norma españolla
UNE--EN 1993-1-8
Noviembre 2011 TÍTULO
Euroccódigo 3: Proyecto de estructuras de acerro Parte 1-8: Uniones
Eurocodee 3: Design of steel structures. Part 1-8: Design of joints. Eurocodee 3: Calcul des structures en acier. Partie 1-8: Calcul des assemblagess.
CORRESPONDENCIA
Esta norrma es la versión oficial, en español, de las Normas Euroopeas EN 1993-1-8:2005 y EN 19993-1-8:2005/AC:2009.
OBSERVACIONES
Esta noorma anula y sustituye a las Normas UNE 14035:19964, UNE 14401:1979, UNE 144402:1979 y UNE 14403:1979.
ANTECEDENTES
Esta norma ha sido elaborada por el SC 3 Estructuras de accero cuya Secretaría desempeñaa CALIDAD SIDERÚRGICA, S.R.L. dentro del comitéé técnico AEN/CTN 140 Eurocóddigos estructurales cuya Secretaría desempeña SEOPAN N.
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Grupo 79
S
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NORMA EUROPEA EUROPEAN STANDARD NORME EUROPÉENNE EUROPÄISCHE NORM
EN 1993-1-8 Mayo 2005
+ AC Julio 2009
ICS 91.010.30
Sustituye a ENV 1993-1-1:1992
Versión en español
Eurocódigo 3: Proyecto de estructuras de acero Parte 1-8: Uniones
Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-8: Design of joints.
Eurocode 3: Calcul des structures en acier. Partie 1-8: Calcul des assemblages.
Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten. Teil 1-8 : Bemessung von Anschlüssen
Esta norma europea ha sido aprobada por CEN el 2004-04-16. Los miembros de CEN están sometidos al Reglamento Interior de CEN/CENELEC que define las condiciones dentro de las cuales debe adoptarse, sin modificación, la norma europea como norma nacional. Las correspondientes listas actualizadas y las referencias bibliográficas relativas a estas normas nacionales pueden obtenerse en el Centro de Gestión de CEN, o a través de sus miembros. Esta norma europea existe en tres versiones oficiales (alemán, francés e inglés). Una versión en otra lengua realizada bajo la responsabilidad de un miembro de CEN en su idioma nacional, y notificada al Centro de Gestión, tiene el mismo rango que aquéllas. Los miembros de CEN son los organismos nacionales de normalización de los países siguientes: Alemania, Austria, Bélgica, Bulgaria, Chipre, Dinamarca, Eslovaquia, Eslovenia, España, Estonia, Finlandia, Francia, Grecia, Hungría, Irlanda, Islandia, Italia, Letonia, Lituania, Luxemburgo, Malta, Noruega, Países Bajos, Polonia, Portugal, Reino Unido, República Checa, Rumanía, Suecia y Suiza.
CEN COMITÉ EUROPEO DE NORMALIZACIÓN European Committee for Standardization Comité Européen de Normalisation Europäisches Komitee für Normung CENTRO DE GESTIÓN: Avenue Marnix, 17-1000 Bruxelles © 2009 CEN. Derechos de reproducción reservados a los Miembros de CEN.
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ÍNDICE Página PRÓLOGO .............................................................................................................................................. 7 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
INTRODUCCIÓN ................................................................................................................ 10 Objeto y campo de aplicación.............................................................................................. 10 Normas para consulta .......................................................................................................... 10 Distinción entre Principios y Reglas de aplicación ............................................................ 12 Términos y definiciones ....................................................................................................... 12 Símbolos ................................................................................................................................ 14
2 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7
BASES DE CÁLCULO ........................................................................................................ 22 Hipótesis ................................................................................................................................ 22 Requisitos generales ............................................................................................................. 22 Fuerzas y momentos aplicados ............................................................................................ 22 Resistencia de las uniones .................................................................................................... 22 Hipótesis de cálculo .............................................................................................................. 23 Uniones a cortante sometidas a impacto, vibración y/o cambio de sentido de las cargas23 Excentricidad en las intersecciones ..................................................................................... 24
3 3.1 3.1.1 3.1.2 3.2 3.3 3.4 3.4.1 3.4.2 3.5 3.6 3.6.1 3.6.2 3.7 3.8 3.9 3.9.1 3.9.2 3.9.3 3.10 3.10.1 3.10.2 3.10.3 3.10.4 3.11 3.12 3.13 3.13.1 3.13.2
CONEXIONES REALIZADAS CON TORNILLOS, REMACHES O BULONES ....... 24 Tornillos, tuercas y arandelas ............................................................................................. 24 Generalidades ....................................................................................................................... 24 Tornillos pretensados ........................................................................................................... 25 Remaches .............................................................................................................................. 25 Pernos de anclaje .................................................................................................................. 25 Categorías de conexiones atornilladas ................................................................................ 25 Conexiones a cortante .......................................................................................................... 25 Conexiones a tracción .......................................................................................................... 26 Disposición de los agujeros para tornillos y remaches ...................................................... 26 Resistencia de cálculo de elementos de fijación individuales ............................................ 28 Tornillos y remaches ............................................................................................................ 28 Tornillos inyectados ............................................................................................................. 32 Grupo de elementos de fijación ........................................................................................... 33 Uniones largas ....................................................................................................................... 34 Conexiones resistentes al deslizamiento utilizando tornillos 8.8 o 10.9 ........................... 34 Resistencia de cálculo al deslizamiento............................................................................... 34 Tracción y cortante combinados ......................................................................................... 35 Conexiones híbridas ............................................................................................................. 35 Deducciones debidas a los agujeros de los elementos de fijación ..................................... 36 Generalidades ....................................................................................................................... 36 Arrancamiento de bloque (desgarro).................................................................................. 36 Angulares unidos por un lado y otros elementos asimétricamente unidos en tracción .. 37 Angulares de refuerzo .......................................................................................................... 38 Fuerzas de palanca ............................................................................................................... 38 Distribución de fuerzas entre elementos de fijación en el estado límite último ............... 38 Conexiones con bulones ....................................................................................................... 39 Generalidades ....................................................................................................................... 39 Cálculo de bulones ................................................................................................................ 39
4 4.1 4.2 4.3 4.3.1
CONEXIONES SOLDADAS .............................................................................................. 41 Generalidades ....................................................................................................................... 41 Consumibles de soldadura ................................................................................................... 42 Geometría y dimensiones ..................................................................................................... 42 Tipo de soldadura ................................................................................................................. 42
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4.3.2 4.3.3 4.3.4 4.3.5 4.3.6 4.4 4.5 4.5.1 4.5.2 4.5.3 4.6 4.7 4.7.1 4.7.2 4.7.3 4.8 4.9 4.10 4.11 4.12
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4.13 4.14
Soldaduras en ángulo ........................................................................................................... 42 Soldaduras en ranura ........................................................................................................... 43 Soldaduras a tope ................................................................................................................. 44 Soldaduras de tapón ............................................................................................................. 44 Soldaduras en bordes curvos ............................................................................................... 44 Soldaduras con forros (cubrejuntas y platabandas).......................................................... 45 Resistencia de cálculo de las soldaduras en ángulo ........................................................... 45 Longitud de las soldaduras .................................................................................................. 45 Espesor de garganta efectivo ............................................................................................... 45 Resistencia de cálculo de las soldaduras en ángulo ........................................................... 46 Resistencia de cálculo de las soldaduras en ranura ........................................................... 48 Resistencia de cálculo de las soldaduras a tope.................................................................. 48 Soldaduras a tope con penetración completa ..................................................................... 48 Soldaduras a tope de penetración parcial .......................................................................... 48 Uniones a tope en T .............................................................................................................. 48 Resistencia de cálculo de las de soldaduras de tapón ........................................................ 49 Distribución de esfuerzos ..................................................................................................... 49 Conexiones a alas no rigidizadas ......................................................................................... 50 Uniones largas ....................................................................................................................... 51 Cordones de soldadura en ángulo o a tope con penetración parcial en un solo lado cargados excéntricamente ........................................................................... 51 Angulares unidos por un único lado ................................................................................... 52 Soldadura en zonas conformadas en frío ........................................................................... 52
5 5.1 5.1.1 5.1.2 5.1.3 5.1.4 5.1.5 5.2 5.2.1 5.2.2 5.2.3 5.3
ANÁLISIS, CLASIFICACIÓN Y MODELIZACIÓN ..................................................... 53 Análisis global ....................................................................................................................... 53 Generalidades ....................................................................................................................... 53 Análisis elástico global ......................................................................................................... 54 Análisis global rígido-plástico ............................................................................................. 55 Análisis global elasto-plástico .............................................................................................. 55 Análisis global de vigas en celosía ....................................................................................... 56 Clasificación de las uniones ................................................................................................. 57 Generalidades ....................................................................................................................... 57 Clasificación por rigidez ...................................................................................................... 58 Clasificación por resistencia ................................................................................................ 59 Modelización de uniones viga–pilar .................................................................................... 60
6
UNIONES ESTRUCTURALES ENTRE PERFILES DE SECCIONES EN H O EN I........................................................................................... 63 Generalidades ....................................................................................................................... 63 Bases ...................................................................................................................................... 63 Propiedades estructurales .................................................................................................... 63 Componentes básicos de una unión .................................................................................... 65 Resistencia de cálculo ........................................................................................................... 67 Esfuerzos internos ................................................................................................................ 67 Esfuerzos cortantes .............................................................................................................. 68 Momentos flectores .............................................................................................................. 69 Casquillo en T equivalente en tracción ............................................................................... 70 Casquillo en T equivalente en compresión ......................................................................... 73 Resistencia de cálculo de componentes básicos .................................................................. 74 Resistencia de cálculo a flexión de uniones viga-pilar y de empalmes ............................. 90 Resistencia de cálculo de apoyos de pilares con placas base ............................................. 94 Rigidez rotacional ................................................................................................................. 97 Modelo básico ....................................................................................................................... 97 Coeficientes de rigidez para componentes básicos de la unión ......................................... 99 Uniones con chapas frontales con dos o más filas de tornillos a tracción ...................... 102 Apoyos de pilares ................................................................................................................ 103
6.1 6.1.1 6.1.2 6.1.3 6.2 6.2.1 6.2.2 6.2.3 6.2.4 6.2.5 6.2.6 6.2.7 6.2.8 6.3 6.3.1 6.3.2 6.3.3 6.3.4
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6.4 6.4.1 6.4.2 6.4.3
Capacidad de rotación ....................................................................................................... 104 Generalidades ..................................................................................................................... 104 Uniones atornilladas ........................................................................................................... 105 Uniones soldadas ................................................................................................................ 105
7 7.1 7.1.1 7.1.2 7.2 7.2.1 7.2.2 7.3 7.3.1 7.4 7.4.1 7.4.2 7.4.3 7.5 7.5.1 7.5.2 7.5.3 7.6
UNIONES DE PERFILES HUECOS ............................................................................... 106 Generalidades ..................................................................................................................... 106 Objeto .................................................................................................................................. 106 Campo de aplicación .......................................................................................................... 106 Cálculo ................................................................................................................................. 108 Generalidades ..................................................................................................................... 108 Tipos de rotura de las uniones de perfiles huecos ............................................................ 108 Soldaduras .......................................................................................................................... 111 Resistencia de cálculo ......................................................................................................... 111 Uniones soldadas entre perfiles CHS ................................................................................ 112 Generalidades ..................................................................................................................... 112 Uniones planas .................................................................................................................... 113 Uniones espaciales .............................................................................................................. 120 Uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS y cordones RHS .................................. 121 Generalidades ..................................................................................................................... 121 Uniones planas .................................................................................................................... 122 Uniones espaciales .............................................................................................................. 132 Uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS y cordones de sección en I o en H ......................................................................................................... 133 Uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS y cordones de sección en U .................................................................................................................... 137
7.7
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PRÓLOGO Esta Norma EN 1993, Eurocódigo 3: Proyecto de estructuras de acero ha sido elaborada por el Comité Técnico CEN/TC 250 Eurocódigos estructurales, cuya Secretaría desempeña BSI. El Comité Técnico CEN/TC 250 es responsable de todos los Eurocódigos estructurales. Esta norma europea debe recibir el rango de norma nacional mediante la publicación de un texto idéntico a la misma o mediante ratificación antes de finales de noviembre de 2005, y todas las normas nacionales técnicamente divergentes deben anularse antes de finales de marzo de 2010. Este eurocódigo anula y sustituye a la Norma Europea Experimental ENV 1993-1-1. De acuerdo con el Reglamento Interior de CEN/CENELEC, están obligados a adoptar esta norma europea los organismos de normalización de los siguientes países: Alemania, Austria, Bélgica, Bulgaria, Chipre, Dinamarca, Eslovaquia, Eslovenia, España, Estonia, Finlandia, Francia, Grecia, Hungría, Irlanda, Islandia, Italia, Letonia, Lituania, Luxemburgo, Malta, Noruega, Países Bajos, Polonia, Portugal, Reino Unido, República Checa, Rumanía, Suecia y Suiza. Antecedentes del programa Eurocódigos En 1975, la Comisión de las Comunidades Europeas decidió llevar a cabo un programa de actuación en el campo de la construcción, basado en el artículo 95 del Tratado. El objetivo de este programa era la eliminación de las barreras técnicas al comercio y la armonización de las especificaciones técnicas. Dentro de este programa de actuación, la Comisión tomó la iniciativa de establecer un conjunto de reglas técnicas armonizadas para el proyecto de las construcciones que, en una primera etapa, sirviera como alternativa a las reglas nacionales aplicables en los Estados miembros y, finalmente, las pudiera reemplazar. Durante quince años, la Comisión, con la ayuda de un Comité Permanente con representantes de los Estados miembros, condujo el desarrollo del programa de los Eurocódigos, lo que llevó en los años 80 a la primera generación de códigos europeos. En 1989, los Estados miembros de la UE y de la AELC decidieron, sobre la base de un acuerdo1) entre la Comisión y el CEN, transferir al CEN la preparación y publicación de los Eurocódigos mediante una serie de Mandatos, con el fin de dotarlos de un futuro estatus de normas europeas (EN). Esto vincula de facto los Eurocódigos con las disposiciones de todas las Directivas del Consejo y Decisiones de la Comisión que hacen referencia a las normas europeas (por ejemplo, la Directiva del consejo 89/106/CEE sobre productos de construcción - DPC - y las Directivas del Consejo 93/37/CEE, 92/50/CEE y 89/440/CEE sobre obras públicas y servicios y las Directivas de la AELC equivalentes iniciadas para conseguir la implantación del mercado interior). El programa Eurocódigos Estructurales comprende las siguientes normas, compuestas a su vez de diversas Partes: EN 1990 Eurocódigo:
Bases de cálculo de estructuras
EN 1991 Eurocódigo 1:
Acciones en estructuras
EN 1992 Eurocódigo 2:
Proyecto de estructuras de hormigón
EN 1993 Eurocódigo 3:
Proyecto de estructuras de acero
1) Acuerdo entre la Comisión de las Comunidades Europeas y el Comité Europeo de Normalización (CEN) referente al trabajo sobre los EUROCÓDIGOS para el proyecto de edificios y de obras de ingeniería civil (BC/CEN/03/89).
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EN 1994 Eurocódigo 4:
Proyecto de estructuras mixtas
EN 1995 Eurocódigo 5:
Proyecto de estructuras de madera
EN 1996 Eurocódigo 6:
Proyecto de estructuras de fábrica
EN 1997 Eurocódigo 7:
Proyecto geotécnico
EN 1998 Eurocódigo 8:
Proyecto de estructuras sismorresistentes
EN 1999 Eurocódigo 9:
Proyecto de estructuras de aluminio
Las normas Eurocódigos reconocen la responsabilidad de las autoridades reglamentadoras de cada Estado miembro y han salvaguardado su derecho a determinar en el ámbito nacional los valores relacionados con temas reglamentarios de seguridad cuando éstos siguen siendo distintos de un Estado a otro. Estatus y campo de aplicación de los Eurocódigos Los Estados miembros de la UE y de la AELC reconocen que los Eurocódigos sirven como documentos de referencia para los siguientes propósitos: − como medio para demostrar el cumplimiento de las obras de edificación y de ingeniería civil con los requisitos esenciales de la Directiva del Consejo 89/106/CEE, en particular con el Requisito Esencial nº 1 - Resistencia mecánica y estabilidad - y con el Requisito Esencial nº 2 - Seguridad en caso de incendio; − como base para especificar los contratos de las construcciones y de los servicios de ingeniería correspondientes; − como marco para redactar las especificaciones técnicas armonizadas de productos de construcción (ENs y DITEs). Los Eurocódigos, en tanto en cuanto los mismos están relacionados con las construcciones, tienen una relación directa con los Documentos Interpretativos2) a los que hace referencia el artículo 12 de la DPC, aunque son de distinta naturaleza que las normas armonizadas de producto3). Por ello, los Comités Técnicos del CEN y/o los Grupos de Trabajo de la EOTA que trabajen sobre normas de producto deben considerar adecuadamente los aspectos técnicos que surjan del trabajo de los Eurocódigos, con vistas a obtener la compatibilidad total entre estas especificaciones técnicas y los Eurocódigos. Las normas Eurocódigos proporcionan reglas comunes de cálculo estructural para su uso diario en el proyecto de estructuras completas y de productos componentes de naturaleza tanto tradicional como innovadora. Las formas de construcción y condiciones de cálculo poco usuales no quedan cubiertas específicamente y requerirán, en tales casos, el estudio adicional del proyectista.
2) De acuerdo con el artículo 3.3 de la DPC, los documentos interpretativos darán forma concreta a los requisitos esenciales (REs) con el fin de establecer los vínculos necesarios entre los requisitos esenciales y los mandatos para la elaboración de normas armonizadas y DITEs/Guías de DITEs. 3) De acuerdo con el artículo 12 de la DPC los documentos interpretativos deben: a) dar forma concreta a los requisitos esenciales mediante la armonización de la terminología y de las bases técnicas y la asignación, en su caso, de clases y niveles para cada requisito esencial; b) indicar los métodos para relacionar estas clases y niveles con las especificaciones técnicas, por ejemplo, métodos de cálculo y de prueba, reglas técnicas para el cálculo en proyectos, etc.; c) servir de referencia para el establecimiento de normas armonizadas y de guías para los Documentos de Idoneidad Técnica Europeos. Los Eurocódigos, de facto, juegan un papel similar en el campo del RE 1 y en parte del RE 2.
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Las Normas nacionales de aplicación de los Eurocódigos Las normas nacionales de aplicación de los Eurocódigos comprenderán el texto completo del Eurocódigo (incluyendo los anexos), tal y como se publique por el CEN, pudiendo venir precedido de una portada nacional y de un preámbulo nacional y terminado en un anexo nacional. El anexo nacional sólo puede contener información sobre aquellos parámetros que queden abiertos en los Eurocódigos para la elección de una opción nacional, conocidos como Parámetros de Determinación Nacional, para su empleo en el proyecto de edificios y obras de ingeniería civil a construir en el país correspondiente, es decir: − los valores y/o las clases cuando se ofrezcan alternativas en el Eurocódigo; − los valores a emplear cuando sólo se dé un símbolo en el Eurocódigo; − los datos específicos del país (geográficos, climatológicos, etc.), por ejemplo, el mapa de nieve; − el procedimiento a emplear cuando los Eurocódigos ofrezcan procedimientos alternativos. También puede contener: − decisiones sobre la aplicación de los anexos informativos; − referencia a información complementaria no contradictoria que ayude al usuario a aplicar el Eurocódigo. Vínculos entre los Eurocódigos y las especificaciones técnicas armonizadas (ENs y DITEs) de productos Hay una necesidad de consistencia entre las especificaciones técnicas armonizadas de producto y las reglas técnicas de las obras4). Aún más, toda la información que acompañe al marcado CE de los productos de construcción que se refiera a los Eurocódigos debería mencionar con claridad qué Parámetros de Determinación Nacional se han tenido en cuenta. El anexo nacional de la Norma EN 1993-1-8 Esta norma contiene procedimientos, valores y recomendaciones alternativos, con notas que indican donde deben introducirse opciones de determinación nacional. La norma nacional adopción de la Norma Europea EN 1993-1-8 debería tener un anexo nacional que contenga todos los Parámetros de Determinación Nacional para el proyecto de estructuras de acero a construir en el país correspondiente. Las opciones de determinación nacional de la Norma EN 1993-1-8 se recogen en los apartados siguientes: − 2.2(2), − 1.2.6 (Grupo 6: Remaches), − 3.1.1(3), − 3.4.2(1), − 5.2.1(2), − 6.2.7.2(9)
4) Véanse los artículos 3.3 y 12 de la DPC, así como los apartados 4.2, 4.3.1, 4.3.2 y 5.2 del Documento Interpretativo nº 1.
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1 INTRODUCCIÓN 1.1 Objeto y campo de aplicación (1) Esta parte de la Norma EN 1993 proporciona métodos para el cálculo de uniones, sometidas a cargas predominantemente estáticas, realizadas con tipos de acero S235, S275, S355, S420, S450 y S460. 1.2 Normas para consulta Esta norma europea incorpora disposiciones de otras publicaciones por su referencia, con o sin fecha. Estas referencias normativas se citan en los lugares apropiados del texto de la norma y se relacionan a continuación. Para las referencias con fecha, no son aplicables las revisiones o modificaciones posteriores de ninguna de las publicaciones. Para las referencias sin fecha, se aplica la edición en vigor del documento normativo al que se haga referencia (incluyendo sus modificaciones). 1.2.1 Normas para consulta, Grupo 1: Aceros estructurales soldables EN 10025-1:2004 Productos laminados en caliente de aceros para estructuras. Parte 1: Condiciones técnicas generales de suministro. EN 10025-2:2004 Productos laminados en caliente de aceros para estructuras. Parte 2: Condiciones técnicas de suministro de los aceros estructurales no aleados. EN 10025-3:2004 Productos laminados en caliente de aceros para estructuras. Parte 3: Condiciones técnicas de suministro de los aceros estructurales soldables de grano fino en la condición de normalizado/laminado de normalización. EN 10025-4:2004 Productos laminados en caliente de aceros para estructuras. Parte 4: Condiciones técnicas de suministro de los aceros estructurales soldables de grano fino laminados termomecánicamente. EN 10025-5:2004 Productos laminados en caliente de aceros para estructuras. Parte 5: Condiciones técnicas de suministro de los aceros estructurales con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica. EN 10025-6:2004 Productos laminados en caliente de aceros para estructuras. Parte 6: Condiciones técnicas de suministro de los productos planos de aceros estructurales de alto límite elástico en la condición de templado y revenido. 1.2.2 Normas para consulta, Grupo 2: Tolerancias, dimensiones y condiciones técnicas de suministro EN 10029:1991 Chapas de acero laminadas en caliente, de espesor igual o superior a 3 mm. Tolerancias dimensionales y sobre la forma. EN 10034:1993 Perfiles I y H de acero estructural. Tolerancias dimensionales y de forma. EN 10051:1991 Chapas, bandas y flejes laminados en caliente en continuo, de acero aleado y no aleado, no recubiertos. Tolerancias dimensionales y sobre la forma. EN 10055:1995 Perfil T de acero con alas iguales y aristas redondeadas laminado en caliente. Medidas y tolerancias dimensionales y de forma. EN 10056-1:1995 Angulares de lados iguales y desiguales de acero estructural. Parte 1: Medidas. EN 10056-2:1993 Angulares de lados iguales y desiguales de acero estructural. Parte 2: Tolerancias dimensionales y de forma. EN 10164:1993 Aceros de construcción con resistencia mejorada a la deformación en la dirección perpendicular a la superficie del producto. Condiciones técnicas de suministro.
