categorías de terrenos atendiendo al grado de rugosidad que se presenta alrededor de la zona de desplante. El factor de exposición y el factor de la topografía deben relacionarse con las características del sitio de desplante de la estructura.
nálisis por viento • Velocidad Regional (VR ): Para estructuras pertenecientes al grupo B, se tomará un periodo de retorno (T) de 50 año años, s, la vel veloci ocidad dad regiona regionall que corresp correspond onde e al sit sitio, io, de acu acuer erdo do al mapa de iso isotac tacas as correspondiente correspondien te (o tabla C.1 CFE 2008) es : VR =110 km/h
• Factor de exposición, (Frz): El factor de exposición local, Frz, establece la variación de la velocidad del viento con la altura, en función de la categoría del terreno. Este factor se obtiene de acuerdo con las expresiones siguiente siguientes: s:
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nálisis por viento en donde:
z es la altura altura por encima del terreno terreno natural, a la cual se desea conocer la la velocidad de diseño, diseño, en m, el ex expon ponen ente te que det determ ermina ina la fo forma rma de la va varia riación ción de la velocida velocidad d del viento viento con la alt altur ura, a, α adimensional,
δ la altura medida a partir del del nivel del terreno de desplante, desplante, por encima de la cual la variación de la velocidad del viento no es importante y puede suponerse constante; a esta altura se le conoce como altura gradiente; en m, y
c el coeficiente coeficiente de escala escala de rugosidad, adimensional.
nálisis por viento • Por lo tanto y debido a que el terreno de desplante es de Categoría 1 (Terreno (Terreno abierto, prácticamente plano, sin obstrucciones y superficies de agua) de la Tabla Tabla 4.2.3 obtenemos:
z rz F c 10
13.2 m ) (13.2 F rz (1.0) 10
(0.128)
F rz 1.0362
• Factor de topografía, (FT): Este factor toma en cuenta el efecto topográfico local del sitio en donde se desplantará la estructura. De acuerdo con las características topográficas del sitio, en la Tabla 4.2.4 se presentan los valores o expresiones para determinar el valor del factor de topografía.
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nálisis por viento
F RZ 1.137 • Factor de topografía, (F T): Considerando que el sitio es Normal y un terreno prácticamente plano, el factor de topografía se considera de:
F T 1.0
nálisis por viento Por lo tanto, la Velocidad Básica de diseño (V D ) se calcula como sigue: V D FT Frz V R FT = 1.0 adimensional, Frz =1.0362 adimensional, y VR = 110 km/h. Sustituyendo Sustituye ndo en la ecuación anterior:
V D (1.0) 1.0)((1.03 1.0362 62)( )(11 110 0 km / h r ) V D 1 1 3.9 9 km / h r
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nálisis por viento 4. PRESI PRESIÓN ÓN DINA DINAMICA MICA DE BASE BASE,, ( q z ). Cuando el viento actúa sobre una construcción, genera presiones sobre sus superficies, que varían según la intensidad de la velocidad y la dirección del viento. La presión que ejerce el flujo del viento sobre una superf sup erfici icie e plana plana perpen perpendicu dicular lar a él, él, se denomi denomina na presi presión ón dinám dinámica ica de de base q z , en (kg/cm² (kg/cm²), ), y se determina con la siguiente ecuación:
q z 0.004 8G VD2 en kg / m ² en donde: VD
es la velocidad básica de diseño, en km/h, definida en el inciso inciso 4.2, 4.2,
q z
la presión dinámica de base a una altura z sobre el nivel del terreno terreno,, en kg/m², kg /m², y
G
el fac factor tor de corr correcció ección n por por tem temper peratur atura a y por altur altura a con con resp respecto ecto al nive nivell del del mar mar,, adime adimension nsional. al.
nálisis por viento El valor de G se obtiene con la siguiente expresión: expresión:
G
0.392 273
En la Tabla 4.2.5 se presenta la relación entre los valore val oress de la alt altitu itud, d, hm, en met metros ros sobre sobre el nivel del mar (msnm), y la presión barométrica, Ω, en mm de Hg H g (mercurio).
en donde: Ω
es la pr pres esió ión n ba baro romé métr tric ica, a, en mm de Hg, y
τ
la te temp mper erat atur ura a am ambi bien enta tal, l, en °C °C..
Interpolando: Ω =631.43, en mm de Hg, y τ =19.7, en °C
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nálisis por viento Por lo tanto, sustituyendo en la ecuación, G queda como sigue:
G
0.392(631.43)
27 273 3 19 19.7 .7 G 0.8456 Ya podemos calcular la presión dinámica de base q z
q z 0 .0 0 4 8G V D2 e n kg / m ² q z (0.0048)(0.846)(113.99) 2 q z 5 2 .7 7 k g / m ²
nálisis por viento Direcciones de viento a considerar para el análisis y diseño de la estructura.
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nálisis por viento 4.3.2.1.1 PRESIONES EXTERIORES La presión presión exterior exterior,, pe , sobre una de las superficies de una construcción cerrada se calculará utilizando la siguiente ecuación:
pe C pe K A K L q z
en donde:
pe
es la presión exterior, en kg/m²,
C pe K K L q z
el coeficiente de presión exterior, adimensional, el factor de reducción de presión por tamaño de área, adimensional, el factor de presión local, adimensional, y la presión dinámica de base del viento, en kg/m², calculada según el inciso 4.2.5.
nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Muro de Barlovento Para θ=0 Para θ=0°, °, C pe =0. =0.8 8 ta tabla bla 4.3 4.3.1 .1 y K A =1 =1.0 .0 (po (porr no ser mur muro o la later teral) al).. Po Porr lo tan tanto to la pre presió sión n ex exter terior ior pe para el muro de Barlovento es:
pe C pe K A K L q z
pe (0. (0.8) 8)((1. 1.0) 0)((1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²) pe 42 .2 2 kg / m ²
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nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Muro de Sotavento Para θ= Par θ=0° 0°,, y 10 10°≤ϒ °≤ϒ≤1 ≤15° 5° C pe ==-0. 0.3 3 ta tabl bla a 4. 4.3. 3.1 1 y K A =1 =1.0 .0 (p (por or no se serr mu muro ro la late tera ral). l). Po Porr lo ta tant nto o la presió pre sión n ex exter terior ior pe par para a el mur muro o de Sot Sotav aven ento to es:
pe C pe K A K L q z
pe ( 0.3) 0.3)((1. 1.0) 0)((1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe 15 .84 kg / m ²
nálisis por viento Viento Normal a las genera generatrices trices • Muros Laterales Laterales (eje 1 y eje 12) Según la tabla 4.3.0 para h=13.20m, los coeficientes coeficientes de presión exterior en el sentido de los 96 m son: C pe 0.65
(0 - 13.20 m)
C pe 0.5
(13.20 m - 26.4 m)
C pe 0.3
(26.4 m - 39.6 m)
C pe 0.2
(> 52.8 m)
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nálisis por viento Viento Normal a las genera generatrices trices • Muros Laterales Laterales (eje 1 y eje 12)
nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Muros Laterales Para Pa ra C pe ve verr ima imagen gen de aba abajo jo y ta tabla bla 4.3 4.3.2 .2 y K A =0. =0.986 986 (in (inte terpo rpolan lando do tab tabla la 4. 4.3.4 3.4). ).
D
E
C pe 0.65
C pe 0.5
B
C
C p pee 0.3
A
C pe 0.2 pe
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nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Muros Laterales
K A =0.986 (interpolando tabla 4.3.4)
nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Muros Laterales Por lo tant tanto o la pres presión ión ext exterio eriorr p e par para a los mur muros os lat latera erales les es:
pe C pe K A K L q z
pe C pe K A K L q z
0.65) 5)(0 (0.98 .986) 6)((1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe ( 0.6
pe ( 0.3 0.3)( )(0. 0.986 986)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 33.82 kg / m ²
pe 15 .61kg / m ²
0.5)( )(0. 0.986 986)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe ( 0.5
pe ( 0.2 0.2)(0 )(0.9 .986 86)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 26.02 kg / m ²
pe 10 .41kg / m ²
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nálisis por viento Viento Normal a las genera generatrices trices • Cubierta Según la tab Seg ablla 4. 4.3. 3.3 3 pa parra h= h=1 13. 3.20 20m, m, lo loss coeficientes de presión exterior en el sentido de los 96 m para la cubierta son: C pe 0.9
(0 - 13.20 m)
C pe 0.5
(13.20 m - 26.4 m)
C pe 0.3
(26.4 m - 39.6 m)
C pe 0.2
(> 52.8 m)
nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Cubierta Para Pa ra C pe ve verr ima image gen n de aba abajo jo y ta tabla bla 4.3 4.3.3 .3 y K A =0. =0.94 946 6 (in (inter terpol poland ando o tab tabla la 4.3 4.3.4) .4)..
C pe 0.9 C pe 0.5 C pe 0.3 C pe 0.2
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nálisis por viento Viento Normal a las generatrices • Cubierta Por lo tant tanto o la pres presión ión ext exterio eriorr p e par para a la cubie cubierta rta es:
pe C pe K A K L q z
pe C pe K A K L q z
0.9)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²) pe ( 0.9
pe ( 0.3 0.3)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 44.93kg / m ²
pe 14 .98kg / m ²
0.5)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe ( 0.5
pe ( 0.2 0.2)(0 )(0.9 .946 46)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 24.96 kg / m ²
pe 9.99 kg / m ²
nálisis por viento RESUMEN DE PRESIONES VIENTO NORMAL NORM AL A LAS GENERA GENERATRICES TRICES VIENTO NORMAL A LAS GENERATRICES (θ=0°) RESUMEN DE MUROS BARLOVENTO SOTAVENTO MUROS LATERALES -0.65 -0.5 -0.3 -0.2 CUBIERTA -0.9 -0.5 -0.3 -0.2
PRESIONES (kg/m²) 42.22 -15.84
PRESIÓN SUCCIÓN
-33.82 -26.02 -15.61 -10.41
SUCCIÓN SUCCIÓN SUCCIÓN SUCCIÓN
-44.93 -24.96 -14.98 -9.99
SUCCIÓN SUCCIÓN SUCCIÓN SUCCIÓN
40
06/05/2020
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muro de Barlovento Para θ=9 Para θ=90°, 0°,C pe =0. =0.8 8 ta tabla bla 4. 4.3.1 3.1 y K A =1. =1.0 0 (po (porr no ser mur muro o la late tera ral). l). Po Porr lo ta tant nto o la pr presi esión ón ex exter terior ior pe para el muro de Barlovento es:
pe C pe K A K L q z
pe (0. (0.8) 8)((1. 1.0) 0)((1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²) pe 42 .2 2 kg / m ²
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muro de Sotavento Para θ=9 Para θ=90°, 0°, y 10 10°≤ϒ °≤ϒ≤15 ≤15°° C pe =-0 =-0.42 .425 5 ta tabla bla 4.3 4.3.1 .1 (in (inter terpol poland ando) o) y K =1 =1.0 .0 (po (porr no ser mur muro o lat later eral). al). Por lo tant tanto o la pres presión ión ext exterio eriorr p e par para a el muro de Sota Sotaven vento to es:
pe C pe K A K L q z
pe ( 0.425 0.425)( )(1. 1.0) 0)((1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe 2 2.43kg / m ²
41
06/05/2020
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muros Laterales Laterales (eje A y eje E) Según la tabla 4.3.0 para h=13.20m, los coeficientes coeficientes de presión exterior en el sentido de los 132 m son: C pe 0.65
(0 - 13.20 m)
C pe 0.5
(13.20 m - 26.4 m)
C pe 0.3
(26.4 m - 39.6 m)
C pe 0.2
(> 52.8 m)
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muros Laterales Laterales (eje A y eje E)
42
06/05/2020
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muros Laterales Para Pa ra C pe ve verr ima imagen gen de aba abajo jo y ta tabla bla 4.3 4.3.2 .2 y K A =0. =0.946 946 (in (inte terpo rpolan lando do tab tabla la 4. 4.3.4 3.4). ). 2
1
3
4
5
pe 0.3 C pe 0.65 C pe 0.5 C
6
7
8
9
10
11
12
C pe 0.2 pe
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muros Laterales
K =0.946 (interpolando tabla 4.3.4) A
43
06/05/2020
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Muros Laterales Por lo tant tanto o la pres presión ión ext exterio eriorr p e par para a los mur muros os lat latera erales les es:
pe C pe K A K L q z
pe C pe K A K L q z
0.65) 5)(0 (0.94 .946) 6)((1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe ( 0.6
pe ( 0.3 0.3)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 32.45 kg / m ²
pe 14 .98kg / m ²
0.5)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe ( 0.5
pe ( 0.2 0.2)(0 )(0.9 .946 46)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 24.96 kg / m ²
pe 9.99 kg / m ²
nálisis por viento Viento Paralelo a las genera generatrices trices • Cubierta Se Seg gún la tde abllpresión ab a 4. 4.3. 3.3 3exterior parra en pa h=1 h= 1 3.20 20m, m, lo los coeficientes el3. sentido des los 132 m para la cubierta son: C pe 0.9
(0 - 13.20 m)
C pe 0.5
(13.20 m - 26.4 m)
C pe 0.3
(26.4 m - 39.6 m)
C pe 0.2
(> 52.8 m)
44
06/05/2020
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Cubierta Para Pa ra C pe ve verr ima image gen n de aba abajo jo y ta tabla bla 4.3 4.3.3 .3 y K A =0. =0.94 946 6 (in (inter terpol poland ando o tab tabla la 4.3 4.3.4) .4)..