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1.2.3 Normas para consulta, Grupo 3: Perfiles huecos estructurales EN 10219-1:1997 Perfiles huecos para construcción soldados, conformados en frío de acero no aleado y de grano fino. Parte 1: Condiciones técnicas de suministro. EN 10219-2:1997 Perfiles huecos para construcción soldados, conformados en frío de acero no aleado y de grano fino. Parte 2: Tolerancias, dimensiones y propiedades de sección. EN 10210-1:1994 Perfiles huecos para construcción, acabados en caliente, de acero no aleado y de grano fino. Parte 1: Condiciones técnicas de suministro. EN 10210-2:1997 Perfiles huecos para construcción, acabados en caliente, de acero no aleado y de grano fino. Parte 2: Tolerancias, dimensiones y propiedades de sección. 1.2.4 Normas para consulta, Grupo 4: Tornillos, tuercas y arandelas EN 14399-1:2002 Conjuntos de elementos de fijación estructurales de alta resistencia para precarga. Parte 1: Requisitos generales. EN 14399-2:2002 Conjuntos de elementos de fijación estructurales de alta resistencia para precarga. Parte 2: Ensayo de aptitud a la precarga. EN 14399-3:2002 Conjuntos de elementos de fijación estructurales de alta resistencia para precarga. Parte 3: Sistema HR. Conjuntos de tornillo y tuerca de cabeza hexagonal. EN 14399-4:2002 Conjuntos de elementos de fijación estructurales de alta resistencia para precarga. Parte 4: Sistema HV. Conjuntos de tornillo y tuerca de cabeza hexagonal. EN 14399-5:2002 Conjuntos de elementos de fijación estructurales de alta resistencia para precarga. Parte 5: Arandelas planas. EN 14399-6:2002 Conjuntos de elementos de fijación estructurales de alta resistencia para precarga. Parte 6: Arandelas planas achaflanadas. EN ISO 898-1:1999 Características mecánicas de los elementos de fijación de acero al carbono y acero aleado. Parte 1: Pernos, tornillos y bulones con clases de calidad especificadas. Rosca de paso grueso y rosca de paso fino (ISO 898-1:1999). EN 20898-2:1993 Características mecánicas de los elementos de fijación. Parte 2: Tuercas con valores de carga de prueba especificados. Rosca de paso grueso. (ISO 898-2:1992). EN ISO 2320:1997 Tuercas hexagonales autofrenadas de acero. Propiedades de funcionamiento. Ensayos de par y fuerza de apriete y par de autofrenado. (ISO 2320:1997). EN ISO 4014:2000 Pernos de cabeza hexagonal. Productos de clases A y B. (ISO 4014:1999). EN ISO 4016:2000 Pernos de cabeza hexagonal. Productos de clase C. (ISO 4016:1999). EN ISO 4017:2000 Tornillos de cabeza hexagonal. Productos de clases A y B. (ISO 4017:1999). EN ISO 4018:2000 Tornillos de cabeza hexagonal. Productos de clase C. (ISO 4018:1999). EN ISO 4032:2000 Tuercas hexagonales, tipo 1. Productos de clases A y B. (ISO 4032:1999). EN ISO 4033:2000 Tuercas hexagonales, tipo 2. Productos de clases A y B. (ISO 4033:1999). EN ISO 4034:2000 Tuercas hexagonales. Producto de clase C. (ISO 4034:1999).
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EN ISO 7040:1997 Tuercas hexagonales autofrenadas, (con anillo no metálico), de tipo 1. Clases de calidad 5, 8 y 10. EN ISO 7042:1997 Tuercas hexagonales autofrenadas todo metal, de tipo 2. Clases de calidad 5, 8, 10 y 12. EN ISO 7719:1997 Tuercas hexagonales autofrenadas todo metal, de tipo 1. Clases de calidad 5, 8 y 10. ISO 286-2:1988 Sistema ISO de tolerancias y ajustes. Parte 2: Tablas de los grados de tolerancia normalizados y de las desviaciones límite de los agujeros y de los ejes. ISO 1891:1979 Pernos, tornillos, tuercas y accesorios. Terminología y nomenclatura. Edición trilingüe. EN ISO 7089:2000 Arandelas planas. Serie normal. Producto de clase A. EN ISO 7090:2000 Arandelas planas achaflanadas. Serie normal. Producto de clase A. EN ISO 7091:2000 Arandelas planas. Serie normal. Producto de clase C. EN ISO 10511:1997 Tuercas hexagonales delgadas autofrenadas (con anillo no metálico). EN ISO 10512:1997 Tuercas hexagonales autofrenadas (con anillo no metálico), de tipo 1, con rosca métrica de paso fino. Clases de calidad 6, 8 y 10. EN ISO 10513:1997 Tuercas hexagonales autofrenadas todo metal, de tipo 2, de rosca métrica de paso fino. Clases de calidad 8, 10 y 12. 1.2.5 Normas para consulta, Grupo 5: Consumibles de soldadura y soldeo EN 12345:1998 Soldeo. Relación multilingüe de términos relativos a uniones soldadas con ilustraciones. Septiembre 1998 EN ISO 14555:1998 Soldeo. Soldeo al arco de espárragos de materiales metálicos. Mayo 1995. EN ISO 13918:1998 Soldeo. Espárragos y férrulas cerámicas para el soldeo por arco de espárragos. Enero 1997 EN 288-3:1992 Especificación y cualificación de los procedimientos de soldeo para los materiales metálicos. Parte 3: cualificación del procedimiento para el soldeo por arco de aceros. 1992 EN ISO 5817:2003 Soldeo. Uniones soldadas por fusión de acero, níquel, titanio y sus aleaciones (excluido el soldeo por haz de electrones). Niveles de calidad para las imperfecciones. 1.2.6 Normas para consulta, Grupo 6: Remaches NOTA El anexo nacional puede proporcionar información.
1.2.7 Normas para consulta, Grupo 7: Ejecución de estructuras de acero EN 1090-2 Ejecución de estructuras de acero y aluminio. Parte 2: Requisitos técnicos para la ejecución de estructuras de acero. 1.3 Distinción entre Principios y Reglas de aplicación (1) Son aplicables las reglas del apartado 1.4 de la Norma EN 1990. 1.4 Términos y definiciones (1) Son de aplicación los siguientes términos y definiciones:
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1.4.1 componente básico (de una unión): Parte de una unión que contribuye a una o más m de sus propiedades estructurales. 1.4.2 conexión: Lugar en el que dos o más componentes see unen. En cuanto al cálculo se refiere, es el conjunto de los componentes básicos necesarios para representar el com mportamiento durante la transferencia de las fuerzas y momentos internos correspondientes en la conexión. 1.4.3 elemento unido: Cualquier elemento que está unido a un elem mento de soporte o a un componente. 1.4.4 unión: Zona donde dos o más elementos están uniddos. En cuanto al cálculo se refiere, es el conjunto de toddos los componentes básicos necesarios para representar el com mportamiento durante la transferencia de las fuerzas y momentos internos correspondientes entre los elementos unidos. Una unión viga–pilar consiste en el alma del piilar y una conexión (configuración de unión en un solo lado) o dos d conexiones (configuración de unión en dos lados), vééase la figura 1.1. 1.4.5 configuración de la unión: Tipo o disposición de la unión o uniones en e una zona en la que intersectan los ejes de dos o máás elementos unidos, véase la figura 1.2. 1.4.6 capacidad de rotación: Ángulo a lo largo del cual la unión puede rottar, para un nivel de resistencia dado, sin fallar. 1.4.7 rigidez rotacional: Momento necesario para producir una rotaciión unitaria en una unión. 1.4.8 propiedades estructurales (de una unión): u Resistencia a las fuerzas y momentos internoos en los elementos unidos, rigidez rotacional y capacidaad de rotación. 1.4.9 unión plana En una estructura en celosía una unión planaa une elementos que están situados en un mismo plano.
Unión = alma a cortante + unión
a) Configuración de unión en un soolo lado 1 2 3
Unión izquierda = alma a cortante + unión izquierda Unión derecha = alma a cortante + unión derecha
b) Configuración de unión en ambos a lados
Alma a cortante Unión Componentes (por ejemplo, tornillos, chapa frontall)
mentos de una configuración de unión viga–pilar Figura 1.1 − Elem
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1 2 3 4 5
Configuración de una uniión viga–pilar por un solo lado. Configuración de una unnión viga–pilar por ambos lados. Empalme entre vigas. Empalme entre pilares. Apoyo de pilar.
a) Configuuraciones de uniones en los ejes principales
Configuración de una unión viga–pilar poor ambos lados
Configuración de una unión viga–vigga por ambos lados
b) Configuraciones de uniones en los ejes secundarios (para utilizar sólo con momentos equilibraddos Mb1,Ed = Mb2,Ed) Figurra 1.2 − Configuraciones de uniones 1.5 Símbolos (1) En esta norma se utilizan los siguientess símbolos: d
es el diámetro nominal del tornilloo, el diámetro del bulón o el diámetro del elemento de fiijación;
d0
es el diámetro del agujero para unn tornillo, remache o bulón;
do,t
es el tamaño del agujero a lo largoo del plano que delimita la zona traccionada, que generaalmente coincide con el diámetro del agujero, pero paraa agujeros alargados en dirección perpendicular a la sollicitación de tracción debería tomarse la longitud alargaada;
do,v
es el tamaño del agujero a lo larggo del plano que delimita el esfuerzo a cortante, que geeneralmente coincide con el diámetro del agujero, peroo para agujeros alargados en dirección paralela al planoo de cortante debería tomarse la longitud alargada;
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dc
es el canto del alma del pilar;
dm
es la media de las distancias entre los vértices y entre las caras planas de la cabeza del tornillo o de la tuerca, la que sea menor;
fH,Rd
es el valor de cálculo de la presión de Hertz;
fur
es la resistencia a tracción última del remache;
e1
es la distancia desde el centro del agujero del elemento de fijación hasta el extremo adyacente de cualquier elemento, medida en la dirección de transferencia de la carga, véase la figura 3.1;
e2
es la distancia desde el centro del agujero del elemento de fijación hasta el borde adyacente de cualquier elemento, medida en ángulo recto respecto a la dirección de transferencia de carga, véase la figura 3.1;
e3
es la distancia desde el eje de un agujero alargado al extremo o al borde de cualquier elemento adyacente, véase la figura 3.1;
e4
es la distancia desde el centro del radio extremo de un agujero alargado al extremo o al borde de cualquier elemento adyacente, véase la figura 3.1;
ℓeff
es la longitud eficaz de la soldadura en ángulo;
n
es el número de superficies de rozamiento o el número de agujeros para los elementos de fijación en el plano cortante;
p1
es la distancia entre los centros de los elementos de fijación en línea en la dirección de la transmisión de carga, véase la figura 3.1;
p1,0
es la distancia entre los centros de los elementos de fijación en una fila exterior en la dirección de transmisión de carga, véase la figura 3.1;
p1,i
es la distancia entre los centros de los elementos de fijación en la dirección de transmisión de carga, véase la figura 3.1;
p2
es la distancia entre filas adyacentes de elementos de fijación, medida en dirección perpendicular a la dirección de transmisión de carga, véase la figura 3.1;
r
es el número de la fila de tornillo;
NOTA En una unión atornillada con más de una fila de tornillos en tracción, las filas de tornillos se numeran empezando por la fila de tornillos más alejada del centro de compresión.
ss
es la longitud de apoyo rígido;
ta
es el espesor del casquillo de angular;
tfc
es el espesor del ala del pilar;
tp
es el espesor de la chapa bajo el tornillo o la tuerca;
tw
es el espesor del alma o el cubrejuntas;
twc
es el espesor del alma del pilar;
A
es el área bruta de la sección transversal del tornillo;
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A0
es el área del agujero para el remache;
Avc
es el área a cortante del pilar, véase la Norma EN 1993-1-1;
As
es el área resistente a tracción del tornillo o perno de anclaje;
Av,eff
es el área eficaz a cortante;
Bp,Rd
es el valor de cálculo de la resistencia a punzonamiento de la cabeza del tornillo y de la tuerca;
E
es el modulo de elasticidad;
Fp,Cd
es el valor de cálculo del esfuerzo de pretensado;
Ft,Ed
es el valor de cálculo de la solicitación a tracción por tornillo para el estado límite último;
Ft,Rd
es el valor de cálculo de la resistencia a tracción por tornillo;
FT,Rd
es la resistencia a tracción del ala del casquillo en T equivalente;
Fv,Rd
es el valor de cálculo de la resistencia a cortante por tornillo;
Fb,Rd
es el valor de cálculo de la resistencia a aplastamiento por tornillo;
Fs,Rd,ser
es el valor de cálculo de la resistencia al deslizamiento por tornillo en el estado límite de servicio;
Fs,Rd
es el valor de cálculo de la resistencia al deslizamiento por tornillo en el estado límite último;
Fv,Ed,ser
es el valor de cálculo de la resistencia a cortante por tornillo en el estado límite de servicio;
Fv,Ed
es el valor de cálculo de la resistencia a cortante por tornillo en el estado límite último;
Mj,Rd
es el valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión;
Sj
es la rigidez rotacional de una unión;
Sj,ini
es la rigidez rotacional inicial de una unión;
Vwp,Rd
es la resistencia plástica a cortante del alma de un pilar;
z
es el brazo de palanca;
μ
es el factor de rozamiento;
φ
es la rotación de una unión.
(2) En el capítulo 7 se utilizan las siguientes abreviaturas típicas para los perfiles huecos: CHS
para perfil hueco de sección circular (Circular Hollow Section);
RHS
para perfil hueco de sección rectangular (Rectangular Hollow Section), que en este contexto incluye los perfiles huecos de sección cuadrada.
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espaciamientto g
solape λov = (q/p) × 100%
(a) Definición de esppaciamiento
(b) Definición de solape
Figura 1.3 − Uniones con espaciamiento y con solape (3) En el capítulo 7 se utilizan los siguientees símbolos: Ai
es el área de la sección transversal del elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
Av
es el área resistente frente a esfuerrzo cortante del cordón;
Av,eff
es el área eficaz frente a esfuerzo cortante del cordón;
L
es la longitud del elemento;
Mip,i,Rd
es el valor de cálculo de la resisteencia de la unión, expresada en términos del momento flector interno en el elemento i (i = 0, 1, 2 o 3) en el pllano de la unión;
Mip,i,Ed
es el valor de cálculo del momento flector interno en el elemento i (i = 0, 1, 2 o 3) en el plano p de la unión;
Mop,i,Rd
es el valor de cálculo de la resisteencia de la unión, expresada en términos del momento flector interno en el elemento i (i = 0, 1, 2 o 3) fuera del d plano de la unión;
Mop,i,Ed
es el valor de cálculo del momennto flector interno en el elemento i (i = 0, 1, 2 o 3) fuera f del plano de la unión;
Ni,Rd
es el valor de cálculo de la resisstencia de la unión, expresada en términos del esfuerzzo axil interno en el elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
Ni,Ed
es el valor de cálculo del esfuerzoo axil interno en el elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
Weℓ,i
es el módulo resistente elástico dee la sección del elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
Wpℓ,i
es el módulo resistente plástico dee la sección del elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
bi
es la anchura fuera del plano del perfil p hueco de sección rectangular (RHS) i (i = 0, 1, 2 o 3);
beff
es la anchura eficaz de la diagonal en la conexión al cordón;
be,ov
es la anchura eficaz de la la barra de relleno que recubre en la conexión a la barra de relleeno recubierta;
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be,p
es la anchura eficaz a punzonamiento;
bp
es la anchura de la placa;
bw
es la anchura eficaz del alma del cordón;
di
es el diámetro del perfil hueco de sección circular i (i = 0, 1, 2 o 3);
dw
es el canto del alma de un cordón de sección en I o en H;
e
es la excentricidad de la unión;
fb
es la resistencia a pandeo de la cara lateral del cordón;
fyi
es el límite elástico del elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
fy0
es el límite elástico del cordón;
g
es el espaciamiento entre las diagonales de una unión en K o N (los valores negativos de g representan un solape q); el espaciamiento g se mide a lo largo de la cara de conexión del cordón, entre diagonales adyacentes, excluyendo las soldaduras, véase la figura 1.3 (a);
hi
es el canto total de la sección del elemento i (i = 0, 1, 2 o 3) en el plano de la unión;
hz
es la distancia entre los centros de gravedad de las anchuras eficaces de una viga de sección rectangular conectada a un pilar en I o en H;
k
es un coeficiente definido en la tabla correspondiente, con el subíndice g, m, n o p ;
ℓ
es la longitud de pandeo de un elemento;
p
es la longitud de la proyección del área de contacto de la diagonal que solapa sobre la cara de conexión del cordón, en ausencia de la diagonal recubierta, véase la figura 1.3 (b);
q
es la longitud de solape, medida en la cara de conexión del cordón, entre las diagonales de una unión en K o N, véase la figura 1.3 (b);
r
es el radio de acuerdo de una sección en I o en H o el radio exterior de redondeo de la arista en perfiles huecos de sección rectangular;
tf
es el espesor del ala de un perfil de sección en I o en H;
ti
es el espesor de pared del elemento i (i = 0, 1, 2 o 3);
tp
es el espesor de una placa;
tw
es el espesor del alma de un perfil de sección en I o en H;
α
es un coeficiente definido en la tabla correspondiente;
θi
es el ángulo entre la diagonal i y el cordón (i = 1, 2 o 3);
κ
es un coeficiente definido donde aparezca;
μ
es un coeficiente definido en la tabla correspondiente;
φ
es el ángulo entre los planos en una unión multiplanar.
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(4) Los subíndices utilizados en el capítulo 7 se definen a continuación: i
es un subíndice que se utiliza para designar un elemento de una unión, i = 0 denota un cordón e i = 1, 2 o 3 las diagonales. En uniones con dos diagonales, i = 1 denota normalmente la diagonal comprimida e i = 2 la diagonal traccionada, véase la figura 1.4 (b). Para el caso de una única diagonal i = 1 independientemente de que esté sometida a compresión o tracción, véase la figura 1.4 (a);
iyj
son subíndices que se utilizan en uniones solapadas, i para designar la diagonal que recubre y j para designar la diagonal recubierta, véase la figura 1.4 (c).
(5) Los ratios entre tensiones utilizadas en el capítulo 7 se definen de la forma siguiente: n
es el cociente (σ0,Ed / fy0 ) / γM5 utilizado para cordones RHS;
np
es el cociente (σp,Ed / fy0 ) / γM5 utilizado para cordones CHS);
σ0,Ed
es la máxima tensión de compresión en el cordón en una unión;
σp,Ed
es el valor de σ0,Ed excluyendo la tensión debida a las componentes paralelas al eje del cordón de los esfuerzos axiales que actúan en las diagonales de esa unión, véase la figura 1.4.
(6) Los ratios geométricos utilizados en el capítulo 7 se definen a continuación: β
es el cociente entre el diámetro o la anchura media de las diagonales y el diámetro o anchura del cordón: − para uniones en T, Y y X:
d1 d1 b1 ; o ; d0 b0 b0 − para uniones en K y N:
d1 + d 2 d1 + d 2 b1 + b2 + h1 + h2 ; o ; 2 d0 2 b0 4 b0 − para uniones en KT: d1 + d 2 + d3 d1 + d 2 + d3 b1 + b2 + b3 + h1 + h2 + h3 ; o ; 3 d0 3 b0 6 b0 βp
es el cociente bi /bp ;
γ
es el cociente entre la anchura o el diámetro del cordón y el doble de su espesor de pared:
d0 b0 b ; o 0 ; 2 t0 2 t0 2 t f η
es el cociente entre el canto de la diagonal y el diámetro o anchura del cordón: hi hi ; o d0 b0
ηp
es el cociente hi /bp;
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λov
es el solape o recubrimiento, expresado como un porcentaje (λov = (q/p) × 100%) como se muestra en la figura 1.3(b);
λov,lim
es el solape o recubrimiento para el que el cortante entre la diagonal y la cara del cordón puede ser crítico.
(7) Otros símbolos se especifican en los apartados correspondientes donde se utilizan. NOTA Los símbolos para los perfiles huecos de sección circular se dan en la tabla 7.2.
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a Unión con una única diagonal a)
b) Unióón de dos diagonales con espaciamiento
c) Unión U de dos diagonales con solape Figura 1.4 − Dimensiones y paarámetros en una unión de viga en celosía con perfiless huecos
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2 BASES DE CÁLCULO 2.1 Hipótesis
(1) Los métodos de cálculo dados en esta parte de la Norma EN 1993 toman como hipótesis que el procedimiento de construcción se adecúa a lo especificado en las normas de ejecución indicadas en el apartado 1.2 y que los materiales y productos de construcción son los especificados en la Norma EN 1993 o en las especificaciones de materiales y productos correspondientes. 2.2 Requisitos generales
(1)P Todas las uniones deben tener una resistencia de cálculo tal que la estructura sea capaz de satisfacer todos los requisitos básicos de cálculo dados en esta norma y en la Norma EN 1993-1-1. (2) Los coeficientes parciales de seguridad γM para uniones se indican en la tabla 2.1. Tabla 2.1 − Coeficientes parciales de seguridad para uniones Resistencia de elementos y secciones transversales
γM0 , γM1 y γM2 véase la Norma EN 1993-1-1
Resistencia de tornillos Resistencia de remaches Resistencia de bulones
γM2
Resistencia de soldaduras Resistencia de chapas a aplastamiento Resistencia al deslizamiento − en el estado límite último (Categoría C)
γM3
− en el estado límite de servicio (Categoría B)
γM3,ser
Resistencia a aplastamiento de tornillos de inyección
γM4
Resistencia de uniones de celosías de perfiles huecos
γM5
Resistencia de bulones en el estado límite de servicio
γM6,ser
Precarga de tornillos de alta resistencia
γM7
Resistencia del hormigón
γc véase la Norma EN 1992
NOTA Los valores numéricos para γM pueden definirse en el anexo nacional. Los valores recomendados son los siguientes: γM2 = 1,25; γM3 = 1,25 y γM3,ser = 1,1; γM4 = 1,0; γM5= 1,0; γM6,ser = 1,0; γM7 = 1,1.
(3)P Las uniones sometidas a fatiga deben satisfacer también los principios dados en la Norma EN 1993-1-9. 2.3 Fuerzas y momentos aplicados
(1)P Las fuerzas y momentos aplicados a las uniones en el estado límite último deben determinarse de acuerdo con los principios dados en la Norma EN 1993-1-1. 2.4 Resistencia de las uniones
(1) La resistencia de una unión debería determinarse en base a las resistencias de sus componentes básicos.
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(2) En el cálculo de las uniones se puede utilizar el análisis elástico lineal o el análisis elástico–plástico. (3) Cuando se utilizan elementos de fijación con diferente rigidez para soportar una carga de cortante, los elementos de fijación con mayor rigidez deberían diseñarse para soportar la carga de cálculo. En el apartado 3.9.3 se da una excepción a este método de cálculo. 2.5 Hipótesis de cálculo
(1)P Las uniones deben diseñarse en base a una hipótesis realista de la distribución de fuerzas y momentos internos. Se deben utilizar las siguientes hipótesis para determinar la distribución de las fuerzas: (a) las fuerzas y momentos internos que se suponen en el análisis están en equilibrio con las fuerzas y los momentos aplicados en las uniones, (b) cada elemento de la unión es capaz de resistir las fuerzas y momentos internos, (c) las deformaciones que se deriven de esta distribución no superan la capacidad de deformación de los elementos de fijación o soldaduras de los elementos unidos, (d) la distribución supuesta de fuerzas internas debe ser realista respecto a la rigidez relativa de la unión, (e) las deformaciones supuestas en cualquier modelo de cálculo basado en el análisis elástico–plástico se basan en rotaciones de sólido rígido y/o en deformaciones en el plano que sean físicamente posibles, y (f) cualquier modelo que se utilice es conforme con la evaluación de los resultados de los ensayos (véase la Norma EN 1990). (2) Las reglas de aplicación dadas en este parte satisfacen el punto (1) del apartado 2.5. 2.6 Uniones a cortante sometidas a impacto, vibración y/o cambio de sentido de las cargas
(1) Cuando una unión a cortante esté sometida a impacto o a una vibración significativa, se debería utilizar uno de los siguientes métodos de unión: − soldadura; − tornillos con dispositivos de bloqueo; − tornillos pretensados; − tornillos de inyección; − otros tipos de tornillos que prevengan eficazmente el movimiento de los elementos unidos; − remaches. (2) Cuando el deslizamiento no sea aceptable en una unión (porque esté sometida a cambios del sentido de la carga de cortante o por cualquier otra razón), deberían utilizarse tornillos pretensados en conexiones de Categoría B o Categoría C (véase 3.4), tornillos calibrados (véase 3.6.1), remaches o soldadura. (3) Para arriostramientos contraviento y/o de estabilidad, pueden utilizarse tornillos en conexiones de Categoría A (véase 3.4).
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2.7 Excentricidad en las intersecciones (1) Cuando haya excentricidad en las inntersecciones, las uniones y los elementos deberíann diseñarse para los momentos y las fuerzas resultantes, excepto e en el caso de tipos particulares de estructurass en las que se haya demostrado que no es necesario, véase el apartado 5.1.5. (2) En el caso de uniones de angulares o de d secciones tipo T unidas por una única fila de tornilloos o por dos filas de tornillos, debería tenerse en cuenta cuaalquier excentricidad posible de acuerdo con el punto (1) del apartado 2.7. Las excentricidades en el plano y fueraa del mismo deberían determinarse considerando las possiciones relativas del centro de gravedad del elemento y laas líneas de gramil de los tornillos en el plano de laa conexión (véase la figura 2.1). Para un solo angular a traccción unido mediante tornillos en uno de los lados se pueede utilizar el método simplificado dado en el apartado 3.10.33. NOTA El efecto de la excentricidad en angulares utilizados como elementos de arriostramiento a compresión se indica enn el apartado BB.1.2 de la Norma EN 1993-1-1. 1 2 3
Centros de gravedad Elementos de fijación Líneas de gramil de loss tornillos
Figura 2.1 − Líneas de gramil de los tornillos T REMACHES O BULONES 3 CONEXIONES REALIZADAS CON TORNILLOS, 3.1 Tornillos, tuercas y arandelas 3.1.1 Generalidades (1) Todos los tornillos, tuercas y arandelas deberían cumplir con el apartado 1.2.4 Normas para coonsulta: Grupo 4. (2) Las reglas que se dan en esta norma sonn válidas para las clases de tornillos indicadas en la tabla 3.1. (3) El límite elástico fyb y la resistencia últtima a tracción fub para los tornillos de las clases 4.6, 4.88, 5.6, 5.8, 6.8, 8.8 y 10.9 se da en la tabla 3.1. Estos valoress deberían adoptarse como los valores característicos en los cálculos. mite elástico fyb y de la resistencia última a tracción fub Tabla 3.1 − Valores nominales del lím u para tornillos 4.6
4.8
5.6
5.8
6.8
8 8.8
10.9
fyb (N/mm )
240
3 320
300
400
480
6 640
900
fub (N/mm2)
400
4 400
500
500
600
800
1000
Clase de tornillo 2
NOTA El anexo nacional puede excluir algunas clasess de tornillos.
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3.1.2 Tornillos pretensados
(1) Sólo pueden utilizarse como tornillos pretensados los tornillos de las clases 8.8 y 10.9 que cumplan con los requisitos de las normas citadas en el apartado 1.2.4 Normas para consulta: Grupo 4 para tornillos estructurales de alta resistencia para precarga con apriete controlado de acuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. 3.2 Remaches
(1) Las propiedades, dimensiones y tolerancias de los remaches de acero deberían cumplir los requisitos de las normas citadas en el apartado 1.2.6 Normas para consulta: Grupo 6. 3.3 Pernos de anclaje
(1) Los siguientes materiales pueden utilizarse en pernos de anclaje: − Tipos de acero de acuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.1 Normas para consulta: Grupo 1. − Tipos de acero de acuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.4 Normas para consulta: Grupo 4. − Tipos de acero utilizados para las barras de armado de acuerdo con la Norma EN 10080. siempre y cuando el límite elásticono supere los 640 N/mm2 cuando los pernos de anclaje trabajen a cortante los 900 N/mm2 en cualquier otro caso. 3.4 Categorías de conexiones atornilladas 3.4.1 Conexiones a cortante
(1) Las conexiones atornilladas solicitadas a cortante deberían calcularse de acuerdo con una de las siguientes categorías: a) Categoría A: Resistentes al aplastamiento En esta categoría deberían utilizarse tornillos desde la clase 4.6 hasta la clase 10.9 inclusive. No se requiere ni pretensado ni condiciones especiales para las superficies de contacto. La carga última de cálculo a cortante no debería superar la resistencia de cálculo a cortante, obtenida del apartado 3.6, ni la resistencia de cálculo a aplastamiento, obtenida en los apartados 3.6 y 3.7. b) Categoría B: Resistentes al deslizamiento en el estado límite de servicio En esta categoría se deberían utilizar tornillos pretensados de acuerdo con el punto (1) del apartado 3.1.2. No se debería producir deslizamiento en el estado límite de servicio. La carga cortante de cálculo en servicio no debería superar la resistencia de cálculo al deslizamiento, obtenida del apartado 3.9. La carga última de cálculo a cortante no debería superar la resistencia de cálculo a cortante, obtenida del apartado 3.6, ni la resistencia de cálculo a aplastamiento, obtenida en los apartados 3.6 y 3.7. c) Categoría C: Resistentes al deslizamiento en el estado límite último En esta categoría se deberían utilizar tornillos pretensados de acuerdo con el punto (1) del apartado 3.1.2. No debería producirse deslizamiento en el estado límite último. La carga última de cálculo a cortante no debería superar la resistencia de cálculo al deslizamiento, obtenida en el apartado 3.9, ni la resistencia de cálculo a aplastamiento, obtenida en los apartados 3.6 y 3.7. Adicionalmente, para una unión a tracción, la resistencia plástica de cálculo de la sección transversal neta en la zona de los agujeros de los tornillos Nnet,Rd, (véase 6.2 de la Norma EN 1993-1-1), debería comprobarse en el estado límite último. Las comprobaciones de cálculo para estas conexiones se resumen en la tabla 3.2.
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3.4.2 Conexiones a tracción
(1) Las conexiones atornilladas solicitadas a tracción deberían calcularse de acuerdo con una de las siguientes categorías: a) Categoría D: Sin pretensar En esta categoría deberían utilizarse tornillos desde la clase 4.6 hasta la clase 10.9 inclusive. No se requiere pretensado. Esta categoría no debería utilizarse cuando las conexiones estén frecuentemente sometidas a variaciones del esfuerzo de tracción. Sin embargo, pueden utilizarse en uniones diseñadas para resistir cargas ordinarias de viento. b) Categoría E: Pretensadas En esta categoría deberían utilizarse tornillos pretensados de las clases 8.8 y 10.9 con apriete controlado de acuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. Las comprobaciones de cálculo para estas conexiones se resumen en la tabla 3.2. Tabla 3.2 − Categorías de las conexiones atornilladas Categoría
Criterios
Comentarios
Conexiones a cortante
A Resistentes al aplastamiento
Fv,Ed Fv,Ed
≤ ≤
Fv,Rd Fb,Rd
No se requiere pretensado. Pueden utilizarse tornillos de clases 4.6 hasta 10.9.
B resistentes al deslizamiento en estado límite de servicio
Fv,Ed.ser Fv,Ed Fv,Ed
≤ ≤ ≤
Fs,Rd,ser Fv,Rd Fb,Rd
Deberían utilizarse tornillos pretensados de clases 8.8 o 10.9. Para la resistencia al deslizamiento en estado límite de servicio, véase el apartado 3.9.
Fv,Ed Fv,Ed
≤ ≤
Fs,Rd Fb,Rd
ΣF
≤
Nnet,Rd
Deberían utilizarse tornillos pretensados de clases 8.8 o 10.9. Para la resistencia al deslizamiento en estado límite último, véase el apartado 3.9. Nnet,Rd véase el punto c) del apartado (1)
C resistentes al deslizamiento en estado límite último
v,Ed
Conexiones a tracción
D sin pretensar
Ft,Ed Ft,Ed
≤ ≤
Ft,Rd Bp,Rd
No se requiere pretensado. Pueden utilizarse tornillos de clases 4.6 hasta 10.9. Bp,Rd véase la tabla 3.4..
E pretensadas
Ft,Ed Ft,Ed
≤ ≤
Ft,Rd Bp,Rd
Deberían utilizarse tornillos pretensados de clases 8.8 o 10.9. Bp,Rd véase la tabla 3.4.
La fuerza de cálculo a tracción Ft,Ed debería incluir cualquier fuerza debida al efecto de palanca, véase el apartado 3.11. Los tornillos sometidos tanto a cortante como a tracción deberían satisfacer también los criterios dados en la tabla 3.4. NOTA Si no se utiliza explícitamente el pretensado en los cálculos del proyecto para las resistencias al deslizamiento pero se requiere por motivos de ejecución o como medida de calidad (por ejemplo, durabilidad), entonces el nivel de pretensado puede especificarse en el anexo nacional.
3.5 Disposición de los agujeros para tornillos y remaches
(1) Las separaciones mínimas y máximas y las distancias al borde frontal y al borde lateral para tornillos y remaches se indican en la tabla 3.3. (2) Para las separaciones mínimas y máximas, y las distancias al borde frontal y al borde lateral para estructuras sometidas a fatiga, véase la Norma EN 1993-1-9.
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Tabla 3.3 − Separación mínima y máxima, distancias al borde frontal y al borde lateral Máximo1) 2) 3)
Mínimo
Estructuras realizadas con aceros conformes Estructuras realizadas con la Norma EN 10025, excepto aceros de con aceros conformes con acuerdo con la Norma EN 10025-5 la Norma EN 10025-5
Distancias y separaciones, véase la figura 3.1
Acero expuesto a las inclemencias meteorológicas u otras influencias corrosivas
Acero no expuesto a las inclemencias meteorológicas u otras influencias corrosivas
Acero sin proteger
Distancia al borde frontal e1
1,2d0
4t + 40 mm
El mayor de 8t o 125 mm
Distancia al borde lateral e2
1,2d0
4t + 40 mm
El mayor de 8t o 125 mm
Distancia e3 en agujeros alargados
1,5d04)
Distancia e4 en agujeros alargados
1,5d04)
Separación p1
2,2d0
El menor de 14t o 200 mm
Separación p1,0
El menor de 14t o 200 mm
Separación p1,i
El menor de 28t o 400 mm
Separación p25)
2,4d0
El menor de 14t o 200 mm
El menor de 14t o 200 mm
El menor de 14tmín. o 175 mm
El menor de 14t o 200 mm
El menor de 14tmín. o 175 mm
1) Los valores máximos para separaciones, distancias al borde lateral y distancias al borde frontal son ilimitados, excepto en los siguientes casos: −
para elementos sometidos a compresión, con el fin de evitar el pandeo local y para prevenir la corrosión en los elementos expuestos (los valores límite se indican en la tabla) y;
−
para elementos a tracción expuestos para prevenir la corrosión (los valores límite se indican en la tabla).
2) La resistencia al pandeo local de la chapa a compresión entre los elementos de fijación debería calcularse de acuerdo con la Norma EN 1993-1-1 utilizando 0,6 p1 como longitud de pandeo. No es necesario comprobar el pandeo local entre elementos de fijación si p1/t es menor que 9 ε . La distancia al borde no debería superar los requisitos del pandeo local para una parte saliente en los elementos sometidos a compresión, véase la Norma EN 1993-1-1. Este requisito no afecta a la distancia al extremo. 3) t es el espesor de la parte saliente conectada más delgada. 4) Los límites dimensionales para los agujeros alargados se indican en la normativa citada en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. 5) Para filas de elementos de fijación al tresbolillo puede utilizarse una separación entre líneas mínima de p2 = 1,2d0 , siempre que la distancia mínima L, entre dos elementos de fijación cualesquiera sea igual o mayor que 2,4d0, véase la figura 3.1(b).
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Filas de elementos de fijación al tresbolillo
a) Símbolos de separación entre elementoos de fijación
p1 ≤ 14 t y ≤ 200 mm
p2 ≤ 14 t y ≤ 200 mm
b) Símbolos para separación al a tresbolillo
p1,0 ≤ 14 t y ≤ 200 mm 1 Fila exterior
c) Separación al tresbolillo para eleementos sometidos a compresión
p1,i ≤ 28 t y ≤ 400 mm 2 Fila inteerior
d) Separación al tresbolillo enn elementos sometidos a traccióón
e) Distancias al borde frontal y al borde lateral para agujeros alargados Figura 3.1 − Símbolos para distancias al borde b frontal y al borde lateral y separación entre eleementos de fijación 3.6 Resistencia de cálculo de elementos de d fijación individuales 3.6.1 Tornillos y remaches (1) La resistencia de cálculo para un elemeento de fijación individual sometido a cortante y/o a traacción se indica en la tabla 3.4.
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(2) Para tornillos pretensados de acuerdo con el punto (1) del apartado 3.1.2 la fuerza de pretensado de cálculo, Fp,Cd, a utilizar en los cálculos debería tomarse como: Fp,Cd = 0,7 fub As / γM7
... (3.1)
NOTA Cuando el pretensado no se utiliza en los cálculos del proyecto véase la nota de la tabla 3.2.
(3) Las resistencias de cálculo para la tracción y para el cortante a través de la parte roscada de un tornillo indicadas en la tabla 3.4 sólo deberían utilizarse para tornillos fabricados de acuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.4 Normas para consulta: Grupo 4. Para tornillos con roscas torneadas, como pernos de anclaje o tirantes fabricados con redondos de acero en los que las roscas cumplen la Norma EN 1090, deberían utilizarse los valores correspondientes de la tabla 3.4. Para tornillos con roscas torneadas que no cumplen la Norma EN 1090 los valores correspondientes de la tabla 3.4 deberían multiplicarse por un coeficiente de 0,85. (4) La resistencia de cálculo a cortante Fv,Rd dada en la tabla 3.4 debería utilizarse únicamente cuando los tornillos se utilizan en agujeros con holguras nominales que no superan las especificadas para los agujeros normalizados según las normas citadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. (5) Los tornillos M12 y M14 también se pueden utilizar en agujeros con 2 mm de holgura siempre que la resistencia de cálculo del grupo de tornillos basada en el aplastamiento sea menor o igual que la resistencia de cálculo del grupo de tornillos basada en el cortante del tornillo. Adicionalmente para tornillos de las clases 4.8, 5.8, 6.8, 8.8 y 10.9 la resistencia de cálculo a cortante Fv,Rd debería tomarse como 0,85 veces el valor dado en la tabla 3.4. (6) Los tornillos calibrados deberían diseñarse utilizando el método para tornillos en agujeros normalizados. (7) La rosca de un tornillo calibrado no debería incluirse en el plano de cortante. (8) La longitud de la parte roscada de un tornillo calibrado incluida en la longitud de aplastamiento no debería superar 1/3 del espesor de la chapa, véase la figura 3.2. (9) La tolerancia de los agujeros para tornillos calibrados debería cumplir las normas citadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. (10) En uniones de solape único con una única fila de tornillos, véase la figura 3.3, los tornillos deberían estar provistos de arandelas tanto bajo la cabeza como bajo la tuerca. La resistencia de cálculo a aplastamiento Fb,Rd para cada tornillo debería limitarse a: Fb,Rd ≤ 1,5 fu d t / γM2
... (3.2)
NOTA No deberían utilizarse un único roblón en uniones de solape único.
(11) En el caso de tornillos de las clases 8.8 o 10.9, deberían utilizarse arandelas templadas para uniones de un solape único con un único tornillo o una única fila de tornillos. (12) Cuando los tornillos o los remaches que transmiten el esfuerzo cortante y de aplastamiento pasan a través del forro de espesor total tp más de un tercio del diámetro nominal d, véase la figura 3.4, la resistencia de cálculo a cortante Fv,Rd calculada como se especifica en la tabla 3.4 debería multiplicarse por un coeficiente de reducción βp dado por:
βp =
9d siendo β p ≤ 1 8d + 3tp
... (3.3)
(13) Para uniones con doble cortadura con forros a ambos lados del empalme, tp debería tomarse como el espesor del forro más grueso.
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(14) Las uniones con remaches deberían disseñarse para transmitir los esfuerzos de cortante. Si exisste tracción la fuerza de cálculo a tracción Ft.Ed no debería suuperar la resistencia de cálculo a tracción Ft,Rd dada en laa tabla 3.4. c colocado” de fur puede tomarse como 400 N/mm2. (15) Para aceros de tipo S 235 el valor “tal como (16) Como regla general, la longitud de apriiete de un remache no debería superar 4,5d para el remaachado por martillo y 6,5d para el remachado a presión.
e en la longitud de aplastamiento para tornillos calibrados Figura 3.2 − Parte roscada de la espiga
Figura 3.3 − Un nión con solape único con una fila de tornillos
3 − Elementos de fijación con forros Figura 3.4
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Tabla 3.4 − Resistencia de cálculo para elementos de fijación individuales sometidos a cortante y/o tracción Modo de fallo
Resistencia a cortante por el plano de cortante
Tornillos
Fv,Rd =
Remaches
av fub A
Fv,Rd =
γM2
0, 6 fur A0
γM2
− cuando el plano de cortante pasa por la parte roscada del tornillo (A es el área traccionada del tornillo As): − para las clases 4.6, 5.6 y 8.8: αv = 0,6 − para las clases 4.8, 5.8, 6.8 y 10.9: αv = 0,5 − cuando el plano de cortante pasa por la parte no roscada del tornillo (A es el área bruta de la sección transversal del tornillo): αv = 0,6 Resistencia a aplastamiento1), 2), 3)
Fb,Rd =
k1 αb fu d t
γM2
fub o 1,0; fu En la dirección de transmisión de la carga: p e 1 − para tornillos de extremo: αd = 1 ; para tornillos interiores: αd = 1 − 3d0 4 3d 0
donde αb es el menor de αd
En la dirección perpendicular a la transmisión de la carga: e p − para tornillos de borde: k1 es el menor de 2,8 2 − 1, 7, 1, 4 2 − 1, 7 y 2,5 d0 d0 − para tornillos interiores: Resistencia a tracción2)
Ft,Rd =
γM2
Fv, Ed Fv, Rd
+
Ft,Rd =
0, 6 fur A0
γM2
k2 = 0,63 para tornillos de cabeza avellanada, k2 = 0,9.
Bp,Rd = 0,6 π dm tp fu / γM2
Cortante y tracción combinadas
p2 − 1,7 o 2,5 d0
k2 fub As
donde en otros casos Resistencia a punzonamiento
k1 es el menor de 1, 4
Ft , Ed 1, 4 Ft , Rd
Comprobación no necesaria
≤ 1, 0
1) La resistencia a aplastamiento Fb,Rd para tornillos − en agujeros con holgura es 0,8 veces la resistencia a aplastamiento de tornillos en agujeros normalizados; − en agujeros alargados, donde el eje longitudinal del agujero alargado es perpendicular a la dirección de la transferencia de fuerza, es 0,6 veces la resistencia a aplastamiento de tornillos en agujeros redondos normalizados. 2) Para tornillos de cabeza avellanada: − la resistencia a aplastamiento Fb,Rd debería estar basada en un espesor de chapa t igual al espesor de la chapa unida menos la mitad de la profundidad del avellanado; − para la determinación de la resistencia a tracción Ft,Rd el ángulo y la profundidad del avellanado deberían ser conformes a la normativa citada en el apartado 1.2.4 Normas para consulta: Grupo 4; de lo contrario la resistencia a tracción Ft,Rd debería ajustarse adecuadamente. 3) Cuando la carga que llega a un tornillo no es paralela al borde, la resistencia a aplastamiento puede verificarse de manera separada para la componente de la carga paralela al borde y para la componente perpendicular al borde.