C pe 0.9 C pe 0.5 C pe 0.3 C pe 0.2
nálisis por viento Viento Paralelo a las generatrices • Cubierta Por lo tant tanto o la pres presión ión ext exterio eriorr p
para par a la cubie cubierta rta es: e
pe C pe K A K L q z
pe C pe K A K L q z
0.9)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²) pe ( 0.9
pe ( 0.3 0.3)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 44.93kg / m ²
pe 14 .98kg / m ²
0.5)( )(0. 0.946 946)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77 kg / m ²) pe ( 0.5
pe ( 0.2 0.2)(0 )(0.9 .946 46)( )(1. 1.0) 0)(5 (52. 2.77 77kg / m ²)
pe 24.96 kg / m ²
pe 9.99 kg / m ²
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06/05/2020
nálisis por viento RESUMEN DE PRESIONES VIENTO PARALELO A LAS GENERATRICES VIENTO PARALELO A LAS GENERATRICE GENERATRICES S (θ=90°) RESUMEN DE PRESIONES (kg/m²)
MUROS B ARLOVENTO
42.22
PRESIÓN
SOTAVENTO
-22.43
SUCCIÓN
-0 . 6 5
-3 2 . 4 5
SUCCIÓN
-0 . 5
-2 4 . 9 6
SUCCIÓN
-0 . 3
-1 4 . 9 8
SUCCIÓN
-0 . 2
-9.9
SUCCIÓN
-0 . 9
-4 4 . 9 3
SUCCIÓN
-0 . 5
-2 4 . 9 6
SUCCIÓN
-0 . 3
-1 4 . 9 8
SUCCIÓN
-0 . 2
-9 . 9 9
SUCCIÓN
MUROS LATERALES
CUBIERTA
Diseño por Factores de Carga y Resistencia DFCR (LRFD) ó Diseño por Resistencia Permisible DRP (ASD) A continuación presentaremos presentaremos cuándo utilizar DFCR y cuando utilizar DEP Suponiendo: CV CM CV CM CV CM
3
Cualquier Método
3
Más Económico Método ASD
3
Más Económico Método LRFD
46
06/05/2020
CARGAS Y COMBINACIONES COMBINACIONES DE CARGAS CM Car Carga ga Mue Muerta rta
DFCR=LRFD:
CV m Ca Carg rgaa Vi Viva va Me Medi diaa
1.4 CM
Carg rgaa Vi Viva va Má Máxi xima ma CV Ca
1 .2 C M 1 . 6 C V 0 . 5 N
CV a Carga Carga Vi Viva va Ins Instan tantán tánea ea
1 .2C M 0 .5C V 1 .0 E
1 .2 C M 1 . 6 C V 1 .2C M 0 .5C V 1 .0V 0 .9CM 1 .0W
Carg rgaa de Vi Vien ento to V Ca
0 .9CM 1 .0 E
Carg rgaa de Si Sism smoo S Ca
Estados Límite
Estado Límite de Falla: Este estado límite se refiere a que los materiales elegidos para soportar las diferentes cargas actuantes sobre una estructura deben ser capaces de satisfacer las necesidades de resistencia sin que lleguen a la falla. (fluencia, fractura, pandeo, etc.).
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06/05/2020
Estados Límite
Estado Límite de Servicio: Este estado límite se refiere a que los materiales elegidos para soportar las diferentes cargas actuantes sobre una estructura deben ser capaces de satisfacer las necesidades funcionales (desplazamientos horizontales y verticales, vibraciones, etc.).
48
12/05/2020
AGENDA Consideraciones generales
Definición de miembros en tensión axial
Usos de miembros en tensión axial
Clasificación de miembros en tensión axial
Área total, área neta y área neta efectiva
Trayectorias de falla
Comportamiento de miembros en tensión axial
Modos de falla
Especificacion Especi ficaciones es AISC AISC – 2005
Ejemplos de Diseño
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1
12/05/2020
DEFINICIÓN Cuandoo hab Cuand hablam lamos os de con constr strucc ucción ión co compu mpues esta, ta, nos referimos a miembros estructurales de acero trabajando en conjunto consolicitaciones miembros de de concreto reforzado para resistir las carga en las estructuras. Por ej Por ejemp emplo lo,, Col Colum umnas nas de Ace Acero ro for forrad radas as con concreto ó losas Prefabricadas como lo son la Losa sace cero ro (Ste (Steeel De Decck) que con la ay ayud udaa de pernos de corta tannte se pued eden en aligerar los sistemas.
VENTAJAS PRINCIPALES •Optimización del Material •Claros libres más Grandes •Mayor resistencia a la Corrosión •Mayor resistencia a Incendios •Rapidez en la Construcción •Menor Costo de Construcción !