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3.6.2 Tornillos inyectados 3.6.2.1
Generalidades
(1) Se pueden utilizar tornillos inyectados como alternativa a los tornillos y remaches ordinarios para las conexiones de las categorías A, B y C especificadas en el apartado 3.4. (2) En las normas indicadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7 se dan detalles para la fabricación y montaje de los tornillos inyectados. 3.6.2.2
Resistencia de cálculo
(1) Los métodos de cálculo dados en los puntos (2) a (6) del apartado 3.6.2.2 deberían utilizarse para conexiones con tornillos inyectados de las clases 8.8 o 10.9. Los tornillos deberían cumplir los requisitos dados en el apartado 1.2.4 Normas para consulta: Grupo 4, pero véase el punto (3) del apartado 3.6.2.2 para los casos de utilización de tornillos pretensados. (2) La carga de cálculo última a cortante de cualquier tornillo en un conexión de categoría A no debería superar el menor de los siguientes valores: la resistencia de cálculo a cortante del tornillo o grupo de tornillos según se obtiene de los apartados 3.6 y 3.7; la resistencia a aplastamiento de la resina según se obtiene en el punto (5) del apartado 3.6.2.2. (3) Los tornillos pretensados inyectados deberían utilizarse para conexiones de las categorías B y C, para las que se deberían utilizar tornillos pretensados de acuerdo con el punto (1) del apartado 3.1.2. (4) La carga de cálculo de servicio a cortante de cualquier tornillo en una conexión de la categoría B y la carga de cálculo última a cortante de cualquier tornillo en conexión de la categoría C no debería superar la resistencia de cálculo al deslizamiento del tornillo obtenida según el apartado 3.9 en el estado límite correspondiente más la resistencia de cálculo a aplastamiento de la resina obtenida según el punto (5) del apartado 3.6.2.2 en el estado límite correspondiente. Además, la carga de cálculo última a cortante de un tornillo en una conexión de la categoría B o categoría C no debería superar ni la resistencia de cálculo a cortante del tornillo según se obtiene en el apartado 3.6 ni la resistencia de cálculo a aplastamiento del tornillo según se obtiene en los apartados 3.6 y 3.7. (5) La resistencia de cálculo a aplastamiento de la resina, Fb,Rd.resin, puede determinarse de acuerdo con la siguiente ecuación:
Fb, Rd ,resin =
kt ks d tb,resin β fb,resin
γM4
... (3.4)
donde Fb,Rd,resin
es la resistencia a aplastamiento de un tornillo inyectado;
β
es un coeficiente que depende de la relación entre los espesores de las chapas unidas según la tabla 3.5 y la figura 3.5;
fb,resin
es la resistencia a aplastamiento de la resina que se determina de acuerdo con las normas indicadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7;
tb, resin
es el espesor de apoyo efectivo de la resina, dado en la tabla 3.5;
kt
es 1,0 para el estado límite de servicio (larga duración); es 1,2 para el estado límite último;
ks
se toma como 1,0 para agujeros con holguras normalizadas o (1,0-0,1 m), para agujeros con holgura (no normalizada)
m
es la diferencia (en mm) entre las dimensiones del agujero normalizado y las del agujero con holgura. En el caso de agujeros alargados, según se especifica en las normas indicadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7, m = 0,5 · (la diferencia (en mm) entre la longitud y la anchura del agujero).
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(6) Al calcular la resistencia a aplastamiento de un tornillo con una longitud de apoyo superiorr a 3d, no se debería tomar un valor superior a 3d para deterrminar el espesor efectivo de aplastamiento tb,resin (véase la figura 3.6).
f de la relación de espesor es de las chapas unidas Figura 3.5 − Factor β en función
T Tabla 3.5 − Valores de β y tb,resin tl / t2
β
tb,resin
≥ 2,0 1,0 < tl / t2 < 2,0 ≤ 1,0
1,0 1,66 - 0,33 (t1 / t2) 1,33
2 t2 ≤ 1,5 d t1 ≤ 1,5 d t1 ≤ 1,5 d
n de la longitud eficaz para tornillos inyectados largoos Figura 3.6 − Limitación 3.7 Grupo de elementos de fijación (1) La resistencia de cálculo de un grupo de d elementos de fijación se puede tomar como la suma de d las resistencias de cálculo a aplastamiento de cada elemennto de fijación por separado Fb,Rd siempre y cuando la resistencia r de cálculo a cortante Fv,Rd de cada elemento de fijación por separado sea mayor o igual que la resistencia de cálculo a aplastamiento Fb,Rd . De lo contrario,, la resistencia de cálculo de un grupo de elementos de fijación debería calcularse como el número de elementtos de fijación multiplicado por la menor de las resistencias de cálculo de todos los elementos de fijación.
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3.8 Uniones largas (1) Cuando la distancia Lj entre centros de los elementos de fijación inicial y final en una unión, u medida en la d cálculo a cortante dirección de transmisión de la fuerza (vvéase la figura 3.7), sea mayor que 15 d, la resistencia de Fv,Rd de todos los elementos de fijacióón, calculada de acuerdo con la tabla 3.4, debería reduccirse multiplicándola por un coeficiente de reducción βLf, daddo por la expresión:
β Lf =1 −
L j − 15 d 200 d
... (3.5)
siendo βLf ≤ 1,0 y βLf ≥ 0,75. (2) La condición del punto (1) del aparrtado 3.8 no es aplicable cuando hay una distribucción uniforme de la transferencia de fuerzas en toda la longgitud de la unión, por ejemplo, la transferencia de la fueerza cortante entre el alma y el ala de una sección.
Figura 3.7 − Uniones largas 3.9 Conexiones resistentes al deslizamien nto utilizando tornillos 8.8 o 10.9 3.9.1 Resistencia de cálculo al deslizamieento (1) La resistencia de cálculo al deslizamiennto de un tornillo pretensado de la clase 8.8 o 10.9 deberría tomarse como:
Fs , Rd =
ks n μ
γM3
Fp ,C
k nμ Fs, Rd , ser = s Fp,C
γ M 3, ser
... (3.6a)
... (3.6b)
donde ks es un valor dado en la tabla 3.6; n es el número de planos de rozam miento; μ es el coeficiente de rozamiento obtenido o bien mediante ensayos específicos para la supeerficie de rozamiento de acuerdo con las normas citaadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Gruppo 7 o bien según la tabla 3.7 cuando proceda. (2) Para tornillos de las clases 8.8 y 10.9 conformes con las normas citadas en el apartado 1.2.4 Normas N para consulta: Grupo 4, con apriete controlado de accuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.7 Noormas para consulta: Grupo 7, la fuerza de pretensado Fp,C a utilizar en la ecuación (3.6) debería tomarse como: Fp,C = 0,7 fub As
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... (3.7)
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Tabla 3.6 − Valores de ks Descripción
ks
Tornillos en agujeros normalizados
1,0
Tornillos en agujeros con holguras o agujeros alargados cortos con el eje del alargamiento en dirección perpendicular a la de transferencia de la carga
0,85
Tornillos en agujeros alargados largos con el eje del alargamiento en dirección perpendicular a la de transferencia de la carga
0,7
Tornillos en agujeros alargados cortos con el eje del alargamiento en dirección paralela a la de transmisión de la carga
0,76
Tornillos en agujeros alargados largos con el eje del alargamiento en dirección paralela a la de transmisión de la carga
0,63
Tabla 3.7 − Coeficiente de rozamiento, μ, para tornillos pretensados Clase de la superficie de rozamiento (véase 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7)
Coeficiente de rozamiento μ
A
0,5
B
0,4
C
0,3
D
0,2
NOTA 1 Los requisitos para el ensayo e inspección se dan en la norma citada en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. NOTA 2 La clasificación de cualquier otro tratamiento de superficie debería basarse en probetas de ensayo representativas de las superficies empleadas en la estructura, utilizando el procedimiento explicado en la norma citada en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. NOTA 3 Las definiciones de la clase de la superficie de rozamiento vienen dadas en la norma citada en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7. NOTA 4 Con tratamientos de superficie pintada puede darse una pérdida de pretensado con el tiempo.
3.9.2 Tracción y cortante combinados
(1) Si una conexión resistente al deslizamiento está sometida a un esfuerzo de tracción, Ft,Ed o Ft,Ed,ser, además del esfuerzo cortante, Fv,Ed o Fv,Ed,ser, que tiende a producir deslizamiento, la resistencia de cálculo al deslizamiento de cada tornillo debería tomarse como sigue: para una conexión de la categoría B:
Fs, Rd ,ser =
para una conexión de la categoría C:
Fs, Rd =
ks n μ ( Fp,C − 0,8 Ft , Ed , ser )
γ M 3, ser
ks n μ ( Fp,C − 0,8 Ft , Ed )
γM3
... (3.8a)
... (3.8b)
(2) Si, en una conexión sometida a momento, una fuerza de contacto en el lado comprimido compensa el esfuerzo de tracción aplicado no se requiere ninguna reducción de la resistencia al deslizamiento. 3.9.3 Conexiones híbridas
(1) Como excepción al punto (3) del apartado 2.4, se puede asumir que los tornillos pretensados clase 8.8 y 10.9 en conexiones diseñadas como resistentes al deslizamiento en el estado límite último (Categoría C en el apartado 3.4) trabajan conjuntamente con las soldaduras, siempre que el apriete final de los tornillos se efectúe después de completar la soldadura.
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3.10 Deducciones debidas a los agujeros de d los elementos de fijación 3.10.1 Generalidades (1) En el cálculo de los elementos, la deduucción por los agujeros de los elementos de fijación debbería llevarse a cabo según la Norma EN 1993-1-1. 3.10.2 Arrancamiento de bloque (desgarroo) s a lo largo del (1) El arrancamiento de bloque o desgarroo consiste en el fallo a cortante en la fila de tornillos situada plano que delimita el esfuerzo a cortannte del grupo de agujeros acompañado por la rotura a tracción t de la fila de agujeros situada a lo largo del plano que delimita el esfuerzo a tracción del grupo de tornnillos. La figura 3.8 muestra el arrancamiento de bloque. (2) Para un grupo de tornillos simétrico suujeto a cargas concéntricas el valor de cálculo de la reesistencia al arrancamiento de bloque, Veff,1,Rd viene dada poor: Veff,11,Rd = fu Ant /γM2 + (1 / √3) fy Anv /γM0
... (3.9)
donde Ant
es el área neta sometida a traccióón;
Anv
es el área neta sometida a cortannte.
(3) Para un grupo de tornillos sujeto a caargas excéntricas el valor de cálculo de la resistencia al arrancamiento de bloque Veff,2,Rd viene dada por: Veff,2,RRd = 0,5 fu Ant /γM2 + (1 / √3) fy Anv /γM0
1 2 3 4
Fuerza de tracción pequeña Fuerza cortante grande Fuerza cortante pequeña Fuerza de tracción grande
Figu ura 3.8 − Arrancamiento de bloque
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... (3.10)
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3.10.3
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Angulares unidos por un lado y otros elementos asimétricamente unidos en tracción
(1) La excentricidad en las uniones, véase el punto (1) del apartado 2.7, y los efectos de la separaación y la distancia al borde de los tornillos, debería tenerse en e cuenta al determinar el valor de cálculo de la resistenccia de: − elementos asimétricos; − elementos simétricos que están uniddos asimétricamente, tales como angulares conectados por p un lado. (2) Un angular único a tracción unido porr una única fila de tornillos en un lado, véase la figuraa 3.9, puede tratarse como cargado concéntricamente en unaa sección neta eficaz para la cual el valor de cálculo últtimo de la resistencia debería determinarse de la siguiente maanera:
2, 0 (e2 − 0,5d0 ) t fu
con 1 tornillo
N u,Rd =
con 2 tornillos
N u,Rd =
β 2 Anet fu γM2
... (3.12)
con 3 o más tornillos
N u,Rd =
β3 Anet fu γM2
... (3.13)
... (3.11)
γM2
donde β2 y β3 son coeficientes de reducciónn que dependen de la separación p1 tal como se indica en la tabla 3.8. Para valores intermedios de p1 el vaalor de β puede determinarse por interpolación lineal; Anet
es el área neta del angular. Paara un angular de lados desiguales unidos por su lado menor, Anet debería tomarse igual al área neta dee la sección de un angular de lados iguales equivalennte con los lados del mismo tamaño que el lado mennor. 3 − Coeficientes de reducción β2 y β3 Tabla 3.8 Separación
p1
≤ 2,5 do
≥ 5,0 do
2 tornillos
β2
0,4
0,7
3 o más tornillos
β3
0,5
0,7 a) 1 torrnillo b) 2 torrnillos c) 3 torrnillos
Figura 3.9 − Angulares unidos por un solo lado
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3.10.4 Angulares de refuerzo (1) El angular de refuerzo mostrado en la figura 3.10 une angulares y sus elementos de fijaciónn a una cartela u otra parte portante y debería ser diseñado para p transmitir una fuerza 1,2 veces superior a la fuerzza en el extremo del angular conectado. (2) Los elementos de fijación que conecttan el angular de refuerzo al extremo del angular debberían diseñarse para transmitir una fuerza 1,4 veces superiorr a la fuerza en el extremo del angular. (3) Los angulares de refuerzo unidos a unna sección en U o a un elemento similar deberían diseññarse para transmitir una fuerza 1,1 veces superior a la fuerzza en las alas de la sección en U a las que están unidos. (4) Los elementos de fijación que unen el angular de refuerzo con la sección en U o con un elemeento similar deberían diseñarse para transmitir una fuerza 1,22 veces superior a la fuerza en el ala de la sección que unnen. (5) En ningún caso se deben utilizar menoos de dos tornillos o remaches para conectar un angular de refuerzo a una cartela u otra parte portante. (6) La conexión de un angular de refuerzo a una cartela u otra parte portante debería terminar en el e borde del elemento unido. La conexión del angular de refuuerzo al elemento debería ir desde el final del elementoo hasta un punto más allá de la unión directa del elemento coon la cartela u otra parte portante.
Figura 3.10 − Angular de refuerzo 3.11 Fuerzas de palanca s un esfuerzo de tracción aplicado deberían diseeñarse para resistir la (1) Los elementos de fijación que deban soportar fuerza adicional debida al efecto palancca, donde este pueda darse. NOTA Las reglas dadas en el apartado 6.2.4 connsideran implícitamente las fuerzas de palanca.
3.12 Distribución de fuerzas entre elemen ntos de fijación en el estado límite último (1) Cuando se aplica un momento a una unión, la distribución de fuerzas internas puede ser taanto lineal (es decir, proporcional a la distancia desde el centro de rotación), o plástica (es decir, cualquier distrribución que esté en equilibrio es aceptable, siempre que noo se superen las resistencias de los componentes y quee la ductilidad de los componentes sea suficiente). (2) La distribución elástica lineal de fuerzaas internas debería utilizarse en los siguientes casos: − cuando los tornillos se utilizan creanndo una conexión de categoría C resistente al deslizamiento, − en conexiones a cortante donde el valor v de cálculo de la resistencia a cortante Fv,Rd de un elemento de fijación es menor que el valor de cálculo de la resistencia a aplastamiento Fb,Rd, − en conexiones sujetas a impactos, vibraciones v o casos de inversión de cargas (excepto con cargas c de viento). (3) Cuando una unión está sometida únicaamente a una carga cortante concéntrica, se puede asum mir que la carga está uniformemente distribuida entre los elementos de fijación, siempre que el tamaño y la clase de los elementos de fijación sea la misma.
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3.13 Conexiones con bulones 3.13.1 Generalidades (1) Cuando exista riesgo de que los bulonees se aflojen, éstos deberían asegurarse. (2) Las uniones con bulones en las que no se requiere rotación pueden diseñarse como coneexiones de un único tornillo, siempre que la longitud del bulón b sea menor que 3 veces su diámetro, véase el apartado 3.6.1. Para el resto de casos debería seguirse el métoddo descrito en el apartado 3.13.2. (3) En elementos unidos mediante bulonees la geometría del elemento no rigidizado que contienne el agujero para el bulón debería satisfacer los requisitos dimensionales d dados en la tabla 3.9. métricos para elementos unidos con bulones en el extrremo Tabla 3.9 − Requisitos geom Tipo A:
Espesor t dado
a≥ Type B:
2 d0 F γ d FEd E γ M0 + : c ≥ Ed M 0 + 0 2 t fy 3 2 t fy 3
Geometría dada
t ≥ 0,7
FEd γ M 0 : d 0 ≤ 2,5 t fy
(4) Los elementos unidos mediante bulonees deberían disponerse de tal manera que se evite la exxcentricidad, y deberían ser de tamaño suficiente como parra distribuir la carga desde el área del elemento con el agujero a para el bulón hasta el elemento alejado del bulón. 3.13.2 Cálculo de bulones (1) Los requisitos del cálculo para bulones circulares macizos se dan en la tabla 3.10. (2) Los momentos en un bulón deberían calcularse c asumiendo que las partes conectadas constituuyen apoyos simples. Generalmente se debería asumir quee las reacciones entre el bulón y las partes conecttadas se distribuyen uniformemente a lo largo de la longitudd en contacto en cada parte, como se indica en la figura 3.11.
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(3) Si se pretende que el bulón sea reemplazable, además de las condiciones dadas en los apartados 3.13.1 y 3.13.2, la tensión de aplastamiento por contacto debería cumplir: σh,Ed ≤ fh,Rd
... (3.14)
donde
σ h,Ed = 0,591
E Fb, Ed ,ser (d0 − d )
... (3.15)
d2 t
fh,Rd = 2,5 fy/γM6,ser donde d d0 Fb,Ed,ser
... (3.16)
es el diámetro del bulón; es el diámetro del agujero para el bulón; es el valor de cálculo de la fuerza que tiene que ser transferida por aplastamiento, bajo la combinación de cargas característica para estados límite de servicio. Tabla 3.10 − Criterios de cálculo para conexiones con bulón Modo de fallo
Requisitos de cálculo
Resistencia a cortante del bulón
Fv,Rd
= 0,6 A fup /γM2
≥
Fv,Ed
Resistencia a aplastamiento de la chapa y del bulón
Fb,Rd
= 1,5 t d fy /γM0
≥
Fb,Ed
Si el bulón va a ser reemplazable también se debería cumplir este requisito.
Fb,Rd,ser
= 0,6 t d fy /γM6,ser
≥
Fb,Ed,ser
Resistencia a flexión del bulón
MRd
= 1,5 Weℓ fyp/γM0
≥
MEd
Si el bulón va a ser reemplazable también se debería cumplir este requisito.
MRd,ser
= 0,8 Weℓ fyp/γM6,ser ≥
Resistencia del bulón a cortante y a flexión combinadas
M Ed Fv, Ed + M Rd Fv, Rd
d fy fup fyp t A
2
2
≤ 1
es el diámetro del bulón; es el menor de los límites elásticos del bulón y de la parte unida; es la resistencia última a tracción del bulón; es el límite elástico del bulón; es el espesor de la parte conectada; es el área de la sección transversal del bulón.
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MEd,ser
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Figuraa 3.11 − Momento flector en un bulón 4 CONEXIONES SOLDADAS 4.1 Generalidades (1) Los contenidos de este apartado son apliicables a aceros estructurales soldables de acuerdo con la Norma EN 1993-1-1 y a espesores de material de 4 mm y suuperiores. Las condiciones también son de aplicación a uniones u en las que las propiedades mecánicas del metal de aporrtación son compatibles con las del metal base, véase el appartado 4.2. Para soldaduras con espesores de maaterial más delgados se debería aplicar a la Norma EN 1993-1-3, para soldaduras en perfiles huecos de espesoores de pared de 2,5 mm y mayores se dan recomendaciiones en el capítulo 7 de esta norma. Para la soldadura de pernos se debería aplicar a la Norma EN 1994-1-1. NOTA Se pueden encontrar más recomendacionnes sobre soldadura de pernos en las Normas EN ISO 14555 y EN ISO O 13918.
(2)P Las soldaduras sometidas a fatiga tambbién deben satisfacer los principios dados en la Norma EN E 1993-1-9. (3) Si no se especifica lo contrario, generaalmente se requiere el nivel de calidad C según la Norm ma EN ISO 25817. La frecuencia de inspección de las soldadduras debería especificarse de acuerdo con las normas citadas en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupoo 7. El nivel de calidad de las soldaduras se debería eleegir según la Norma EN ISO 25817. Para el nivel de calidaad de las soldaduras empleadas en estructuras sometiddas a fatiga, véase la Norma EN 1993-1-9. (4) Debería evitarse el desgarramiento lam minar (5) En la Norma EN 1993-1-10 se dan recoomendaciones sobre desgarramiento laminar.
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4.2 Consumibles de soldadura
(1) Todos los consumibles de soldadura deberían ajustarse a las normas de aplicación correspondiente especificadas en el apartado 1.2.5 Normas para consulta: Grupo 5. (2) Los valores especificados del límite elástico, de la resistencia última a tracción, del alargamiento en rotura y del valor mínimo de la energía correspondiente al ensayo de impacto de Charpy del material de aportación, deberían ser equivalentes o mejores que los especificados para el material base. NOTA Generalmente es seguro utilizar electrodos que tengan características iguales o superiores respecto a los tipos de aceros empleados.
4.3 Geometría y dimensiones 4.3.1 Tipo de soldadura
(1) Esta norma cubre el proyecto de soldaduras en ángulo, soldaduras en ranura, soldaduras a tope, soldaduras de tapón y soldaduras en bordes curvos. Las soldaduras a tope pueden ser tanto de penetración completa o de penetración parcial. Tanto las soldaduras de ranura como las de tapón pueden realizarse tanto en agujeros circulares como en agujeros alargados. (2) Los tipos más comunes de uniones y soldaduras se ilustran en la Norma EN 12345. 4.3.2 Soldaduras en ángulo 4.3.2.1
Generalidades
(1) Las soldaduras en ángulo pueden utilizarse en partes de las conexiones cuyas caras de fusión formen un ángulo comprendido entre 60° y 120°. (2) También están permitidos ángulos menores de 60°. Sin embargo, en esos casos se debería considerar una soldadura a tope de penetración parcial. (3) Para ángulos mayores de 120° la resistencia de la soldadura en ángulo debería determinarse mediante ensayo de acuerdo con el anexo D de la Norma EN 1990: Cálculo asistido por ensayos. (4) Los cordones de soldadura en ángulo en los bordes o en los lados de las partes soldadas deberían prolongarse continuamente, con el mismo espesor de garganta, alrededor de la esquina, en una longitud como mínimo dos veces el pie del cordón, a menos que el acceso o la configuración de la unión lo haga impracticable. NOTA En el caso de soldaduras discontinuas esta regla se aplica sólo al último tramo de cordón soldadura en ángulo situado en las esquinas.
(5) Las prolongaciones de los bordes deberían indicarse en los planos. (6) Para las excentricidades de soldaduras en ángulo por un único lado, véase el apartado 4.12 4.3.2.2
Soldaduras en ángulo discontinuas
(1) Las soldaduras en ángulo discontinuas no se deberían utilizar en ambientes corrosivos. (2) En una soldadura en ángulo discontinua, la separación (L1 o L2 ) entre los extremos de cada cordón de soldadura, Lw, debería cumplir los requisitos dados en la figura 4.1. (3) En una soldadura en ángulo discontinua, la separación (L1 o L2) debería tomarse como la menor de las distancias entre los extremos de cordones de soldadura situados en lados opuestos y la distancia entre los extremos de soldaduras situadas en el mismo lado.
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(4) En cualquier distribución de soldaduraa en ángulo discontinua debería haber siempre un corddón de soldadura en cada extremo del elemento conectado. (5) En un elemento armado en el que las chhapas están unidas por medio de soldaduras en ángulo discontinuas, d debería realizarse a cada lado de la chapa un cordón de soldadura en ángulo continuo de una longgitud mínima de tres cuartas partes de la anchura de la chapaa más estrecha (véase la figura 4.1)
El menor de Lwe ≥ 0,75 b y 0,,75 b1 Para elementos ensamblados en tracción: El menor de L1 ≤ 16 t y 16 t1 y Para elementos ensamblados en compresión o cortante: El menor de L2 ≤ 12 t y 122 t1 y
200 mm 0,25 b
y
200 mm
Figura 4..1 − Soldaduras en ángulo discontinuas 4.3.3 Soldaduras en ranura (1) Las soldaduras en ranura, que comprennden soldaduras en ángulo en agujeros tanto circulares como c alargados, sólo pueden utilizarse sólo para transmitir coortante o para prevenir el pandeo o la separación de las partes p solapadas. (2) El diámetro de un agujero circular, o la l anchura de un agujero alargado, para una soldadura en e ranura no debería ser menor que cuatro veces el espesor de d la parte que lo contiene. (3) Los bordes de los agujeros alargados deberían d ser semicirculares, excepto para aquellos bordees que llegan hasta el extremo de la parte conectada. (4) La separación entre centros de soldaduuras en ranura no debería exceder el valor necesario para p evitar el pandeo local, véase la tabla 3.3.
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4.3.4 Soldaduras a tope (1) Una soldadura a tope de penetración coompleta se define como una soldadura que tiene una pennetración completa y una fusión entre el metal base y el metaal de aportación en todo el espesor de la unión. (2) Una soldadura a tope de penetración parcial se define como una soldadura cuya penetraciión es menor que el espesor total del material base. (3) No se deberían utilizar soldaduras a toppe discontinuas. (4) Para excentricidades de soldaduras a toope de penetración parcial en un único lado, véase el apaartado 4.12. 4.3.5 Soldaduras de tapón (1) Las soldaduras de tapón pueden utilizarrse: − para transmitir esfuerzo cortante, − para prevenir el pandeo o la separacción de partes solapadas, y − para interconectar los componentes de elementos armados. pero no deberían utilizarse para resistirr tracción aplicada desde el exterior. (2) El diámetro de un agujero circular, o la l anchura de un agujero alargado, para una soldadura en tapón debería ser como mínimo de 8 mm más que el espeesor de la parte que lo contiene. (3) Los bordes de los agujeros alargados deberían ser semicirculares o tener esquinas redondeaadas con un radio de acuerdo no menor que el espesor de laa parte que contiene la ranura, excepto en aquellos borddes que se extienden hasta el borde de la parte afectada. (4) El espesor de una soldadura de tapón en e un material base de hasta 16 mm de espesor deberíaa ser igual al espesor del material base. El espesor de una solldadura en tapón en un material base de más de 16 mm debería ser al menos la mitad del espesor del material base y no inferior a 16 mm. (5) La separación entre centros de soldaduura en tapón no debería exceder el valor necesario paraa prevenir el pandeo local, véase la tabla 3.3. 4.3.6 Soldaduras en bordes curvos (1) Para barras macizas el valor de cálculo del espesor de garganta efectivo de una soldadura en boordes curvos, cuando se ajuste a ras de la superficie de la seccción maciza de las barras, se define en la figura 4.2. Laa definición del valor de cálculo del espesor de garganta de soldaduras s en bordes curvos en perfiles huecos de secciión rectangular se da en el punto (7) del apartado 7.3.1.
Figura 4.2 − Espesor de gargantaa efectivo de soldaduras en bordes curvos en seccionees macizas
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4.4 Soldaduras con forros (cubrejuntas y platabandas) (1) En el caso de soldaduras con forros, el forro debería cortarse a ras del extremo de la parte a la que q se va a soldar. (2) Cuando dos partes unidas por soldaduura estén separadas mediante un forro que tenga un esspesor menor que la longitud del pie del cordón necesaria para p transmitir el esfuerzo, la longitud del pie del cordóón debería incrementarse en el espesor del forro. (3) Cuando dos partes unidas mediante sooldadura estén separadas mediante un forro que tengaa un espesor igual o mayor que la longitud del pie del corrdón necesaria para transmitir el esfuerzo, cada una de d las partes debería conectarse al forro mediante una soldaddura capaz de transmitir el esfuerzo de cálculo. 4.5 Resistencia de cálculo de las soldadurras en ángulo 4.5.1 Longitud de las soldaduras (1) La longitud eficaz de una soldadura en ángulo leff debería tomarse como la longitud sobre la cuual la soldadura tiene su espesor completo. Esto puede tom marse como su longitud total restándole dos veces el espesor de garganta efectivo, a. Siempre y cuando la soldaddura tenga su espesor completo en toda su longitud incluuyendo el principio y el final, no será necesario reducir su lonngitud eficaz ni en el comienzo ni en el final del cordón. (2) Una soldadura en ángulo cuya longitudd eficaz sea menor que el mayor de 30 mm o 6 veces su espesor de garganta, no debería diseñarse para soportar carggas. 4.5.2 Espesor de garganta efectivo (1) El espesor de garganta efectivo, a, de una u soldadura en ángulo debería tomarse como la alturaa del mayor triángulo (con lados iguales o diferentes) que se pueda inscribir entre las superficies de fusión y la superficie de la soldadura, medido en dirección perpenddicular al lado exterior del triángulo, véase la figura 4.3. (2) El espesor de garganta efectivo de una soldadura en ángulo no debería ser inferior a 3 mm. (3) Al determinar el valor de cálculo de laa resistencia de una soldadura en ángulo con penetracióón, puede tenerse en cuenta su espesor de garganta adicionnal, véase la figura 4.4, siempre y cuando se demuestrre mediante ensayos preliminares que se puede conseguir la penetración requerida de forma consistente.
pesor de garganta de una soldadura en ángulo Figura 4.3 − Esp
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Figura 4.4 − Espesor de garganta de una soldadura en ángulo con penetracióón duras en ángulo 4.5.3 Resistencia de cálculo de las soldad 4.5.3.1
Generalidades
(1) El valor de cálculo de una soldadura enn ángulo debería determinarse utilizando bien el métodoo direccional dado en el apartado 4.5.3.2 o bien el método sim mplificado dado en el apartado 4.5.3.3. 4.5.3.2
Método direccional
(1) En este método, las fuerzas trasmitiddas por unidad de longitud de cordón de soldadura se descomponen en componentes paralela y transversal al eje longitudinal del cordón de soldadura y perpendiccular y transversal al plano de su espesor de garganta. (2) El valor de cálculo del área de gargantaa Aw debería tomarse como Aw = ∑a ℓeff . (3) Debería asumirse que la localización deel valor de cálculo del área de garganta está concentradoo en la raíz (4) Se asume una distribución uniforme de d tensión en la sección de la garganta de la soldadurra, resultando en las tensiones normales y tensiones tangencciales que se muestran en la figura 4.5, del siguiente moddo: − σ┴
es la tensión normal perpendiccular a la garganta de la soldadura;
− σ║
es la tensión normal paralela al a eje de la soldadura;
− τ┴
es la tensión tangencial (en el plano p de la garganta) perpendicular al eje de la soldadurra;
− τ║
es la tensión tangencial (en el plano p de la garganta) paralela al eje de la soldadura.
n la sección de la garganta de una soldadura en ángu ulo Figura 4.5 − Tensiones en (5) La tension normal σ║ paralela al eje noo se considera cuando se verifica el valor de cálculo de la resistencia de la soldadura.
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(6) El valor de cálculo de la resistencia de la soldadura será suficiente si se cumplen las siguientes condiciones: [σ┴2 + 3 (τ┴2 + τ║2)] 0,5 ≤ fu / (βw γM2 ) y σ┴ ≤ 0,9 fu / γM2
... (4.1)
donde fu
es la resistencia nominal última a tracción de la parte más débil de la unión;
βw
es el coeficiente de correlación correspondiente tomado de la tabla 4.1.
(7) Las soldaduras entre partes con materiales de distinto límite elástico deberían diseñarse utilizando las propiedades del material con menor límite elástico. Tabla 4.1 − Coeficiente de correlación βw para soldaduras en ángulo
Normas y tipos de acero EN 10025
EN 10210
EN 10219
Coeficiente de correlación βw
S 235 S 235 W
S 235 H
S 235 H
0,8
S 275 S 275 N/NL S 275 M/ML
S 275 H S 275 NH/NLH
S 275 H S 275 NH/NLH S 275 MH/MLH
0,85
S 355 S 355 N/NL S 355 M/ML S 355 W
S 355 H S 355 NH/NLH
S 355 H S 355 NH/NLH S 355 MH/MLH
0,9
S 420 MH/MLH
1,0
S 460 NH/NLH S 460 MH/MLH
1,0
S 420 N/NL S 420 M/ML S 460 N/NL S 460 M/ML S 460 Q/QL/QL1
4.5.3.3
S 460 NH/NLH
Método simplificado para el valor de cálculo de la resistencia de una soldadura en ángulo
(1) Como alternativa al apartado 4.5.3.2 el valor de cálculo de la resistencia de una soldadura en ángulo puede considerarse adecuada si, en todos los puntos a lo largo de su longitud, la resultante de todas las fuerzas por unidad de longitud que transmite la soldadura satisface el siguiente criterio: Fw,Ed ≤ Fw,Rd donde Fw,Ed
es el valor de cálculo de la fuerza actuante en la soldadura por unidad de longitud;
Fw,Rd
es el valor de cálculo de la resistencia de la soldadura por unidad de longitud.
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... (4.2)
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(2) Independientemente de la orientación del plano de la garganta respecto a la fuerza aplicada, el valor de cálculo de la resistencia por unidad de longitud Fw,Rd debería determinarse a partir de: Fw,Rd = fvw.d a
... (4.3)
donde fvw.d
es el valor de cálculo de la resistencia a cortante de la soldadura.
(3) El valor de cálculo de la resistencia a cortante fvw.d de la soldadura debería determinarse a partir de:
f vw.d =
fu / 3
β wγ M 2
... (4.4)
donde fu y βw están definidas en el punto (6) del apartado 4.5.3.2. 4.6 Resistencia de cálculo de las soldaduras en ranura
(1) El valor de cálculo de la resistencia de una soldadura en ranura debería calcularse utilizando los métodos dados en el apartado 4.5. 4.7 Resistencia de cálculo de las soldaduras a tope 4.7.1 Soldaduras a tope con penetración completa
(1) El valor de cálculo de la resistencia de una soldadura a tope de penetración completa debería tomarse igual al valor de cálculo de la resistencia de la parte conectada más débil, siempre y cuando la soldadura se lleve a cabo con un consumible adecuado que genere en todas las probetas de ensayo de la soldadura a tracción un límite elástico y una resistencia a tracción mínimas no menores que las especificadas para el metal base. 4.7.2 Soldaduras a tope de penetración parcial
(1) El valor de cálculo de la resistencia de una soldadura a tope de penetración parcial debería determinarse utilizando el método para una soldadura en ángulo con penetración dado en el punto (3) del apartado 4.5.2. (2) El espesor de garganta de una soldadura a tope de penetración parcial no debería ser mayor que la profundidad de penetración que se puede conseguir de forma consistente, véase el punto (3) del apartado 4.5.2. 4.7.3 Uniones a tope en T
(1) El valor de cálculo de la resistencia de una unión a tope en T, que consiste en un par de soldaduras a tope de penetración parcial reforzadas con soldaduras en ángulo superpuestas, puede determinarse como para una soldadura a tope de penetración completa (véase 4.7.1) si el espesor de garganta nominal total, excluido el intervalo sin soldar, no es menor que el espesor t de la parte que forma el tronco de la T de la unión, siempre y cuando el intervalo sin soldar no sea mayor que el menor de los valores correspondientes a(t / 5) y 3 mm, , véase la figura 4.6. (2) El valor de cálculo de la resistencia de una soldadura a tope en T que no cumple los requisitos dados en el punto (1) del apartado 4.7.3 debería determinarse utilizando el método para soldaduras en ángulo o soldaduras en ángulo con penetración dados en el apartado 4.5, dependiendo de la cantidad de penetración. El espesor de garganta debería determinarse de acuerdo con las condiciones para soldaduras en ángulo (véase 4.5.2) o para soldaduras a tope de penetración parcial (véase 4.7.2), según corresponda.
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anom,1 + anom,2 ≥ t cnom debería ser el menor valore entre t/5 y 3 mm m
Figura 4.6 − Penetración eficaz en uniones a tope en T 4.8 Resistencia de cálculo de las de soldaaduras de tapón (1) El valor de cálculo de la resistencia Fw,Rd de una soldadura de tapón (véase el apartado 4.33.3) debería tomarse como: Fw,Rd = fvw,d Aw,
... (4.5)
donde fvw.d es el valor de cálculo de la resisttencia a cortante de la soldadura, dado en el punto (3) deel apartado 4.5.3.3; Aw es el valor de cálculo del área dee garganta y debería tomarse como el área del agujero. 4.9 Distribución de esfuerzos (1) La distribución de los esfuerzos en unaa conexión soldada puede calcularse asumiendo compoortamiento elástico o plástico de acuerdo con los apartados 2.4 2 y 2.5. (2) Se acepta considerar una distribución de d carga simplificada en los cordones de soldadura. (3) Las tensiones residuales y las tensioness no sujetas a transferencia de cargas no necesitan incluuirse al comprobar la resistencia de la soldadura. Esto es applicable específicamente a la tensión normal paralela al a eje del cordón de soldadura. (4) Las uniones soldadas deberían diseñarrse para tener una adecuada capacidad de deformación.. Sin embargo, no se debe depender de la ductilidad de las sooldaduras. (5) En uniones donde se pueden formar róttulas plásticas, las soldaduras deberían diseñarse para prroporcionar al menos el mismo valor de cálculo de la resistenncia que la parte unida más débil. (6) En otras uniones, donde se requiere cappacidad de deformación para la rotación de la unión deebido a la posibilidad de esfuerzos excesivos, las soldadurras requieren una resistencia suficiente para no rom mperse antes de la plastificación del metal base adyacente. (7) Si el valor de cálculo de la resistencia de d una soldadura discontinua se determina utilizando la longitud total ℓtot, el esfuerzo de cortante de la soldadura poor unidad de longitud Fw,Ed debería multiplicarse por ell coeficiente (e+ℓ)/ℓ, véase la figura 4.7.
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ulo de los esfuerzos en una soldadura discontinua Figura 4.7 − Cálcu 4.10 Conexiones a alas no rigidizadas (1) Cuando una chapa transversal (o un alla de viga) se suelde a un ala portante no rigidizada de un perfil de sección en I, en H o de otro tipo, véase la figurra 4.8, y siempre y cuando se cumpla la condición dadda en el punto (3) del apartado 4.10, el esfuerzo aplicado en la dirección perpendicular al ala no rigidizada no debeería exceder ninguno de los valores de cálculo de resistencia siguientes, según corresponda: − el del alma del elemento portante de una sección en I o en H dado en el apartado 6.2.6.2 o 6.2.6.3, según corresponda; − los de una chapa transversal en un perfil p hueco de sección rectangular dado en la tabla 7.133; − el del ala portante dado en la formuula (6.20) en el punto (1) del apartado 6.2.6.4.3, calculaado bajo la hipótesis de que la fuerza aplicada está conceentrada en una anchura eficaz del ala, beff, dada en el puunto (2) del apartado 4.10 o (4) del apartado 4.10 según corresponda. c
nchura eficaz de una unión en T no rigidizada Figura 4.8 − An (2) Para una sección en I o en H no rigidizaada la anchura eficaz beff debería obtenerse de:
beff = tw + 2s + 7kt f donde k = (t f / t p ) ( f y , f / f y , p ) siendo k ≤ 1 f y,f es el límite elástico del ala de la seección en I o en H; f y,p es el límite elástico de la chapa sooldada a la sección en I o en H.
... (4.6a)
... (4.6b)
La dimensión s debería obtenerse de: − para una sección laminada en I o enn H:
s=r
− para una sección soldada en I o en H: H
s=
... (4.6c)
2a
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... (4.6d)
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(3) Para el ala de una sección en I o en H no rigidizada, se debería cumplir el siguiente criterio:
beff ≥ ( f y, p / fu , p ) b p
... (4.8)
donde fu,p es la resistencia última de la chapa soldada a la sección en I o en H; bp es la anchura de la chapa soldada a la sección en I o en H. En caso contrario, la unión debería rigidizarse. (4) Para otras secciones como secciones en cajón o secciones en U en las que la anchura de la chapa unida es similar a la anchura del ala, la anchura eficaz beff debería obtenerse de la expresión: beff = 2tw + 5tf siendo beff ≤ 2tw + 5 k tf
... (4.8)
NOTA Para perfiles huecos, véase la tabla 7.13.
(5) Incluso si beff ≤ bp, las soldaduras que unen la chapa al ala deben calcularse para transmitir el valor de cálculo de la resistencia de la chapa bP tP fy,P / γM0 suponiendo una distribución uniforme de tensiones. 4.11 Uniones largas
(1) En uniones por solape el valor de cálculo de la resistencia de un cordón de soldadura en ángulo debería reducirse multiplicándolo por un coeficiente de reducción βLw para tener en cuenta los efectos de una distribución no uniforme de la tensión a lo largo de su longitud. (2) Las condiciones dadas en el apartado 4.11 no son aplicables cuando la distribución de tensiones a lo largo del cordón de soldadura se corresponde con la distribución de tensiones en el metal base adyacente, como, por ejemplo, en el caso de un cordón de soldadura uniendo el ala y el alma de una viga armada. (3) En uniones por solape más largas que 150a el coeficiente de reducción βLw debería tomarse como βLw.1 dado por: βLw.1 = 1,2 − 0,2Lj /(150a) siendo βLw.1 ≤ 1,0
... (4.9)
donde Lj es la longitud total del solape en la dirección de la transferencia de esfuerzo. (4) Para cordones de soldadura en ángulo de longitud mayor de 1,7 m uniendo rigidizadores transversales en elementos armados, el coeficiente de reducción βLw puede tomarse como: βLw.2 = 1,1 − Lw /17 siendo βLw.2 ≤ 1,0 y βLw.2 ≥ 0,6
... (4.10)
donde Lw es la longitud del cordón de soldadura (en metros). 4.12 Cordones de soldadura en ángulo o a tope con penetración parcial en un solo lado cargados excéntricamente
(1) La excentricidad local debería evitarse siempre que sea posible. (2) La excentricidad local (respecto a la línea de acción de la fuerza que tiene que ser resistida) debería tenerse en cuenta en los siguientes casos: − Cuando un momento flector transmitido respecto al eje longitudinal de la soldadura produce tracción en la raíz del cordón de soldadura, véase la figura 4.9(a).
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− Cuando la fuerza de tracción transm mitida en dirección perpendicular al eje longitudinal de la l soldadura produce un momento flector, dando como reesultado una fuerza de tracción en la raíz del cordón dee soldadura, véase la figura 4.9(b). (3) No es necesario tener en cuenta la exceentricidad local si el cordón de soldadura se utiliza com mo parte de un grupo de soldaduras alrededor del perímetro de d un perfil hueco.
(a) El momento flector produce trracción en la raíz del cordón de soldaduura
(b) La fuerza de tracción prodduce tracción en la raíz del cordón de sooldadura
Figura 4.9 − Soldaduras en ángu ulo y soldaduras a tope de penetración parcial en un solo lado 4.13 Angulares unidos por un único lado (1) En angulares unidos por un único ladoo se puede permitir la excentricidad de las uniones de extremo con solape soldadas mediante la adopción de un árrea eficaz de la sección y posteriormente tratando el elem mento como cargado concéntricamente. (2) Para un angular de lados iguales o de lados desiguales unido por su lado más largo, el área eficaz e puede tomarse igual al área bruta. (3) Para un angular de lados desiguales unnido por su lado menor, para determinar el valor de cálcculo de la resistencia de la sección, véase la Norma EN 19993-1-1, el área eficaz debería considerarse como el áreaa bruta de un angular equivalente de lados iguales al menor. Sin embargo, para determinar el valor de cálculo de la resistencia a pandeo de un elemento sometido a compresiónn, véase la Norma EN 1993-1-1, se debería utilizar el área bruta real de la sección. 4.14 Soldadura en zonas conformadas en frío (1) La soldadura se puede llevar a cabo en e una longitud 5t a ambos lados de la zona conformaada en frío, véase la tabla 4.2, siempre y cuando se cumpla una u de las siguientes condiciones: − las zonas conformadas en frío se noormalizan después del conformado en frío pero antes de soldar; − la relación r/t cumple con el valor correspondiente c obtenido de la tabla 4.2.
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Tabla 4.2 − Condiciones paraa soldar en zonas conformadas en frío y material adyyacente Espesor máximo (mm) r/t
Deformación debida al conformado en frío (%) ≤2 ≤5 ≤ 14 ≤ 20 ≤ 25 ≤ 33
≥ 25 ≥ 10 ≥ 3,0 ≥ 2,0 ≥ 1,5 ≥ 1,0
Generalmente Carga p predominantemente estática
Predomina la fatiga
Acero totaalmente calmado Acero calm mado con aluminio (All ≥ 0,02%)
cualquiera cualquiera 24 12 8 4
cualquiera 16 12 10 8 4
cuualquiera cuualquiera 24 12 10 6
NOTA Se puede considerar que los perfiles huecos coonformados en frío de acuerdo con la Norma EN 10219 que no satisffagan los límites dados en la tabla 4.2 satisfacen estos límites si las seccciones tienen un espesor no superior a 12,5 mm y son calmados conn aluminio de una calidad J2H, K2H, MH, MLH, NH o NLH y además cuumplen que C ≤ 0,18%, P ≤ 0,020% y S ≤ 0,012%. En otros casos sólo se permite soldar dentro de d una distancia de 5 t desde las esquinas si puede demostrarse mediaante ensayos que él soldeo es posible para esa aplicación particular.