2
12/05/2020
DESVENT DESVE NTAJA AJAS S PRINC PRINCIPA IPALES LES •Se requiere de conectores especiales y mano de obr braa ca callifica cada da par araa lo logr graar que tr trab abaaje jenn en conjunto. •El grado de complejidad de la determinación de la rigidez de los elementos aumenta. •Es ne •Es nece cesa sarrio co comb mbin inar ar dos dos es espe peci cial alid idad adees (con (c onst stru rucc cció iónn en co conc ncre reto to y cons constr truc ucci ción ón en acero)
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ACCIONES COMPUESTAS Y NO COMPUESTAS
6
3
12/05/2020
ADHERENCIA Y ANCLAJE MECÁNICO •Adherencia: Vinc Vincul uloo po porr fr fric icci ción ón (R (Res esis iste tenc ncia ia limitada) •Unión Mecánica: Se Se logra con pernos de cortante, embebidos en el concreto y soldados en el perfil.
!
PERFIL CON LOSA DE CONCRETO REFORZADO
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4
12/05/2020
LOSAS COMPUESTAS
LOSAS COMPUESTAS
!
5
12/05/2020
SECCIONES SECCI ONES PARA PARA VIGAS
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SECCIONES PARA COLUMNAS
6
12/05/2020
SECCIONES SECCI ONES PARA PARA CONTRA CONTRAVENTEO VENTEOS S
!
MARCO RÍGIDO COMPUESTO
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12/05/2020
MARCO COMPUESTO CONTRAVENTEADO
CRITERIOS DE DISEÑO ESTADOS LÍMITE DE LA SECCIÓN
CRITERIO DE RESISTENCIA PANDEO GLOBAL INESTABILIDAD GLOBAL PANDEO LATERAL TORSIONAL
AGRIETAMIENTO EXCESIVO
CRITERIO DE SERVICIO
DEFORMACIÓN EXCESIVA
VIBRACIÓN EXCESIVA !
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12/05/2020
ESTADOS EST ADOS LÍMI L ÍMITE TE DE FALLA FALLA •Fal alla la po porr Co Comp mpre resi sión ón de dell Co Conc ncre reto to Re Refo forz rzad ado o
•Flu luen enci ciaa de dell Ac Acer ero o en Ten ensi sión ón
•Pérdida de la Acción Compuesta entre el Acer ero o y el Co Con ncr cret eto o Re Refforz rzad ado o. Somos más allá del Creamos soluciones que se adaptan a la acero. realidad de tus proyectos.
17 4700 CONTÁCTANOS
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FALLA POR COMPRESIÓN DEL CONCRETO La falla por compresión ocurre cuando la tensión en la fibra extrema del concreto, alcanza el esfuerzo de ruptura antes de que el perfil llegue a su falla.
9
12/05/2020
FLUENCIA DEL ACERO EN TENSIÓN La falla se presenta cuando una porción del per erfi fill al alccan anza za el es esfu fuer erzo zo de fl flue uenc ncia ia (mo mome men nto en el que las deformaciones quedan sin resstric re iccció ión n) ant ntes es de que el co conc ncre retto alca canc ncee el esfu es fuer erzo zo de ru rupt ptur uraa f´ f´c. c.
!
PERDIDA DE ACCIÓN COMPUESTA Esta falla ocurre cuando la capacidad de transmitir esfuerzo cortante entre la interfaz del acero y el concreto se pierde y ocasiona que amb mbo os materiales empiecen a trabajar de manera ind indepen ependiente diente..
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12/05/2020
PERDIDA DE ACCIÓN COMPUESTA
INESTABILIDAD GLOBAL
!
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12/05/2020
CRITERIOS DE SERVICIO
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MÓDULO DE ELASTICIDA ELASTICIDAD D
n
E s E c
12
12/05/2020
ANCHO EFECTIVO beff
!
L
beff
beff
beff
8
S 2
Lg
ANCHO EFECTIVO beff
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12/05/2020
DEFORMACIONES
DISEÑO DE MIEMBROS EN Títul o d a Apresen taçã o CONSTRUCCIÓN COMPUESTA
27
ESPECIFICACIONES AISC – 2Ωɸ5
!
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12/05/2020
MIEMBROS EN TENSIÓN P
n
A F s
y
Asr F yr
ASD Pa
LRFD
Pn
Pu t Pn
t
t 1.67
t
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0.90
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MIEMBROS EN COMPRESIÓN Pandeo Pan deo In Inelá elásti stico co P
e
0.44
P0
P P Pn 0.658
0
e
P0
Pandeo Pan deo Elásti Elástico co Pe 0.44 P0 Pn 0. 877 Pe
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MIEMBROS EN COMPRESIÓN Cap Ca paci acidad por pandeo de Eul Euler
Pe
2
EI eff 2
KL
Para perfiles Ahogados EI eff
E s I s
sr 0.5 E I sr C 1 E c I c
Para perfiles Rellenos EI eff
E s I s E sr I sr C 3 E c I c
!
MIEMBROS EN COMPRESIÓN Cap Ca paci acidad de la secci ecció ón P0
As F y
Asr F yr C 2 Ac f ´c
As 0.3 As Ac
C 1 0.1 2
Para secciones Rectangulares C 2 0.90 Para secciones Circulares As 0.9 C 3 0.6 2 As Ac C 2
0.85
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12/05/2020
MIEMBROS EN FLEXIÓN
T s C
As F y
0. 85 f ´c Ac
ARTÍCULO TÉCNICO
!
17
12/05/2020
¡GRACIAS POR SU ATENCIÓN!
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ESPECIFICACIONES MANUAL IMCA 5TA EDICIÓN
!
BASES DE DISEÑO
Ra T a
Ru T u
Rn Pn
Diseño por Resistencia Permisible DRP Par araa el di dise seño ño po porr Res esis iste tenc ncia ia Pe Perm rmiisi sibl blee (D (DRP RP)) se de debe berá rá satisfacer lo siguiente:
T a
T a =Re =Resist sistenc encia ia de ten tensió siónn req requer uerida ida Pn =Resis tencia cia de ten tensió siónn no nomin minal al =Resisten
Rn t
t =Factor de seguridad de miembros en tensión
(Capítulo C IMCA 5ta Edición) Pn t
=Carga =Ca rga de ten tensió siónn per permis misibl iblee
Diseño por Factores de Carga y Resistencia DFCR Para el Diseño de Factores de carga y Resistencia (DFCR) se deberá satisfacer lo siguiente: =Resist sistenc encia ia de ten tensió siónn últ última ima T u =Re
Tu
t Rn
Pn =Resis tencia cia de ten tensió siónn no nomin minal al =Resisten t =Factor de resistencia de miembros en tensión
(Capítulo C IMCA 5ta Edición) =Carga rga de ten tensió siónn res resist istent entee t Pn =Ca !