5 ANÁLISIS, CLASIFICACIÓN Y MODELIZACIÓN 5.1 Análisis global 5.1.1 Generalidades (1) Los efectos del comportamiento de las uniones en la distribución de los esfuerzos internos y los l momentos en una estructura, y en las deformaciones gennerales de la estructura, deberían generalmente tenerse en cuenta, aunque cuando estos efectos sean suficientemente pequeños pueden despreciarse. (2) Para identificar si es necesario tener enn cuenta en el análisis los efectos del comportamiento de d la unión, se puede establecer una distinción entre tres tipoos de modelos de uniones simplificados: − simple, en el cual se puede considerrar que la unión no transmite momentos flectores; − continuo, en el que se puede asumirr que el comportamiento de la unión no tiene ningún efeecto en el análisis; − semi-continuo, en el que es necesario tener en cuenta el comportamiento de la unión en el análisis. a d la clasificación de (3) Debería determinarse el tipo de modeloo apropiado de acuerdo con la tabla 5.1, dependiendo de la unión y del método de análisis elegiddo. (4) La curva característica momento-rotaciión de cálculo de una unión que se utiliza en el análisiss puede simplificarse adoptando una curva apropiada, incluyyendo una aproximación lineal (por ejemplo, bilineal o trilineal), siempre y cuando la curva aproximada esté completamente por debajo de la curva característica momentoo-rotación.
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Tablaa 5.1 − Tipos de modelos de uniones Método de análisis global
Clasificación de la unión
Elástico
Nominalmente articulaada
Rígida
Semirrígida
Rígido - Plástico
Nominalmente articulaada
Resistencia total
Resistencia parciaal
Elásto - Plástico
Nominalmente articulaada
Rígida y resistencia total
Semirrígida y resistencia parcial Semirrígida y resistencia total Rígida y resistenccia parcial
Continuo
Semi-continuo
Tipo de modelo de Simple la unión 5.1.2 Análisis elástico global
(1) Las uniones se deberían clasificar de accuerdo con su rigidez rotacional, véase el apartado 5.2.22. (2) Las uniones deberían tener suficiente resistencia r como para transmitir las fuerzas y momentoos que actúan en las uniones según los resultados del análisiis. (3) En el caso de una unión semirrígida, la rigidez rotacional Sj correspondiente al momento flector Mj,Ed debería usarse generalmente en el análisis. Si Mj,Ed no supera 2/3 Mj,Rd, se puede utilizar la rigidez a rootación inicial Sj,ini en el análisis global, véase la figura 5.1(a)). (4) Como simplificación al punto (3) del apartado 5.1.2, la rigidez rotacional puede tomarsee como Sj,ini /η en el análisis, para cualquier valor del momeento Mj,Ed , como se muestra en la figura 5.1(b), donde η es el coeficiente de modificación de la rigidez tomado de laa tabla 5.2. (5) Para uniones entre secciones en H o en I, Sj se da en el apartado 6.3.1.
Figura 5.1 − Rigidezz a rotación a utilizar en el análisis elástico global
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Tabla 5.2 − Coeficiente C de modificación de la rigidez η Uniones viga-pilar
Otros tipos de uniones (viga – viga, empalmes dee vigas, apoyos de pilares)
Soldada
2
3
Chapas frontales atornillladas
2
3
Casquillos atornillados al a ala
2
3,5
Placas base
−
3
Tipo de conexióón
5.1.3 Análisis global rígido-plástico (1) Las uniones deberían clasificarse de acuerdo con su resistencia, véase el apartado 5.2.3. (2) Para uniones entre secciones en H o I Mj,Rd se da en el apartado 6.2. (3) Para uniones entre perfiles huecos se puuede utilizar el método dado en el capítulo 7. (4) La capacidad de rotación de una uniión debería ser suficiente para adaptarse a las rotaciiones resultantes del análisis. (5) Para uniones entre secciones en H o enn I la capacidad de rotación debería comprobarse de accuerdo con el apartado 6.4. 5.1.4 Análisis global elasto-plástico (1) Las uniones deberían clasificarse tanto según su rigidez (véase 5.2.2) como su resistencia (véasse 5.2.3) (2) Para uniones entre secciones en H o enn I Mj,Rd se da en el apartado 6.2, Sj se da en el apartadoo 6.3.1 y φCd se da en el apartado 6.4. (3) Para uniones de perfiles huecos se puedde utilizar el método dado en el capítulo 7. (4) La curva característica momento-rotación de las uniones debería utilizarse para determinaar la distribución de fuerzas y momentos internos. (5) Como simplificación, se puede adoptarr la curva característica bilineal momento -rotación de cálculo mostrada en la figura 5.2. El coeficiente de modificaación de la rigidez η debería obtenerse de la tabla 5.2.
Figura 5.2 − Curva caracteerística bilineal momento-rotación de cálculo simplifiicada
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5.1.5 Análisis global de vigas en celosía
(1) Las disposiciones dadas en el apartado 5.1.5 sólo son aplicables a estructuras en las que las uniones se verifiquen de acuerdo con el capítulo 7. (2) La distribución de esfuerzos axiles en una viga en celosía puede determinarse considerando que los elementos están unidos mediante uniones articuladas (véase también el apartado 2.7). (3) Los momentos secundarios en las uniones, causados por la rigidez rotacional de las uniones, pueden despreciarse tanto en el cálculo de los elementos como en el de las uniones, siempre y cuando se cumplan las siguientes condiciones: − la geometría de la unión se encuentra dentro del rango de validez especificado en las tablas 7.1, 7.8, 7.9 o 7.20, según corresponda; − la relación entre la longitud y el canto del elemento en el plano de la viga en celosía no es inferior al valor mínimo correspondiente. Para estructuras de edificación el valor mínimo apropiado puede tomarse como 6. En otras partes de la Norma EN 1993 se dan valores mayores que pueden ser de aplicación. − la excentricidad está dentro de los límites especificados en el punto (5) del apartado 5.1.5. (4) Los momentos resultantes de las cargas transversales (tanto en el plano como fuera del mismo) que se apliquen directamente en los nudos, deberían tenerse en cuenta en el cálculo de los elementos en los que se aplican, siempre y cuando se cumplan las condiciones dadas en el punto (3) del apartado 5.1.5: − las diagonales pueden considerarse como articuladas a los cordones, por lo que los momentos resultantes de las cargas transversales aplicadas a los cordones no necesitan distribuirse a las diagonales, y viceversa; − los cordones pueden considerarse como vigas continuas, con apoyos simples en los nudos. (5) Los momentos resultantes de las excentricidades pueden despreciarse en el cálculo de los cordones a tracción y diagonales. También pueden despreciarse en el cálculo de uniones si las excentricidades están dentro de los siguientes límites: – −0,55 d0 ≤ e ≤ 0,25 d0
... (5.1a)
– −0,55 h0 ≤ e ≤ 0,25 h0
... (5.1b)
donde e es la excentricidad definida en la figura 5.3; d0 es el diámetro del cordón; h0 es el canto del cordón, en el plano de la viga en celosía. (6) Cuando las excentricidades estén dentro de los límites dados en el punto (5) del apartado 5.1.5, los momentos debidos a las excentricidades deberían tenerse en cuenta en el cálculo de los cordones sometidos a compresión. En este caso, los momentos producidos por la excentricidad deberían distribuirse entre los elementos del cordón en compresión a cada lado de la unión, en función de sus coeficientes de rigidez relativa I/L, donde L es la longitud del elemento, medida entre los nudos. (7) Cuando las excentricidades estén fuera de los límites dados en el punto (5) del apartado 5.1.5, los momentos resultantes de las excentricidades deberían tenerse en cuenta en el cálculo de las uniones y de los elementos. En este caso, los momentos producidos por la excentricidad deberían distribuirse entre todos los elementos de la unión, en función de sus coeficientes de rigidez relativa I/L. (8) Las tensiones resultantes de los momentos considerados en el cálculo del cordón, también deberían tenerse en cuenta para determinar los coeficientes km , kn y kp utilizados en el cálculo de las uniones, véanse las tablas 7.2 a 7.5, tabla 7.10 y tablas 7.12 a 7.14
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(9) Los casos en los que los momentos debberían tenerse en cuenta se resumen en la tabla 5.3.
Figuraa 5.3 − Excentricidad de las uniones Tabla 5.3 − Consideración de momentos flectores Tipo de componente
Procedencia del momento flector Efectos secundarios
Carga transversal
Exccentricidad
Cordón comprimido
Sí
Cordón traccionado
No si se cum mplen los puntos (3) y (5) deel apartado 5.1.5
Diagonal
No si se cumple ell punto (3) del apartado 5.1.5
Sí
No si se cum mplen los puntos (3) y (5) deel apartado 5.1.5 No si se cum mplen los puntos (3) y (5) deel apartado 5.1.5
Unión
5.2 Clasificación de las uniones 5.2.1 Generalidades (1) Los detalles de todas las uniones debeerían cumplir las hipótesis consideradas en el método de d cálculo correspondiente, sin afectar negativamente a cuallquier otra parte de la estructura. (2) Las uniones pueden clasificarse según su s rigidez (véase 5.2.2) y según su resistencia (véase 5.22.3). NOTA El anexo nacional puede proporcionar información adicional sobre la clasificación de las uniones según su s rigidez y su resistencia aparte de la dada en el punto (2) del apaartado 5.2.2.1.
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5.2.2 Clasificación por rigidez 5.2.2.1
Generalidades
(1) Una unión se puede clasificar como rígida, nominalmente articulada o semirrígida según su rigidez rotacional, mediante comparación de su rigidez rotacional inicial Sj,ini con los límites de la clasificación dados en el apartado 5.2.2.5. NOTA Las reglas para deterninar Sj,ini en uniones entre secciones en H o en I se dan en el apartado 6.3.1. Las reglas para determinar Sj,ini para uniones entre perfiles huecos no se incluyen en esta norma.
(2) Una unión puede clasificarse en base a la evidencia experimental, a la experiencia de un comportamiento previo satisfactorio en casos similares o por cálculos basados en resultados de ensayos. 5.2.2.2
Uniones nominalmente articuladas
(1) Una unión nominalmente articulada debería ser capaz de transmitir esfuerzos internos, sin desarrollar momentos significantes que podrían afectar negativamente a los elementos o a la estructura en su conjunto. (2) Una unión nominalmente articulada debería ser capaz de soportar las rotaciones resultantes bajo las cargas de cálculo. 5.2.2.3
Uniones rígidas
(1) Se puede suponer que las uniones clasificadas como rígidas tienen suficiente rigidez rotacional como para justificar un análisis basado en una continuidad total. 5.2.2.4
Uniones semirrígidas
(1) Las uniones que no cumplen los criterios de unión rígida ni de nominalmente articulada deberían clasificarse como uniones semirrígidas. NOTA Las uniones semirrígidas proporcionan un grado predecible de interacción entre elementos, basado en la curva característica de cálculo momento-rotación de las uniones.
(2) Las uniones semirrígidas deberían ser capaces de transmitir las fuerzas y momentos internos. 5.2.2.5
Límites de clasificación
(1) Los límites de clasificación para uniones que no sean apoyos de pilares se dan en el punto (1) del apartado 5.2.2.1y en la figura 5.4.
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Zona 1: rígidas, si Sj,ini ≥ kb EIb / Lb donde kb = 8
para estructuras donde el sistem ma de arriostramiento reduce el desplazamiento hoorizontal en al menos el 80%
kb = 25
para otras estructuras, siemprre y cuando en cada planta Kb/Kc ≥ 0,1 *)
Zona 2: semirrígidas Todas las uniones en la zona 2 deberíaan clasificarse como semirrígidas. Las uniones en las zonas 1 o 3 también pueden opcionalmente tratarse como semirrígidass. Zona 3: nominalmente articuladas, si Sj,ini ≤ 0,5 0 EIb / Lb *)
Para estructuras en las que Kb/Kc < 0,1 las uniones deberían d clasificarse como semirrígidas.
Leyenda Kb es el valor medio de Ib/Lb para todas las vigas en la parte de superior de esa planta; Kc es el valor medio de Ic/Lc para todos los pilares enn esa planta; Ib es el momento de inercia de una viga; Ic es el momento de inercia de un pilar; Lb es la luz de una viga (entre centros de pilares); Lc es la altura entre plantas de un pilar.
C de las uniones según su rigidez Figura 5.4 − Clasificación (2) Los apoyos de pilares pueden clasificarrse como rígidos siempre y cuando se cumplan las siguieentes condiciones: m el 80% y los − en estructuras en las que el arriosstramiento reduce el desplazamiento horizontal en al menos efectos de las deformaciones puedenn despreciarse: – si λ0 ≤ 0,5;
... (5.2a)
– si 0,5 < λ0 < 3,93
y Sj,ini ≥ 7 ( 2 λ0 - 1 ) EIc / Lc;
... (5.2b)
– si λ0 ≥ 3,93
y Sj,ini ≥ 48 4 EIc / Lc.
... (5.2c)
– en otro caso si Sj,ini ≥ 30 EIc / Lc.
... (5.2d)
donde
λ0
es la esbeltez de un pilar en el quue ambos extremos se suponen articulados;
Ic, Lc se dan en la figura 5.4. 5.2.3 Clasificación por resistencia 5.2.3.1
Generalidades
(1) Una unión se puede clasificar como de d resistencia total, nominalmente articulada o de resisstencia parcial, comparando el valor de cálculo de su mom mento resistente a flexión Mj,Rd con los valores de cálcuulo de los momentos resistentes a flexión de los elementos que q une. Al clasificar las uniones, la resistencia de cálculo de un elemento debería tomarse como la del elemento adyacente a a la unión.
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5.2.3.2
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Uniones nominalmente articulad das
(1) Una unión nominalmente articulada debería ser capaz de transmitir los esfuerzos interrnos sin desarrollar momentos importantes que podrían afectar negativamente a los elementos o la estructura en suu conjunto. (2) Una unión nominalmente articulada debería d ser capaz de soportar las rotaciones resultantes bajo las cargas de cálculo. (3) Una unión puede clasificarse como noominalmente articulada si el valor de cálculo de su momento m resistente a flexión Mj,Rd no es mayor que 0,25 vecces el valor de cálculo del momento resistente a flexiónn requerido para una unión de resistencia total, siempre y cuando también tenga suficiente capacidad de rotación. 5.2.3.3
Uniones de resistencia total
(1) El valor de cálculo de la resistencia de una unión de resistencia total no debería ser menor quee el de los elementos unidos. (2) Una unión puede clasificarse como de resistencia r total si cumple los criterios dados en la figuraa 5.5. a) Zona superior del pilar Mj,Rd b) A lo largo de la altura del pilar Mj,Rd
Bien
Mj,Rd ≥ Mb,pℓ,Rd
o
Mj,Rd ≥ Mc,pℓ,Rd
Bien
Mj,Rd ≥ Mb,pℓ,Rd
o
Mj,Rd ≥ 2 Mc,pℓ,Rd
Leyenda Mb,pℓ,Rd
es el valor de cálculo del momentto resistente plástico de una viga;
Mc,pℓ,Rd
es el valor de cálculo del momentto resistente plástico de un pilar.
Figurra 5.5 − Uniones de resistencia total 5.2.3.4
Uniones de resistencia parcial
(1) Las uniones que no cumplen los criiterios de resistencia total o de unión nominalmente articulada deberían clasificarse como uniones de resistenciaa parcial. 5.3 Modelización de uniones viga–pilar l deformación de una unión, se debería tener en cuentaa la deformación por (1) Para modelizar el comportamiento de la cortante del alma y la deformación rotaacional de las conexiones. (2) Las configuraciones de las uniones debberían diseñarse para resistir los momentos flectores inteernos Mb1,Ed y Mb2,Ed , los esfuerzos normales Nb1,Ed y Nb2,Ed y los esfuerzos cortantes Vb1,Ed y Vb2,Ed aplicados en las uniones por los 5 elementos conectados, véase la figura 5.6. (3) El esfuerzo cortante resultante Vwp,Ed enn el alma debería obtenerse utilizando: Vwp,Ed = (Mb1,Ed − Mb2,Ed)/z − (Vc1,Ed − Vc2,Ed)/2 donde z es el brazo de palanca, véase el apartado 6.2.7.
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... (5.3)
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(4) Para modelizar una unión de manera que se reproduzca fielmente el comportamiento esperado, deberían modelizarse separadamente el alma a cortante y cada una de las conexiones, teniendo en cuenta los momentos internos y los esfuerzos en los elementos actuando en la periferia del alma, véanse las figuras 5.6(a) y 5.7. (5) Como alternativa simplificada al punto (4) del apartado 5.3, una unión por un único lado se puede modelizar como una única unión, y una unión por ambos lados se puede modelizar como dos uniones separadas pero interactuando entre sí, una a cada lado. Como consecuencia una unión viga–pilar por los dos lados tiene dos curvas características momento-rotación, una para la unión de la derecha y otra para la unión de la izquierda. (6) En una unión viga-pilar por los dos lados, cada unión debería modelizarse como un muelle rotacional independiente, como se muestra en la figura 5.8, en la que cada muelle tiene una curva característica momento – rotación que tiene en cuenta el comportamiento del alma a cortante así como la influencia de las conexiones correspondientes. (7) Al determinar el valor de cálculo del momento resistente a flexión y la rigidez rotacional para cada una de las uniones, se debería tener en cuenta la posible influencia del alma a cortante por medio de los parámetros de transformación β1 y β2 , donde: β1
es el valor del parámetro de transformación β para la unión de la derecha;
β2
es el valor del parámetro de transformación β para la unión de la izquierda.
NOTA Los parámetros de transformación β1 y β2 se usan directamente en los puntos (7) del apartado 6.2.7.2 y (1) del apartado 6.3.2. También se utilizan en los puntos (1) del apartado 6.2.6.2 y (4) del apartado 6.2.6.3 junto con la tabla 6.3 para obtener el coeficiente de reducción ω para el cortante.
(8) En la tabla 5.4 se pueden obtener valores aproximados para β1 y β2 basados en los valores de los momentos de las vigas Mb1,Ed y Mb2,Ed en la periferia del alma, véase la figura 5.6(a).
a) Valores en la periferia del alma
b) Valores en la intersección de los ejes de los elementos
Las direcciones de las fuerzas y los momentos se consideran positivos en relación con las ecuaciones (5.3) y (5.4) Figura 5.6 − Fuerzas y momentos actuando en la unión
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a) Esfuerzos cortantes en el alma
b) Conexiones, con fuerzas y momentos enn las vigas
Figura 5.7 − Fuerzas y momentos actuando en el alma en las conexiones
Configuración de unión en un solo ladoo 1 2 3
Configuración de unión en ambos lados
Unión Unión 2: lado izquierdo Unión 1: lado derecho
ura 5.8 − Modelización de la unión Figu (9) Como alternativa al punto (8) del aparttado 5.3, se pueden determinar valores más precisos parra β1 y β2 basados en los momentos de las vigas Mj,b1,Ed y Mj,b2,Ed en la intersección de los ejes de los elementoos, según el modelo simplificado que se muestra en la figuraa 5.6(b) como se indica a continuación:
β1 = 1 − M j ,b 2, Ed / M j ,b1, Ed ≤ 2
... (5.4a)
β 2 = 1 − M j ,b1, Ed / M j ,b 2, Ed ≤ 2
... (5.4b)
donde Mj,b1,Ed es el momento en la intersección con la viga del lado derecho; Mj,b2,Ed es el momento en la intersección con la viga del lado izquierdo. (10) En el caso de una configuración de uniión viga-pilar a ambos lados sin rigidizar en la cual el canto c de ambas vigas no es el mismo, debería tenerse en cuennta la distribución real de esfuerzos cortantes en el almaa del pilar al determinar el valor de cálculo del momento ressistente a flexión.
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Table 5.4 − Valores ap proximados para el parámetro de transformación β Tipo de configuración dee la unión
Acción
Valor de β
Mb1,Ed
β≈1
Mb1,Ed = Mb2,Ed
β = 0 *)
Mb1,Ed / Mb2,Ed > 0
β≈1
Mb1,Ed / Mb2,Ed < 0
β≈2
Mb1,Ed + Mb2,Ed = 0
β≈2
*) En este caso el valor de β es el valor exacto en lugarr de una aproximación.
6 UNIONES ESTRUCTURALES ENTR RE PERFILES DE SECCIONES EN H O EN I 6.1 Generalidades 6.1.1 Bases (1) Este capítulo contiene métodos de cállculo para la determinación de las propiedades estructuurales de uniones en estructuras de cualquier tipo. Para applicar estos métodos, la unión debería modelizarse coomo un conjunto de componentes básicos, véase el punto (11) del apartado 1.4. (2) Los componentes básicos que se utiliizan en esta norma están identificados en la tabla 6.11, y sus propiedades deberían determinarse de acuerdo a laas disposiciones dadas en esta norma. Pueden utilizarsee otros componentes básicos siempre que sus propiedades estén e basadas en ensayos o métodos analíticos y numéricos respaldados por ensayos, véase la Norma EN 1990. NOTA Los métodos de cálculo para componeentes básicos de uniones dados en esta norma son de aplicación general g y también pueden aplicarse a componentes similares en ottras configuraciones de unión. Sin embargo, los métodos de cálculo específicos dados para la determinación de la resistencia de cálculo a flexión, la rigidez a rotacional y la capacidad de rotación de una unión u están basados en las distribuciones de esfuerzos internos consideradas c para las configuraciones de uniones indicadas en la l figura 1.2. Para otras configuraciones de uniones, los métoddos de cálculo para determinar la resistencia de cálculo a flexión, la rigidez rotacional y la capacidad de rotación deberían basarse en e hipótesis adecuadas para la distribución de los esfuerzos internos.
6.1.2 Propiedades estructurales 6.1.2.1
Curva característica momento-rotación de cálculo
(1) Una unión puede representarse mediannte un muelle rotacional que conecte los ejes de los eleementos unidos en el punto de intersección, tal y como se inddica en las figuras 6.1(a) y (b) para una configuración de unión viga-pilar en un sólo lado. Las propiedades del muellle pueden expresarse en forma de curva característica momento-rotación m de cálculo que describe la relación entre el momento flector Mj,Ed aplicado a la unión y la rotacción correspondiente φEd entre los elementos conectados. Geeneralmente la curva característica momento-rotación dee cálculo no es lineal tal y como se indica en la figura 6.1(c)
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(2) Una curva característica momento-rotaación de cálculo, véase la figura 6.1(c), debería definir las tres propiedades estructurales principales siguientes: − resistencia a flexión; − rigidez rotacional; − capacidad de rotación. NOTA En ciertos casos el comportamiento mom mento-rotación real de una unión incluye cierta rotación debida a efecctos tales como el deslizamiento de los tornillos, holguras y, en ell caso de apoyos de pilares, interacciones suelo-cimentación. Esto puede producir una cantidad significativa de rotación inicial de las róótulas que puede ser necesario incluir en la curva característica momennto-rotación de cálculo.
(3) La curva característica momento-rotaación de cálculo de una unión viga-pilar debería ser consistente con las hipótesis realizadas en el análisis globaal de la estructura y con las hipótesis realizadas en el cáálculo de los elementos, véase la Norma EN 1993-1-1. (4) Se puede considerar que la curva caraccterística momento-rotación de cálculo para uniones y apoyos de pilares de secciones en I y H, obtenida según el e punto (4) del apartado 6.3.1, satisface los requisitoos del punto (4) del apartado 5.1.1 para simplicar dicha curvva a efectos del análisis global.
6.1.2.2
Resistencia de cálculo a flexión
(1) El valor de cálculo del momento resisteente a flexión Mj,Rd, que es igual al máximo momento de d la curva momentorotación de cálculo, véase la figura 6.1((c), debería tomarse como el dado en el punto (4) del appartado 6.1.3.
6.1.2.3
Rigidez rotacional
(1) La rigidez rotacional Sj, que es la rigiddez secante tal y como indica la figura 6.1(c), debería toomarse como la dada en el punto (4) del apartado 6.3.1. Paraa una curva característica momento-rotación de cálculo esta definición de Sj se aplica hasta la rotación φXd, en la que Mj,Ed alcanza el valor Mj,Rd por primera vez, peroo no para rotaciones mayores, véase la figura 6.1(c). La rigidez a rotación inicial Sj,ini, que es la pendiente del tramoo elástico de la curva característica momento-rotación de cálcculo, debería tomarse como la dada en el punto (4) del apartado a 6.1.3.
6.1.2.4
Capacidad de rotación
(1) La capacidad de rotación de cálculo φCd a curva característica C de una unión, que es igual a la máxima rotación de la momento-rotación de cálculo, véase la figura f 6.1(c), debería tomarse como la dada en el punto (44) del apartado 6.1.3.
1 Límite para Sj
a) Unión
b) Moddelo
c) Curva característica momento-rrotación de cálculo
Figura 6.1 − Curva caraccterística momento-rotación de cálculo para una unióón
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6.1.3 Componentes básicos de una unión n (1) La curva característica momento-rotacción de cálculo de una unión debería depender de lass propiedades de sus componentes básicos, que deberían enccontrarse entre los identificados en el punto (2) del aparttado 6.1.3. (2) Los componentes básicos de la unión deberían ser los identificados en la tabla 6.1, junto coon la referencia a las reglas de aplicación que deberían emplearse para la evaluación de sus propiedades estructuralees. (3) Ciertos componentes de la unión puedden reforzarse. En los apartados 6.2.4.3 y 6.2.6 se daan detalles sobre los diferentes métodos de refuerzo. (4) Las relaciones entre las propiedades dee los componentes básicos de una unión y las propiedades estructurales de la unión deberían ser las indicadas en los siguientes apartados: a 6.2.7 y 6.2.8; − para la resistencia a flexión, en los apartados − para la rigidez rotacional, en el aparrtado 6.3.1; − para la capacidad de rotación, en el apartado 6.4.
Table 6.11 − Componentes básicos de las uniones Referencia a las reglas de aplicación Componente
Resistencia de cálculo
Coeficciente Capacidad de riggidez de rotación
1
Alma del pilar a cortante
6.2.6.1
6.3.2
6.4.2 y 6.4.3
2
Alma del pilar en compresión transversal
6.2.6.2
6.3.2
6.4.2 y 6.4.3
3
Ala del pilar en tracción transversal
6.2.6.3
6.3.2
6.4.2 y 6.4.3
4
Ala del pilar en flexión
6.2.6.4
6.3.2
6.4.2 y 6.4.3
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Referencia a las reglas de aplicación Componente
Resistencia de cálculo
Coeficciente Capacidad de riggidez de rotación
5
Chapa frontal en flexión
6.2.6.5
6.3.2
6.4.2
6
Lado de angular en flexión
6.2.6.6
6.3.2
6.4.2
7
Ala y alma de viga o pilar en compresión
6.2.6.7
6.3.2
*)
8
Alma de viga a tracción
6.2.6.8
6.3.2
*)
6.3.2
*)
6.3.2
6.4.2
6.3.2
6.4.2
9
Chapa en tracción o compresión
a tracción: − EN 1993-1-1 a compresión: − EN 1993-1-1
10
Tornillos en tracción
Con ala del pilar: − 6.2.6.4 con chapa frontal: − 6.2.6.5 con lado de angular: − 6.2.6.6
11
Tornillos en cortante
3.6
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Referencia a las reglas de aplicación Componente
Resistencia de cálculo
Coeficciente Capacidad de riggidez de rotación
12
Tornillos a aplastamiento (sobre el ala de la viga, ala del pilar, chapa frontal o lado de angular)
3.6
6.3.2
*)
13
Hormigón a compresión incluyendo el mortero
6.2.6.9
6.3.2
*)
14
Placa base en flexión y bajo compresión
6.2.6.10
6.3.2
*)
15
Placa base en flexión y bajo tracción
6.2.6.11
6.3.2
*)
16
Pernos de anclaje en tracción
6.2.6.12
6.3.2
*)
17
Pernos de anclaje en cortante
6.2.2
*))
*)
18
Pernos de anclaje en aplastamiento
6.2.2
*))
*)
19
Soldaduras
4
6.3.2
*)
20
Viga acartelada
6.2.6.7
6.3.2
*)
*) No existe información disponible en esta parte.
6.2 Resistencia de cálculo 6.2.1 Esfuerzos internos (1) Se puede considerar que las tensiones debidas d a los esfuerzos internos y momentos de un elem mento no afectan a las resistencias de cálculo de los componeentes básicos de una unión, excepto en los casos especifficados en los puntos (2) y (3) de este apartado. (2) La tensión longitudinal en un pilar debeería tenerse en cuenta cuando se determine la resistenciaa de cálculo del alma del pilar a compresión, véase el punto (2) ( del apartado 6.2.6.2. (3) El cortante en el alma de un pilar debería tenerse en cuenta cuando se determine la resistenccia de cálculo de los siguientes componentes básicos: − alma del pilar a compresión transveersal, véase el apartado 6.2.6.2; − alma del pilar a tracción transversall, véase el apartado 6.2.6.3.
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6.2.2 Esfuerzos cortantes
(1) En conexiones soldadas, y en conexiones atornilladas con chapas frontales, las soldaduras que conectan el alma de la viga deberían diseñarse para transmitir el esfuerzo cortante desde la viga conectada hasta la unión, sin ninguna ayuda por parte de las soldaduras que conectan las alas de la viga. (2) En conexiones atornilladas con chapas frontales, la resistencia de cálculo de cada fila de tornillos a cortante y a tracción combinados debería verificarse usando el criterio dado en la tabla 3.4, teniendo en cuenta la fuerza total de tracción en el tornillo, incluyendo cualquier fuerza debida al efecto palanca. NOTA A modo de simplificación, puede considerarse que los tornillos que tienen que resistir a tracción proporcionan toda su resistencia de cálculo a tracción cuando pueda demostrarse que el esfuerzo cortante de cálculo no supera la suma de: a) la resistencia de cálculo a cortante total de aquellos tornillos que no están sometidos a tracción y; b) (0,4/1,4) veces la resistencia de cálculo a cortante total de aquellos tornillos que también están sometidos a tracción.
(3) En conexiones atornilladas al ala con casquillos de de angular, puede considerarse que el casquillo que conecta el ala a compresión de la viga transmite el esfuerzo cortante de la viga al pilar, siempre que: − la separación g entre el extremo de la viga y la cara del pilar no sea superior al espesor ta del casquillo de angular; − la fuerza no sea superior a la resistencia de cálculo a cortante de los tornillos que conectan el casquillo del angular al pilar; − el alma de la viga satisface el requisito dado en el capítulo 6 de la Norma EN 1993-1-5, sección 6. (4) La resistencia de cálculo a cortante de una unión puede obtenerse de la distribución de esfuerzos internos dentro de dicha unión, y de las resistencias de cálculo frente a estas fuerzas de sus componentes básicos, véase la tabla 6.1. (5) En placas base, si no existen elementos especiales para resistir el cortante, tales como tacos conectores o barras de cortante, debería demostrarse que la resistencia de cálculo al rozamiento de la placa base, véase punto (6) del apartado 6.2.2, y, en casos en los que los agujeros de los tornillos no sumados tienen holgura, la resistencia de cálculo a cortante de los pernos de anclaje, véase el punto (7) del apartado 6.2.2, es suficiente para transmitir el esfuerzo cortante de cálculo. La resistencia de cálculo a aplastamiento de los tacos conectores o barras de cortante con respecto al hormigón debería ser comprobada de acuerdo a la Norma EN 1992. (6) En un apoyo de pilar la resistencia de cálculo al rozamiento Ff,Rd entre la placa base y el mortero debería obtenerse como sigue: Ff,Rd = Cf,d Nc,Ed
... (6.1)
donde Cf,d
es el coeficiente de rozamiento entre la placa base y la capa de mortero. Pueden utilizarse los siguientes valores: – para mortero con arena y cemento Cf,d = 0,20; – para otros tipos de mortero el coeficiente de rozamiento Cf,d debería determinarse mediante ensayos de acuerdo con el anexo D de la Norma EN 1990;
Nc,Ed
es el valor de cálculo de la fuerza normal de compresión en el pilar.
NOTA Si el pilar está sometido a una fuerza normal de tracción, Ff,Rd = 0.
(7) En un apoyo de pilar la resistencia de cálculo a cortante de un perno de anclaje Fvb,Rd debería tomarse como el valor menor entre F1,vb,Rd y F2,vb,Rd donde: − F1,vb,Rd es la resistencia de cálculo a cortante del perno de anclaje, véase el apartado 3.6.1.
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−
F2,vb, Rd =
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α bc fub As γM2
... (6.2)
donde
αbc = 0,44 - 0,0003 fyb; fyb es el límite elástico del perno de anclaje, donde 235 N/mm2 ≤ fyb ≤ 640 N/mm2. (8) La resistencia de cálculo a cortante Fv,Rd entre una placa base de pilar y una capa de mortero debería obtenerse como sigue: Fv,Rd = Ff,Rd + n Fvb,Rd
... (6.3)
donde n
es el número de pernos de anclaje en la placa base.
(9) El hormigón y el armado utilizado en la cimentación debería diseñarse de acuerdo con la Norma EN 1992. 6.2.3 Momentos flectores
(1) El valor de cálculo del momento resistente a flexión de cualquier unión puede obtenerse a partir de la distribución de esfuerzos internos dentro de dicha unión y de las resistencias de cálculo de sus componentes básicos ante dichas fuerzas, véase la tabla 6.1. (2) Siempre que el esfuerzo axial NEd en el elemento conectado no sea superior al 5% de la resistencia de cálculo Npℓ,Rd de su sección transversal, el valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd de una unión viga-pilar o de un empalme de viga puede determinarse utilizando el método dado en el apartado 6.2.7. (3) El valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd de un apoyo de pilar puede determinarse utilizando el método dado en el apartado 6.2.8. (4) En todas las uniones, las dimensiones de las soldaduras deberían ser tales que el valor de cálculo del momento resistente a flexión de la unión Mj,Rd esté siempre limitado por la resistencia de cálculo de los demás componentes básicos, y no por la resistencia de cálculo de las soldaduras. (5) En una unión viga-pilar o empalme de viga en la cual se requiere la formación y la rotación de una rótula plástica ante cualquier carga relevante, las soldaduras deberían diseñarse para resistir los efectos de un momento por lo menos igual al menor de: − el valor de cálculo del momento resistente plástico del elemento conectado Mpℓ,Rd; − α veces el valor de cálculo del momento resistente a flexión de la unión Mj,Rd. donde α = 1,4 − para estructuras en las que el sistema de arriostramiento satisfaga el criterio (5.1) del punto (3) del apartado 5.2.1 de la Norma EN 1993-1-1 con respecto al desplazamiento lateral; α = 1,7 − para el resto de casos.
(6) En una conexión atornillada con más de una fila de tornillos solicitados a tracción, se puede adoptar como simplificación despreciar la contribución de cualquier fila de tornillos, siempre y cuando también se desprecien las contribuciones de todas las otras filas de tornillos más cercanas al centro de compresión.
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6.2.4 Casquillo en T equivalente en traccción 6.2.4.1
Generalidades
(1) En conexiones atornilladas puede empllearse un casquillo en T equivalente en tracción para moodelizar la resistencia de cálculo de los siguientes componenttes básicos: − ala del pilar en flexión; − chapa frontal en flexión; − lado de casquillo de angular en flexxión; − placa de base en flexion bajo traccióón. (2) Los métodos para modelizar estos com mponentes básicos como alas de casquillos en T equivaleentes, incluyendo los valores a utilizar para emin , ℓeff y m, se indican i en el apartado 6.2.6. (3) Puede considerarse de que los modos de d fallo posibles en el ala de casquillo en T equivalentte son similares a los que se espera que tengan lugar en el componente básico que representa. (4) La longitud total eficaz ∑ℓeff de un casqquillo en T equivalente, vease la figura 6.2, debería ser tal que la resistencia de cálculo de su ala sea equivalente a laa del componente básico de la unión que representa. NOTA La longitud eficaz de un casquillo en T equivalente es una longitud teórica y no se corresponde necesariameente con la longitud física del elemento básico de la unión que reprresenta.
(5) La resistencia de cálculo a tracción del ala a de un casquillo en T equivalente debería determinarse según la tabla 6.2. NOTA Los efectos de palanca están consideraddos de forma implícita al determinar la resistencia de cálculo a tracciónn según la tabla 6.2.
(6) En casos en los que puedan desarrollarrse fuerzas de palanca, vease la tabla 6.2, la resistencia de d cálculo a tracción del ala de un casquillo en T equivalentee FT,Rd debría tomarse como el valor más pequeño de los tres modos de fallo posibles 1, 2 y 3. (7) En casos en los que no puedan desarroollarse fuerzas de palanca, la resistencia de cálculo a trracción del ala de un casquillo en T equivalente FT,Rd deberría tomarse como el valor más pequeño de los dos moddos de fallo posibles según la tabla 6.2.
Figura 6.2 − Dimeensiones del ala de un casquillo en T equivalente
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Tabla 6.2 − Resisstencia de cálculo FT,Rd del ala de casquillo en T Se pueden desarrolllar fuerzas de palanca, es decir Lb ≤ Lb*
Modo 1
Método 1
Método 2 (método alternativo)
4M pl ,1, Rd sin chapas F = de refuerzo T,1,Rd m
FT,1,Rd =
4M pl ,1, Rd + 2 M bp , Rd con chapas FT,1,Rd = de refuerzo m
FT,2,R Rd =
Modo 2
Sinn fuerzas de palanca
FT,1,Rd =
(8n − 2ew ) M pl ,1, Rd 2mn − ew (m + n) (8n − 2ew ) M pl ,1, Rd + 4nM bp , Rd
FT,1− 2,Rd =
2 M pl ,1, Rd
2mn − ew (m + n)
m
2 M pl ,2, Rd + nΣFt , Rd m+n
FT,3,Rd = ΣFt , Rd
Modo 3
Modo 1: Plastificación completa del ala Modo 2: Fallo de los tornillos con plastificaación del ala Modo 3: Fallo de los tornillos es − longitud de alargamiento de d los tornillos, tomada igual a la longitud de agarree (espesor total del Lb material y arandelas), más laa semisuma de la altura de la cabeza del tornillo y la altuura de la tuerca o − la longitud de alargamiento del perno de anclaje, tomada igual a la suma de 8 vecees el diámetro nominal del tornillo, la capa de mortero, m el espesor de la placa base, la arandela y la mittad de la altura de la tuerca 8,8m3 As nb
L b*
=
FT,Rd Q
es la resistencia de cálculo a traccióón del ala de un casquillo en T es la fuerza de palanca
Σl eff ,1 t f 3
Mpℓ,1,Rd =
0, 25Σl eff ,1t f 2 f y / γ M 0
Mpℓ,2,Rd =
0, 25Σl eff ,2 t f 2 f y / γ M 0
Mbp,Rd =
0, 25Σl eff ,1tbp 2 f y,bp / γ M 0
n Ft,Rd
n ≤ 1,25m = emin pero es la resistencia de cálculo a traccióón de un tornillo, véase la tabla 3.4;
∑Ft,Rd es el valor total de Ft,Rd para todoos los tornillos en casquillo en T equivalente; ∑ℓeff,1 es el valor de ∑ℓeff para el modo 1; ∑ℓeff,2 es el valor de ∑ℓeff para el modo 2; emin , m y tf son como se indica en la figura 6.2; 6 fy,bp es el límite elástico de las chapas dee refuerzo; tbp es el espesor de las chapas de refuerrzo; ew = dw / 4; dw es el diámetro de la arandela, o la anchura a de la cabeza del tornillo o de la tuerca, según corresponda; nb es el número de filas de tornillos (coon 2 tornillos por fila). NOTA 1 En uniones atornilladas viga-pilar o empalm mes de vigas puede adoptarse la hipótesis de que se desarrollarán fuerzzas de palanca. NOTA 2 En el método 2, se asume que la fuerza apllicada al ala del casquillo en T por parte de un tornillo está uniformemente distribuida bajo la arandela, la cabeza del tornillo o la tuerca, según corresponda, véase la figura, en vez de estar concentrada enn el eje del tornillo. Esta hipótesis conduce a un valor mayor para el modo 1, pero deja los valores de FT,1-2,Rd y los modos 2 y 3 inalterados.
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6.2.4.2
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Filas individuales de tornillos, grrupos de tornillos y grupos de filas de tornillos
(1) Aunque en un ala real de un casquilllo en T las fuerzas sobre cada fila de tornillos son geeneralmente iguales, cuando se emplea el ala de un casquilloo en T equivalente para modelizar un componente básico de los incluidos en el punto (1) del apartado 6.2.4.1, deberían permitirse fuerzas diferentes en cada fila de tornilloss. (2) Cuando se utiliza el método del casquiillo en T equivalente para modelizar un grupo de filas de d tornillos puede ser necesario dividir el grupo en filas de toornillos separadas y usar un casquillo en T equivalente para modelizar cada fila de tornillos. (3) Cuando se utiliza el método del casquiillo en T equivalente para modelizar un grupo de filas de d tornillos deberían satisfacerse las siguientes condiciones: n debería superar la resistencia de cálculo determinadda considerando sólo a) la fuerza en cada fila de tornillos no esa fila individual de tornillos; b) la fuerza total sobre cada grupo de filas de tornillos, consistente en dos o más filas de torniillos adyacentes dend filas de tornillos. tro del mismo grupo de tornillos, noo debería superar la resistencia de cálculo de ese grupo de (4) Cuando se determine la resistencia de cálculo a tracción de un componente básico representtado por el ala de un casquillo en T equivalente, deberían caalcularse los siguientes parámetros: a) la resistencia de cálculo de una fila de tornillos individual, determinada considerando sólo esa e fila de tornillos; b) la contribución de cada fila de tornnillos a la resistencia de cálculo de dos o más filas de tornillos adyacentes dentro de un grupo de tornillos, deteerminada considerando sólo esas filas de tornillos. (5) En el caso de una fila de tornillos inddividual ∑ℓeff debería tomarse igual a la longitud eficaaz ℓeff tabulada en el apartado 6.2.6 para esa fila de tornillos tomada como una fila de tornillos individual. (6) En el caso de un grupo de filas de torniillos ∑ℓeff debería tomarse como la suma de todas las loongitudes eficaces ℓeff tabuladas en el apartado 6.2.6 para cada fila de tornillos correspondiente tomada como parte de un u grupo de tornillos.
6.2.4.3
Chapas de refuerzo
(1) Se pueden utilizar chapas de refuerzo para p reforzar el ala a flexion de un pilar como se indica en e la figura 6.3. (2) Cada chapa de refuerzo debería extendderse al menos hasta el borde del ala del pilar, y hasta 3 mm dentro del radio de acuerdo o el cordón de soldadura. (3) La chapa de refuerzo debería extendeerse más allá de las filas tornillos activas más lejanas a tracción como se define en la figura 6.3. (4) Cuando se utilicen chapas de refuerzoo, la resistencia de cálculo del casquillo en T FT,Rd debería d determinarse utilizando el método dado en la tabla 6.2.
1 Chapa de refuerzo
Figura 6.3 − Ala de pilar con chapas de refuerzo
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6.2.5 Casquillo en T equivalente en compresión
(1) En uniones acero-hormigón, el ala de un casquillo en T equivalente en compresión puede utilizarse para modelizar la resistencia de cálculo para la combinación de los siguientes componentes básicos: − la placa base de acero en flexión bajo la presión de apoyo sobre la cimentación; − el material de hormigón y/o mortero de la unión en compresión. (2) La longitud eficaz total leff y la anchura eficaz total beff de un casquillo en T equivalente deberían ser tales que la resistencia de cálculo a compresión del casquillo en T sea equivalente a la del componente básico de la unión que representa. NOTA Los valores de la longitud eficaz y de la anchura eficaz de un casquillo en T equivalente son valores teóricos para estas longitudes y pueden ser diferentes a las dimensiones físicas del componente básico de la unión que representa.
(3) La resistencia de cálculo a compresión del ala de un casquillo en T FC,Rd debería determinarse como sigue: FC,Rd = fjd beff leff
... (6.4)
donde beff
es la anchura eficaz del ala del casquillo en T, véanse los puntos (5) y (6) del apartado 6.2.5;
leff
es la longitud eficaz del ala del casquillo en T, veanse los puntos (5) y (6) del apartado 6.2.5;
fjd
es la resistencia de cálculo a aplastamiento de la unión, véase el punto (7) del apartado 6.2.5.
(4) Se debería adoptar la hipótesis de que los esfuerzos transmitidos a través de un casquillo en T se distribuyen uniformemente como se muestra en las figuras 6.4(a) y (b). La presión en el área resultante de apoyo no debería ser superior a la resistencia de cálculo a aplastamiento de la unión fjd y la anchura adicional de apoyo, c, no debería ser superior a: c = t [fy / (3 fjd γM0)]0,5
... (6.5)
donde t
es el espesor del ala del casquillo en T;
fy
es el límite elástico del ala del casquillo en T.
(5) Cuando la proyección de la longitud física del componente básico de la unión representado por el casquillo en T sea menor que c, el área eficaz debería tomarse como se indica en la figura 6.4(a) (6) Cuando la proyección de la longitud física del componente básico de la unión representado por el casquillo en T supere c en cualquiera de los lados, debería despreciarse la parte de la proyección adicional más allá del ancho c, véase la figura 6.4(b).