ESTADOS LÍMITE 1. Fl Flue uenc ncia ia.. 2. Fract Fractura ura en en la secci sección ón neta neta efectiv efectiva. a. 3. Cortante y Tensión combinados. 4. Apl Aplast astami amient ento. o. 5. Capacidad de tornillos por cortante cortante al aplastamiento.
1. Estado Límite de Fluencia Rn
t
0.90
Ag F y
(DFCR)
t 1.67
(DRP)
Ag =á =áre reaa br brut utaa de la se secc cció iónn trtran ansv sver ersa sall F y =E =Esf sfue uerz rzoo de flflue uenc ncia ia de dell ma mate teririal al Rn =Re =Resis sisten tencia cia de ten tensió siónn nom nomina inall t
=Factor de resistencia de miembros en tensión
t =Factor de seguridad de miembros en tensión
2. Estado Límite de Fractura Rn
t
0.75
Ae F u
t
(DFCR)
2.00
(DRP)
Ae =á =áre reaa ne neta ta ef efec ectitiva va de la se secci cción ó n trtran ansve svers rsal al F u =E =Esf sfue uerz rzoo de ru rupt ptur uraa de dell ma mate teririal al Rn =Resis tencia cia de ten tensió siónn nom nomina inall =Resisten t
=Factor de resistencia de miembros en tensión
t =Factor de seguridad de miembros en tensión !
Rn
0.6 Fu Anv
t
U bs Fu Ant
0.75
0.6 Fy Agv
(DFCR)
t
U bs Fu Ant
2.00
(DRP)
Anv=á =áre reaa ne neta ta de co cortrtee de la se secc cció iónn trtran ansv sver ersa sall
s ección transversal Ant =área neta de tensión de la sección Agv =área bruta en corte de la sección transversal
Cuan ando do el es esfu fuer erzo zo de te tens nsió iónn es un unifo iform rmee U bs 1.0 Cu
Cuan ando do el es esfu fuer erzo zo de te tens nsió iónn es no un unififor orme me U bs 0.5 Cu
4. Estado Límite de Aplastamiento y Desgarre
t
Rn
1.2lc tFu
2.4d btF u
Rn
1.5lc tFu
3.0d btF u
Rn
1.0lc tFu
2.0d b tF u
0.75
(DFCR)
Desgarre
t Aplastamiento
2.00
(DRP)
l c =D =Dis ista tanc ncia ia lilibr bree en entrtree bo bord rdes es de pe perfrfor orac acio ione ness o de dell bo bord rdee de dell ma mate teririal al d b =diámetro nominal del tornillo o conector t
=espesor del material conectado
5. Capacidad de Tornillos por Cortante al Aplastamiento
Rn
t
F nv Ab nb nv
0.75
t
(LRFD)
2.00
(ASD)
nb =Número de tornillos nv =Número de planos de corte R n =Capacidad nominal de tornillos por cortante al aplastamiento
F nv =Esfuerzo nominal de tornillos por
cortante al aplastamiento especificado en la tabla J3.2 del
IMCA 5ta Edición. Ab =Área de la sección transversal del tornillo
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Diseña eñarr El sig siguie uiente nte con contra travie viento nto en ten tensió sión, n, cap capaz az de sop soport ortar ar una Tu Tu=60 =60 ton. Dis Considerar el método de Diseño por Factores de Carga y Resistencia.
El diseño se piensa en que los elementos lleguen a la fluencia, para esto revisaremos lo que dice el estado límite de fluencia según lo que se establece en el capítulo D de las especificaciones IMCA 5ta edición:
Rn
Considerar 2LI Considerar ASTM A36
Considerar Placa
ASTM A36
Ag F y 0.90
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 1. Estado Límite de Fluencia
Considerar 2LI Considerar ASTM A36
Considerar Placa ASTM A36
Fy Ag
Rn
T u
F y Ag
T u
Despejar el área total para la determinación de los perfiles a utilizar. 60,000kg T Ag u 2 F y 0.90 .90 2,53 ,530 0 kg c m Ag
Rn
26.35cm
2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Para este caso el área necesaria para desarrollar la fluencia con la carga establecida será dividida entre 2 elementos LI.
Ag1
Ag 2
cm 2 26.35
2
13.175cm
2
Sel Selecc eccion ionar ar de las tab tablas las de dim dimens ension iones es y pro propie piedad dades es del Man Manual ual de Construcción en acero del IMCA 5ta Edición un perfil con el área necesaria:
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda A continuac continuación ión dete determina rminaremo remoss la capacidad capacidad de los ángulos ángulos por fluencia: fluencia: Rn
Fy Ag
Rn
0.90 2, 530 kg
Rn
61,479.00kg
cm
2
13.50cm 2ángulos 2
De acuerdo con el estado límite límite de fluen fluencia, cia, la capacidad capacidad para que las deformacione deformacioness kg, esta será la sean plásticas y desarrolle la ductilidad el elemento será de 61,479.00 de 61,479.00 kg, capacidad de las revisiones posteriores. !
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 2. Capacidad de tornillos por cortante al aplastamiento.
R Fnv Ab 0.75 n
Esta capacidad incluye únicamente un plano de corte y un tornillo, por lo que agregaremos los términos de Nb= número de tornillos y Nv= número núm ero de planos planos de corte corte a la ecu ecuaci ación ón de resistencia de los tornillos y la igualaremos con la capacidad de fluencia.
Rn
Fnv Ab N b N v
Rn tornillos
R
Fnv Ab N b N v
n Fluencia
61,479 kg
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Despejaremoss el número de tornillos quedand Despejaremo quedandoo de la siguiente manera:
N b
61,479kg
Fnv Ab N v
N v
2
En las tablas de dimensiones y prop pr opie ieda dade dess se es esta tabl blec ecee un diámetro máximo de tornillo que se puede usar en para ese perfil, en este caso es de 7/8”
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Determinación del número de tornillos tornillos Basados en la diapositiva anterior, podemos establecer que el tornillo que ocuparemos será de 7/8” con un área de Ab=3.88cm2.
N b
61, 479kg
0.75 F nv 3.88cm2 2
10, 563.40
F nv
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Determinación del número de tornillos tornillos El esfuerzo nominal al corte de un tornillo está establecido en la tabla J3.2 de las especi esp ecific ficaci acione oness del man manual ual IMC IMCA A 5ta Edi Edició ción, n, para nue nuestr stroo cas casoo tom tomare aremos mos la considerac consi deración ión de que son tornillos ASTM A325. A325.
N b
N b
N b
10,563.40kg
F nv 10,563.40kg 3,796 kg cm
2
2.78 3
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Espaciamiento recomendado 30
70
70
0 5
0 5
9 3
9 3
La distancia entre los agujeros estándar, sobredimensionados o alargados no debe ser menor que 2 2/3 veces el diámetro nominal,, d, del sujetador, nominal sujetador, aunque de preferencia debe ser una distancia de 3d. d 7 8 " 2.22cm
3d
s
3 2.22cm
7cm
6.66cm
70mm
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Gramil y Distancia mínima al borde 0 5 9 3
30
70
70
0 5 9 3
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
70
70
0 5
0 5
9 3
9 3
El estado límite de ruptura es se considera como una falla frágill y se revisa según lo que se establece frági establece en el capítulo capítulo D de las especificaciones IMCA 5ta edición:
Rn
Ae F u
0.75
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura30 0 5
0 5
9 3
9 3
An
Ae
Ag
d BARRt
x
l
70
UAn
U 1
70
d BARR
d 116
1
16
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
70
70
0 5
0 5
9 3
9 3
U 1
x
1
2.49cm
14 l 0.822 0.9 .90 0 U 0.8
d BARR
7 8 116 116 8 8
d BARR
2.54cm
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda
3. Estado Límite de Ruptura
30
70
0 5
0 5
9 3
9 3
Ag
d BARRt
An
An
13.5cm
An
11.468cm
2
2.54cm 0.8cm
2
70
Ae
Ae
Ae
UAn 2 0.822 2 11.4 11.468 68cm 0.82
9.43cm 2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
70
70
0 5
0 5
9 3
9 3
Rn
Ae F u
Rn
0.75 9.43cm2 4, 080 kg
Rn
57, 711. 60kg
Rn Fluen Fluencia cia
cm 2
2ángulos
61, 479kg
Como podemos observar el elemento tiene una falla frágil ya que no cumple con la mínima resistencia a la fluencia y por lo tanto el elemento se fracturará.
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Determina Dete rminación ción del nuevo núme número ro de tornillos tornillos Si disminuimos el diámetro del tornillo aumentaremos el área neta efectiva, para este caso propondremos tornillos de diámetro d=3/4” y tomaremos nuevamente la base de la ecuación del número de tornillos como sigue:
N b
61,479kg
Fnv Ab N v N v
!
2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Número de tornillos N b
61,479kg
Fnv Ab N v
N b
61,479kg 0.75 3, 796 kg cm2 2.85cm 2
N b
3.78 4
2
0.75 Fnv
3,796 kg cm
Ab
2.85cm
N v
2
2
2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Espaciamiento recomendado 30
60
60
60
0 5
0 5
9 3
9 3
La distancia entre los agujeros est ándar, sobredimensionados o alargados no debe ser menor que 2 2/3 veces el diámetro nominal, d, del sujetador, sujetador, aunque de prefe preferenci renciaa debe ser una distancia distancia de 3d.
d
3d
s
3
4
"
1.905cm
3 1.905cm
6cm
cm 5.71cm
60mm
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Distancia mínima al borde
30
60
60
60
0 5
0 5
9 3
9 3
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
60
60
60
0 5
0 5
9 3
9 3
El estado límite de ruptura es se considera como una falla fal la frágil frágil y se revisa revisa según lo que se se establece establece en el capítulo D de las especificaciones IMCA 5ta edición:
Rn
Ae F u
0.75
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
0 5
0 5
9 3
9 3
An
Ae
Ag
60
60
d BARRt
UAn
U 1
60
x
d BARR
l
d 116
1
16
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
0 5
0 5
9 3
9 3
U 1
x
1
1
16
60
60
60
2.49cm
l 18 U 0.86 .862 0.90 d BARR
3
d BARR
2.22cm
4
1
16
7
8
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
0 5
0 5
9 3
9 3
An An An
Ag
60
d BARRt
13.5cm
2
11.724cm
2.22cm 0.8cm
2
60
Ae
Ae
Ae
60
UAn 2 0.862 2 11.7 11.724 24cm 0.86
10.10cm
2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 3. Estado Límite de Ruptura 30
0 5
0 5
9 3
9 3
60
60
Rn
Ae F u
Rn
0.75 10.10cm 2 4, 080 kg
Rn
61, 812 kg
Rn Flue Fluencia ncia
60
cm 2
2ángulos
61, 479kg
Como podemos observar el elemento tiene una falla dúctil ya que la capacidad para la fractura viene después de que el elemento fluye.
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 4. Estado Límite de Bloque de Cortante 30
0 5
0 5
0 5
9 3
9 3
9 3
60
60
60
El Bl Bloq oque ue de Co Cort rtan ante te se pr pres esen enta ta en la zo zona na ac achu hura rada da,, la cu cual al se desprende en las zonas donde se han hecho los barrenos para desarrollar una conexión, este desprendimiento ocasiona la presencia de un esfuerzo de tensión y uno de cortante de manera simultánea a lo largo de la conexión. La resistencia de cortante en Bloque se establece en la sección J4.3 de las especificaciones IMCA 5ta Edición.
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 4. Estado Límite de Bloque de Cortante 30
0 5
0 5
0 5
9 3
9 3
9 3
60
60
60
zona roja roja trabaja trabaja bajo efectos de cortante y cortante y la zona verde bajo verde bajo efectos de La zona tensión. La resistencia de cortante en bloque está dada por: Rn 0.6 Fu Anv U bs Fu Ant 0.6 Fy Agv U bs Fu Ant
0.75
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 4. Estado Límite de Bloque de Cortante 30
Ant1
Ant 1
Ant 1
Agv1
Anv1
Anv1
Anv1
b d
t
BARR
t
3.90cm 0.5 2.22cm 0.8
60
60
60
0 5
2.23cm
2
21cm 0.8cm Agv
16.80cm
9 3
2
U bs
d BARRt
16.80cm 10.58cm
2
3.5 2.22cm 0.8cm
2
1.0
F y
2,530 kg cm
2
Fu
4,080 kg cm
2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda
4. Estado Límite de Bloque de Cortante 2
2
2
2
R 0.6 4, 080 kg cm 10.58cm 1.0 4, 080 kg cm 2.23cm 2 2 2 2 0.6 2, 530 kg cm 16.80cm 1.0 4, 080 kg cm 2.23cm n1
Rn1
34,99 ,998 8.24kg
Rn1
34,600.80kg
Rn Rn1
34,60 ,600 0.80kg
0.75 3344, 66000.80kg 2ángulos
51,901.20 kg
30
60
60
60
0 5 9 3
Como podemos observar el elemento tiene una falla frágil por bloque de cortante ya que no cumple con la mínima resistencia a la fluencia. !
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda Máxima Separación Separación y distancia al borde La máxima distancia desde el centro de un tornillo hasta el borde más cercano de las partes en contacto, debe ser 12 veces el espesor de la parte conectada, pero no debe exceder de 150 mm La separación longitudinal de un sujetador entre una placa y un perfil o dos placas en completo contacto, debe ser como sigue: En miembros pintados o sin pintar que no están sujetos a corrosión, la separación no debe exceder de 24 veces el espesor de la parte más delgada, delgada, o de 305 mm En miembros con o sin pintura, no sujetos a corrosión, el espaciamiento no deberá exceder 24 veces el espesor de la parte más delgada o 305 mm. (b) En miembros sin pintar de acero resistente a la intemperie sujeto a corrosión atmosférica, el espaciamiento no debe exceder de 14 veces el espesor de la parte más delgada o de 180 mm.
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 4. Estado Límite de Bloque de Cortante 80
30
Ant1
Ant 1
Ant 1
Agv1
Anv1
Anv1
Anv1
b d t
BARR
t
3.90cm 0.5 2.22cm 0.8
80
0 5
2.23cm
2
27cm 0.8cm Agv
21.60cm
2
d BARR t
21.60cm 2 15.38cm
3.5 2.22cm 0.8cm
2
80
9 3
U bs
1.0
F y
2,530 kg cm
2
Fu
4,080 kg cm
2
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 4. Estado Límite de Bloque de Cortante Rn1
15.38cm 1.0 4, 080 kg cm 2.23cm 21.60cm 1.0 4, 080 kg cm 2.23cm
0.6 4, 080 kg cm 2
0.6 2, 530 kg cm
2
2
2
2
2
46,74 46 ,748 8.64 .64kg
Rn1
41,887.20kg
2
80
30
Rn1
2
80
80
41,8 ,887 87..20kg 0 5
Rn
887.20kg 2ángulos 0.75 4411, 88
Rn
62, 830.80kg
Rn ( Fluencia )
9 3
61, 479.00kg
La resistencia de Bloque de Cortante es mayor a la fluencia, por lo que la falla que presenta es por fluencia y desarrolla ductilidad.
!
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 5. Estado Límite Límite de Aplastamiento y Desgarre Desgarre
Rn
1.2lc tFu
2.4d btF u
lc1
30mm 22.2 2 18.9mm
lc 2
80mm 22.2mm 57.8mm
Para las distancias lc se considerarán 2 barrenos con lc1 y 6 barrenos con lc2 y la resistencia será la suma de todos los barrenos.
30
80
80
80
30
80
80
80
lc
lc
lc
0 5 9 3
0 5 9 3
lc
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 5. Estado Estado Límite Límite de Aplas Aplastamie tamiento nto y Desgarre Desgarre Aplastamiento Rn1
2.4d b tF u
Rn1
2.4 1.905cm 0.8cm 4, 080 kg cm
Rn1
R Rn
n
14,923.00kg
2
30
923.00kg 8barrenos 14, 92
80
80
80
0 5 9 3
119,384.00kg
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda
5. Estado Límite de Aplastamiento y Desgarre 30
Desgarre Rn 1.2lc tF u
80
80
lc
lc
lc
0 5
2
2
Rn1
1.2 1.89 cm 0.8cm 4, 08 080 kg cm
Rn1
7,402.75kg
9 3
lc
Rn1
1.2 5.78cm 0.8cm 4, 08 080 kg cm
Rn1
22,639.10 kg
Rn
7, 402.75kg 2barr. 22, 639.10kg 6barr .
Rn
150,640.10 kg
!
80
Ejemplo 1. Diseño de ángulos espalda con espalda 5. Estado Estado Límite Límite de Aplas Aplastamie tamiento nto y Desgarre Desgarre
Rn Rn
,640.10kg 119,384 ,384.00kg 150,640 119,384.00kg
Rn Rn
Rn Aplastamiento
Rn Fluencia
80
80
80
30
80
80
80
lc
lc
lc
0 5 9 3
0.75 75 119,384 119,384.0 .00 0kg 0. 89,538.00kg
30
0 5 9 3
lc
¡GRACIAS! Ing. Carlos Cházaro Rosario
[email protected] [email protected]
Trabe de Marco de sección Variable
FLEXIÓN SIMPLE Ing. Carlos Cházaro Rosario
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) Diseñar la trabe de marco con sección de de 3 placas ASTM A572 GR50 Aa 510 1510 1510 1510 1510 Max: 1
.
Max: 1
.
Max: 139.445 MTon-m
Max: 35.074 MTon-m Max: 139.444 MTon-m
5.993m
Max: -31.941 MTon-m
Max: 86.183
El diseño de la sección de trabe se hará de acuerdo con lo establecido en el capítulo F de las especificaciones especificaciones IMCA 5ta Edición.
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) Sección de trabe propuesta 179
7 . 2 1 5 0 2 0 6 / 6 /
7.9
5 0 2 0 2 2 1 1
6
Los Lar Los arggue uero ross se en encu cueent ntra rass 1, 1,51 5100 mm de se sepa parrac ació iónn y se consideran traslapados en la cubierta con riostras al patín inferior para otorgarle soporte lateral a la trabe.
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 1. Revisión de la Compacidad de la sección.
La compacidad de la sección será de acuerdo con lo establecido en el capítulo B en la tabla B4.1b de las especificaciones IMCA 5ta Edición. Compacidad en Patín de compresión f
pf f
b f
2t f
179
0.38
2 1.27
E F y
0.38
7.04 2,039,000 3,515
9.15
pf
Patine Pati nes s Co Comp mpac acto tos s (N (NO O HA HAY Y PANDEO PAN DEO LOCAL DE PATI PATINES) NES)
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 1. Revisión de la Compacidad de la sección.
La compacidad de la sección será de acuerdo con lo establecido en el capítulo B en la tabla B4.1b de las especificaciones IMCA 5ta Edición. w
pw
rw w
h t w
1200
3.76
5.70
7.9
E F y E F y
151.89
3.76
5.70
Compacidad en Alma
2,039,000 3,515
2,039,000 3,515
90.56
137.3
rw
Alma Esbelta (se rige por pandeo del alma en el rango elásticos elásticos de acuerdo con lo que estab establece lece el capí ca pítu tulo lo F.5 .5.. de la lass es espe pecif cific icac acio ione ness IM IMCA CA 5t 5taa Edición)
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 2. Fluencia del patín en compresión.
El capítulo establece que la resistencia por fluencia del patín en compresión está determinado por lo siguiente: M n R pg Fy S xc
h E c R pg 1 5.70 F y 1200 300 a w tw aw
S xc S xt
I x y
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 2. Fluencia del patín en compresión.
De acuerdo con el teorema de los ejes paralelos: paralelos: I x I px Ay
179
3 17.9 1.27 3 0.79 120 2 I x 17.9 1.27 60.64 2 2 12 12 I x 280,926.55cm 4
7 . 2 1 5 0 2 0 6 6 / / 5 0 2 0 2 2 1 1
2
7.9 6
yc 61.27cm S xc S xt
280,926.55cm 61.27 cm
4
4,585.05cm 3
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 2. Fluencia del patín en compresión.
R pg 1
hc 60 0.6 2 118.8cm
R pg 0.97
aw
118. 8.8 8 0.79 0.79 11 4.13 17.9 17 .9 1. 1.27 27
h E c R pg 1 5.70 1200 300 a w tw F y aw
4.13 118.8 137.3 1200 300 4.13 0.79
aw hc t w b fct fc
M n R pg Fy S xc M n 0.90 .90 0.97 3,515 ,515 4,58 ,585 5.05 M n 14,069,661.50kg cm M n 140.70ton m
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 3. Pandeo lateral torsional.
Lb 151cm L p 1.1r t r t
1.1 3.97
L p
Lr
t
2,039,000 3,515
E F y b fc
1 12 1 aw 6
E
r
F y
17.9
1 12 1 4.13 6
rt 3.97cm
105.18cm
2,039,000
3.97
3,515
Lr 359.04cm L p
Lb
Lr
La sección sufre pandeo lateral torsional en el rango inelástico
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 3. Pandeo lateral torsional.
El capítulo establece que la resistencia por fluencia del patín en compresión está determinado por lo siguiente: M n R pg Fcr S xc
Lb Lp Fcr Cb Fy 0.3Fy Fy Lr L p C b
12.5 M max 2.5 M max 3M A 4 M B 3M C
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 3. Pandeo lateral torsional.
De acuerdo con con el diagrama de momento:
Max: 139.445 MTon-m
44 MTon-m MTon-m
M max
139.44
M A
128.514ton m
M B
117.807
ton m
ton m
M C 107.471ton m C b
C b
5.993m
12.5 M max 2.5 M max
3M A 4 M B
3M C
1.14
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 3. Pandeo lateral torsional.
Cálculo del esfuerzo crítico Lb Lp Fcr Cb Fy 0.3Fy Fy L L r p 151 1 10 105. 5.18 18 15 F cr 1.14 3, 515 0.3 3, 515 3, 515 359.0 .04 4 105 105.1 .18 8 359 F cr 3, 79 790. 0.12 12 3,515 Fcr 3,515 kg cm
2
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 3. Pandeo lateral torsional.
n
M , M l p a p n i m o n e t n M r e t s i s e r o t n e m Plastificación o M
Pandeo lateral por flexotorsión inelástico
Lp
M n
R pg Fcr S xc
M n
.90 0.97 3,515 ,515 4,58 ,585 5.05 .05 0.90
M n
14,069,661.50kg
M n
140.70ton
cm
m
Pandeo lateral por flexotorsión elástico L r
L b
Longitud no soportada lateralmente, L b
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 4. Pandeo local del patín en compresión
Debido a que el patín es Compacto no se necesita hacer esta revisión Compacidad en Patín de compresión f
pf f
b f
2t f
179
0.38
2 1.27
E F y
0.38
7.04 2,039,000 3,515
9.15
pf
Patine Pati nes s Co Comp mpac acto tos s (N (NO O HA HAY Y PANDEO PAN DEO LOCAL DE PATI PATINES) NES)
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable)
179
5. Fluencia del patín en tensión Como la sección es doblemente simétrica, las propiedades de modulo de sección elástico en compresión y módulo de sección elástico en tensión son iguales no se revisa este estado límite. I x I px Ay 2 7 . 2 1
5 0 2 0 6 6 / / 5 0 2 0 2 2 1 1
7.9 6
3 17.9 1.27 3 0.79 120 2 I x 17.9 1.27 60.64 2 2 12 12 I x 280,926.55cm 4
yc 61.27cm S xc S xt
280,926.55cm
4
4,585.05cm 3
61.27 cm
Ejemplo 3. Trabe de Marco Principal (sección variable) 5. Estado límite de Cortante Como la sección es doblemente simétrica, las propiedades de modulo de sección elástico en
179
compresión y módulo de sección elástico en tensión son iguales no se revisa este estado límite. I x I px Ay 2 3 17.9 1.27 3 0.79 120 2 I x 17.9 1.27 60.64 2 2 12 12
7 . 2 1 5 0 2 0 6 6 / / 5 0 2 0 2 2 1 1
7.9 6
I x 280,926.55cm 4 yc 61.27cm S xc S xt
280,926.55cm 61.27 cm
4
4,585.05cm 3
¡GRACIAS! Ing. Carlos Cházaro Rosario
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