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(a) Proyección corta
(b) Proyección larga
Figura 6.4 − Área del casquillo en T equivalente en compresión (7) La resistencia de cálculo a aplastamientto de la unión fjd debería determinarse a partir de: fjd = βj FRdu / (beff leff)
... (6.6)
donde
βj
es el coeficiente de material de d unión de la cimentación, que puede tomarse como 2/3 siempre que la resistencia característica del mortero m no sea inferior a 0,2 veces la resistencia característica de la cimentación de hormigón y el esspesor del mortero no sea mayor que 0,2 veces la menorr anchura de la placa base de acero. En los casos en loos que el espesor del mortero sea mayor de 50 mm, la resistencia característica del mortero debería ser al menos m la misma que la de la cimentación de hormigón.
FRdu
es la resistencia de cálculo paraa fuerza concentrada dada en la Norma EN 1992, dondde Ac0 se toma como (beff leff).
6.2.6 Resistencia de cálculo de componen ntes básicos 6.2.6.1
Alma de pilar sometido a cortantte
(1) Los métodos de cálculo dados en los puntos (2) a (14) del apartado 6.2.6.1 son válidos siemprre que la esbeltez del alma del pilar satisfaga la condición dc/t / w ≤ 69ε. (2) Para una unión a un sólo lado, o paraa una unión a ambos lados donde los cantos de las viggas sean similares, la resistencia plástica de cálculo a cortannte Vwp,Rd del alma de un pilar sin rigidizar, sometida a un esfuerzo cortante de cálculo Vwp,Ed, véase el punto (3) dell apartado 5.3, debería obtenerse utilizando:
Vwp,Rd =
0,9 f y , wc Avc 3γM0
... (6.7)
donde Avc
es el área a cortante del pilar, vééase la Norma EN 1993-1-1.
(3) La resistencia de cálculo a cortante pueede incrementarse utilizando rigidizadores o chapas de refuerzo en el alma.
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(4) Cuando se utilicen rigidizadores transversales en el alma tanto en la zona de compresión como en la de tracción, la resistencia plástica de cálculo a cortante del alma del pilar Vwp,Rd puede incrementarse a Vwp,add,Rd dada por:
Vwp,add,Rd =
4 M pl , fc, Rd ds
pero Vwp,add,Rd ≤
2M pl , fc, Rd + 2 M pl ,st , Rd ds
... (6.8)
donde ds
es la distancia entre los ejes de los rigidizadores;
Mpℓ,fc,Rd
es el valor de cálculo del momento resistente plástico del ala del pilar;
Mpℓ,st,Rd
es el valor de cálculo del momento resistente plástico de un rigidizador.
NOTA En uniones soldadas, los rigidizadores transversales deberían estar alineados con el ala correspondiente de la viga.
(5) Cuando se utilizan rigidizadores diagonales en el alma, la resistencia plástica de cálculo a cortante del alma de un pilar debería determinarse de acuerdo a la Norma EN 1993-1-1. NOTA En configuraciones de uniones viga-pilar a ambos lados sin rigidizadores diagonales en el alma del pilar, se asume que las dos vigas tienen cantos similares.
(6) Cuando el alma de un pilar se refuerce añadiendo una chapa de refuerzo, véase la figura 6.5, el área a cortante Avc puede incrementarse a bs twc. Si se añade otra chapa de refuerzo al otro lado del alma, no se debería incrementar más el área a cortante. (7) Las chapas de refuerzo del alma también pueden emplearse para incrementar la rigidez rotacional de una unión mediante el aumento de la rigidez del alma del pilar a cortante, compresión o tracción, véase el punto (1) del apartado 6.3.2. (8) El tipo de acero de la chapa de refuerzo del alma debería ser igual que la del pilar. (9) La anchura bs debería ser tal que la chapa de refuerzo del alma se extienda al menos hasta el radio de acuerdo o la puntera del cordón de soldadura. (10) La longitud ℓs debería ser tal que la chapa de refuerzo del alma se extienda a través de la anchura eficaz del alma a tracción y a compresión, véase la figura 6.5. (11) El espesor ts de la chapa de refuerzo del alma no debería ser inferior al espesor del alma del pilar twc. (12) Las soldaduras entre la chapa de refuerzo del alma y el perfil deberían estar diseñadas para resistir los esfuerzos de cálculo. (13) La anchura bs de una chapa de refuerzo del alma debería ser menor que 40ε ts. (14) Se pueden utilizar soldaduras discontinuas en ambientes no corrosivos.
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a) Disposición
NOTA Debería tenerse en cuenta la soldabilidad en la esquina.
b) Ejemplos de secciones transversales con soldaduras longitudinales
Figura 6.5 − Ejemplos de chapas de refuerzo del alma 6.2.6.2
Alma de pilar sometido a compreesión transversal
(1) La resistencia de cálculo del alma de unn pilar sin rigidizar sometido a compresión transversal debería d determinarse a partir de:
Fc,wc,Rd =
ω kwc beff ,c,wc w twc f y , wc γM0
pero Fc,wc,Rd ≤
ω kwc ρ beff ,c, wc twc f y ,wc γ M1
... (6.9)
donde
ω
es un coeficiente de reducción para p permitir posibles efectos de interacción con el corrtante en el alma del pilar de acuerdo con la tabla 6.3;
beff,c,wc es la anchura eficaz del alma del pilar a compresión: − para una conexión soldada: beff ,c,wc = t fb + 2 2 ab + 5(t fc + s )
... (6.10)
ac , rc y ab son como se indicca en la figura 6.6; − para una conexión atornilladda con chapa frontal: beff ,c,wc = t fb + 2 2 a p + 5(t fc + s ) + s p
... (6.11)
sp es la longitud obtenida meediante dispersion a 45º a través de la chapa forntal (al menos tp y, siempre que la longitud de la chapa frontal fr debajo del ala sea suficiente, hasta 2tp). − para una conexión atornilladda con casquillos de angular en las alas: beff ,c,wc = 2ta + 0, 6ra + 5(t fc + s) − para un pilar de sección laminada l en I o H: − para un pilar de sección soldada s en I o H:
s = rc s = 2ac
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... (6.12)
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ρ es el coeficiente de reducción para el pandeo de placas: w − si λ p ≤ 0,72: ρ = 1,0 w w w ρ = ( λ p − 0,2)/ λ p 2 − si λ p > 0,72: w λ p es la esbeltez de la placa: w
λ p = 0,932 − para un pilar de sección laminada en I o H: − para un pilar de sección soldada en I o H:
... (6.13a) ... (6.13b)
beff ,c, wc d wc f y, wc
... (6.13c)
Etwc 2
dwc = hc − 2 ( tfc + rc ) dwc = hc − 2 ( tfc + 2ac )
kwc es un coeficiente de reducción dado en el punto (2) del apartado 6.2.6.2. Tabla 6.3 − Coeficiente de reducción ω para la interacción con el cortante
Coeficiente de reducción ω
Parámetro de transformación β 0
≤
β
≤
0,5
ω
=
1
0,5
<
β
<
1
ω
=
ω1 + 2 (1 − β) (1 − ω1)
β
=
1
ω
=
ω1
1
<
β
ω
=
ω1 + (β − 1) ( ω2 − ω1)
β
=
2
ω
=
ω2
ω1 =
Avc β
<
2
1 1 + 1,3(beff ,c, wc t wc / Avc )
2
ω2 =
1 1 + 5, 2(beff ,c,wc twc / Avc ) 2
es el área a cortante del pilar, véase el apartado 6.2.6.1; es el parámetro de transformación, véase el punto (7) del apartado 5.3.
(2) Cuando la máxima tensión de compresión longitudinal σcom,Ed debida al esfuerzo axil y al momento flector en el pilar supere 0,7 fy,wc en el alma (zona adyacente al radio de acuerdo para una sección laminada o el pie de la soldadura para una sección soldada), debería considerarse su efecto sobre la resistencia de cálculo del alma del pilar a compresión multiplicando el valor de Fc,wc,Rd dado por la expresión (6.9) por un coeficiente de reducción kwc como sigue: − cuando σcom,Ed ≤ 0,7 fy,wc :
kwc = 1
− cuando σcom,Ed > 0,7 fy,wc :
kwc = 1, 7 − σ com, Ed / f y ,wc
... (6.14)
NOTA Generalmente, el coeficiente de reducción kwc es 1,0 y no es necesaria ninguna reducción. Por lo tanto es posible omitirlo en los cálculos preliminares cuando la tensión longitudinal es desconocida y comprobarlo posteriormente.
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Unión soldada
Unión con chapa frontal
Unión con casquillos de angular a en las alas
a) Alzado
b) Pilar laminado
c) Pilar soldado
Figura 6.6 − Compresión transversal en un pilar sin rigidizar (3) El modo de pandeo del alma de un pillar sin rigidizar a compresión mostrado en la figura 6.7 debería prevenirse normalmente mediante disposiciones coonstructivas.
Figura 6.7 − Modo de pandeo de un alma sin rigidizar (4) Es posible utilizar rigidizadores o chappas de refuerzo del alma para aumentar la resistencia dee cálculo del alma de un pilar sometido a un esfuerzo transveersal de compresión. (5) Es posible utilizar rigidizadores transvversales o disposiciones adecuadas de rigidizadores diaggonales (junto con o como alternativa a los rigidizadores traansversales) para aumentar la resistencia de cálculo del alma a del pilar a compresión. NOTA En uniones soldadas, los rigidizadoress transversales deberían estar alineados con el ala correspondientee de la viga. En uniones atornilladas, el rigidizador de la zona de d compresión debería estar alineado con el centro de compresión taal y como se define en la figura 6.15.
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(6) Cuando se refuerce el alma de un pilar mediante una chapa de refuerzo en el alma de acuerdo con el apartado 6.2.6.1, el espesor eficaz del alma puede tomarse como 1,5 twc si se añade una chapa de refuerzo en el alma, o 2,0 twc si se añaden chapas de refuerzo a ambos lados del alma. Al calcular el coeficiente de reducción ω para los posibles efectos de la tensión de cortante, el área a cortante Avc del alma puede incrementarse sólo hasta lo permitido al determinar su resistencia de cálculo a cortante, véase el punto (6) del apartado 6.2.6.1. 6.2.6.3
Alma de pilar sometido a tracción transversal
(1) La resistencia de cálculo del alma de un pilar sin rigidizar sometida a tracción transversal debería determinarse a partir de:
Ft,wc,Rd =
ω beff ,t , wc t wc f y, wc γM0
... (6.15)
donde es un coeficiente de reducción que tiene en cuenta la interacción con el cortante en el alma del pilar.
ω
(2) Para una conexión soldada, la anchura eficaz beff,t,wc del alma de un pilar a tracción debería obtenerse utilizando: beff ,t,wc = t fb + 2 2 ab + 5(t fc + s )
... (6.16)
donde − para un pilar de sección laminada en I o H:
s = rc
− para un pilar de sección soldada en I o H:
s=
2 ac
donde ac y rc se indican en la figura 6.8 y ab se indica en la figura 6.6. (3) Para una conexión atornillada, la anchura eficaz beff,t,wc del alma a tracción de un pilar debería tomarse como igual a la longitud eficaz de un casquillo en T equivalente que represente el ala del pilar, véase el apartado 6.2.6.4. (4) El coeficiente de reducción ω que tiene en cuenta los posibles efectos del cortante en el alma del pilar debería determinarse a partir de la tabla 6.3, utilizando el valor de beff,t,wc dado en los puntos (2) o (3) del apartado 6.2.6.3, según corresponda. (5) Es posible utilizar rigidizadores o chapas de refuerzo en el alma para aumentar la resistencia de cálculo a tracción del alma de un pilar. (6) Es posible utilizar rigidizadores transversales y/o disposiciones adecuadas de rigidizadores diagonales para aumentar la resistencia de cálculo del alma del pilar a tracción. NOTA En uniones soldadas, los rigidizadores transversales están normalmente alineados con el ala correspondiente de la viga.
(7) Las soldaduras que conecten los rigidizadores diagonales con el ala del pilar deberían ser cordones de soldadura con un cordón de cierre que proporcionen un espesor de garganta conjunto igual al espesor de los rigidizadores. (8) Cuando el alma de un pilar sin rigidizar se refuerce mediante chapas de refuerzo en el alma de acuerdo con el apartado 6.2.6.1, la resistencia de cálculo a tracción depende del espesor de garganta de las soldaduras longitudinales que conecten las chapas de refuerzo del alma. El espesor eficaz del alma tw,eff debería tomarse como sigue: − cuando las soldaduras longitudinales son soldaduras a tope con penetración total con un espesor de garganta a ≥ ts, entonces: − para una chapa de refuerzo en el alma:
tw,eff = 1,5 twc
... (6.17)
− para chapas de refuerzo a ambos lados del alma:
tw,eff = 2,0 twc
... (6.18)
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− cuando las soldaduras longitudinales son en ángulo con un espesor de garganta a ≥ ts / 2 , entonces para una o dos chapas de refuerzo en el alma: − para tipos de acero S 235, S 275 o S 355:
tw,eff = 1,4 twc
... (6.19a)
− para tipos de acero S 420 o S 460:
tw,eff = 1,3 twc
... (6.19b)
(9) Al calcular el coeficiente de reducción ω para los posibles efectos de la tensión cortante, el área a cortante Avc del alma de un pilar reforzada con chapas de refuerzo en el alma puede aumentarse sólo hasta lo permitido cuando se determina su resistencia de cálculo a cortante, véase el punto (6) del apartado 6.2.6.1. 6.2.6.4
Ala de pilar sometido a flexión transversal
6.2.6.4.1 Ala de pilar sin rigidizar, conexión atornillada
(1) La resistencia de cálculo y el modo de fallo del ala de un pilar sin rigidizar sometido a flexión transversal, junto con los tornillos asociados a tracción, debería tomarse similar a la del ala de un casquillo en T equivalente, véase el apartado 6.2.4, para ambos: − cada fila individual de tornillos solicitada a tracción; − cada grupo de filas de tornillos solicitado a tracción. (2) Las dimensiones emin y m a utilizar en el apartado 6.2.4 deberían determinarse a partir de la figura 6.8. (3) La longitud eficaz del ala de un casquillo en T equivalente debería determinarse para las filas individuales de tornillos y para el grupo de tornillos de acuerdo con el apartado 6.2.4.2 a partir de los valores dados para cada fila de tornillos en la tabla 6.4.
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a) Chapa froontal soldada más estrecha que el ala del pilar
b) Chapa frrontal soldada más ancha que el ala del pilar
c) Casquillos de angular en las alas
Figura 6.8 − Definiciones de e, emin, rc y m
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Tabla 6.4 − Longiitudes eficaces para un ala de pilar sin rigidizar
Posición de la fila de tornillos Fila de tornillos interior
Fila de tornillos considerada individualmente Patrones circulaares ℓeff,cp 2 πm
El menor de: Fila de tornillos exterior 2πm πm + 2e1
Fila de tornillos considderada como parte de un grupo de filaas de tornillos
Patrones no circulares ℓeff,nc
Patrones circulares Pattrones no circulares ℓeff,cp ℓeff,nc
4m + 1,25e
2p
p
El menor de: 4m + 1,25e 2m + 0,625e + e1
El menor de: πm + p 2e1 + p
El menor m de: 2m + 0,625e + 0,5p e1 + 0,5p
Modo 1:
ℓeff,1 = ℓeff,nc pero ℓeff,1 ≤ ℓeff,cp
∑ℓeff,1 = ∑ℓeff,nc pero ∑ℓeff,1 ≤ ∑ℓeff,cp e
Modo 2:
ℓeff,2 = ℓeff,nc
∑ℓeff,2 = ∑ℓeff,nc
e1 es la distancia desde el centro de los eleementos de fijación de la fila exterior al extremo libre adyacente del ala del pilar, medida en la dirección del eje del perfil del pilar (véase la fila 1 y la 4 de la figura 6.9).
6.2.6.4.2 Ala de pilar rigidizada, unión coon chapa frontal atornillada o con casquillos de angu ular en las alas (1) Es posible utilizar rigidizadores trannsversales y/o disposiciones adecuadas de rigidizadoores diagonales para aumentar la resistencia de cálculo del ala a del pilar a flexión. (2) La resistencia de cálculo y el modo de fallo del ala rigidizada de un pilar sometido a flexión trransversal, junto con los tornillos a tracción asociados, debeería tomarse similar a los del ala de un casquillo en T equivalente, e véase el apartado 6.2.4, para ambos: − cada fila de tornillos individual solicitada a tracción; − cada grupo de filas de tornillos soliccitado a tracción. (3) Los grupos de filas de tornillos a cadda lado del rigidizador deberían modelizarse como alass de casquillos en T equivalentes separadas, véase la figuraa 6.9. La resistencia de cálculo y el modo de fallo debeerían determinarse de forma separada para cada casquillo en T equivalente.
1 2 3 4
Fila de tornillos exterior adyacente a un rigiddizador Fila de tornillos exterior Fila de tornillos interior Fila de tornillos adyacente a un rigidizador
Figura 6.9 − Modelización del ala riigidizada de un pilar como casquillos en T equivalenttes separados
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(4) Las dimensiones emin y m a utilizar en el apartado 6.2.4 deberían determinarse a partir de la figura 6.8. (5) Las longitudes eficaces del ala de un casquillo en T equivalente ℓeff deberían determinarse de acuerdo al apartado 6.2.4.2 utilizando los valores para cada fila de tornillos dados en la tabla 6.5. El valor de α a utilizar en la tabla 6.5 debería obtenerse a partir de la figura 6.11. (6) Los rigidizadores deberían cumplir los requisitos especificados en el apartado 6.2.6.1. Tabla 6.5 − Longitudes eficaces para el ala rigidizada de un pilar
Posición de la fila de tornillos
Fila de tornillos considerada individualmente Patrones no circulares ℓeff,nc
Patrones circulares ℓeff,cp
Fila de tornillos considerada como parte de un grupo de filas de tornillos Patrones circulares ℓeff,cp
Patrones no circulares ℓeff,nc
Fila de tornillos adyacente a un 2πm rigidizador
αm
πm + p
0,5p + αm − (2m + 0,625e)
Otra fila de tornillos interior
2πm
4m + 1,25e
2p
p
Otra fila de tornillos exterior
El menor de: 2πm πm + 2e1
El menor de: 4m + 1,25e 2m + 0,625e + e1
El menor de: πm + p 2e1 + p
El menor de: 2m + 0,625e + 0,5p e1 + 0,5p
e1 + αm − (2m + 0,625e)
no relevante
no relevante
El menor de : Fila de tornillos exterior adyacente 2πm a un rigidizador πm + 2e1 Modo 1:
ℓeff,1 = ℓeff,nc pero ℓeff,1 ≤ ℓeff,cp
∑ℓeff,1 = ∑ℓeff,nc pero ∑ℓeff,1 ≤ ∑ℓeff,cp
Modo 2:
ℓeff,2 = ℓeff,nc
∑ℓeff,2 = ∑ℓeff,nc
α debería obtenerse a partir de la figura 6.11.
e1 es la distancia desde el centro de los elementos de fijación de la fila exterior al rigidizador adyacente del ala del pilar medida en la dirección del eje del perfil del pilar (véanse las filas 1 y 4 de la figura 6.9).
6.2.6.4.3 Ala de pilar sin rigidizar, conexión soldada
(1) En una unión soldada, la resistencia de cálculo Ffc,Rd de un ala de un pilar sin rigidizar sometida a flexión, debida a la tracción o compresión desde el ala de la viga, debería obtenerse utilizando:
Ffc,Rd = beff ,b, fc t fb fγ , fb / γ M 0
... (6.20)
donde beff,b,fc
es la anchura eficaz beff definida en el apartado 4.10 donde el ala de la viga se considera como la chapa.
NOTA Véanse también los requisitos especificados en el apartado 4.10.
6.2.6.5
Chapa frontal sometida a flexión
(1) La resistencia de cálculo y el modo de fallo de una chapa frontal sometida a flexión, junto con los tornillos a tracción asociados, debería tomarse similar a la del ala de un casquillo en T equivalente, véase el apartado 6.2.4, para ambos: − cada fila de tornillos individual solicitada a tracción; − cada grupo de filas de tornillos solicitado a tracción.
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(2) Los grupos de filas de tornillos a cadaa lado de un rigidizador conectado a la chapa frontal deberían d ser tratados como casquillos en T equivalentes seeparados. En chapas frontales extendidas, la fila de tornillos t en la parte extendida también debería tratarse coomo un casquillo en T equivalente separado, véasee la figura 6.10. La resistencia de cálculo y el modo de fallo deberían determinarse de forma separada para cada c casquillo en T equivalente. (3) La dimensión emin necesaria a utilizar en e el apartado 6.2.4 debería obtenerse a partir de la figgura 6.8 para la parte de la chapa frontal situada entre las alaas de la viga. Para la extensión de la chapa frontal emin debería d tomarse igual a ex , véase la figura 6.10. (4) La longitud eficaz del ala de un casqquillo en T equivalente ℓeff debería determinarse segúnn el apartado 6.2.4.2 utilizando los valores para cada fila de tornillos dados en la tabla 6.6. (5) Los valores de m y mx a utilizar en la taabla 6.6 deberían obtenerse a partir de la figura 6.10.
La extensión de la chapa frontal y el tramo entrre las alas de la viga se modelizan como las alas de dos casquillos en T equivalentes separados. Para la extensión de la chapa frontal, utilícese ex y mx en lugar de e y m para determinar la resistencia de d cálculo del ala del casquillo en T equivalente.
Figura 6.10 − Modelización de una ch hapa frontal extendida como casquillos en T equivaleentes separados
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Tabla 6.6 − Longitudes eficaces para una chapa frontal
Posición de la fila de tornillos
Fila de tornillos considerada individualmente
Fila de tornillos considerada como parte de un grupo de filas de tornillos
Patrones no circulares ℓeff,nc
Patrones circulares ℓeff,cp
El menor de: Fila de tornillos fuera del ala a 2πmx πmx + w tracción de la viga πmx + 2e
El menor de: 4mx + 1,25ex e+2mx+0,625ex 0,5bp 0,5w+2mx+0,625ex
−
−
Primera fila de tornillos debajo 2πm del ala a tracción de la viga
αm
πm + p
0,5p + αm − (2m + 0,625e)
Otra fila de tornillos interior
2πm
4m + 1,25 e
2p
p
Otra fila de tornillos exterior
2πm
4m + 1,25 e
πm + p
2m+0,625e+0,5p
Modo 1:
ℓeff,1 = ℓeff,nc pero ℓeff,1 ≤ ℓeff,cp
∑ℓeff,1 = ∑ℓeff,nc pero ∑ℓeff,1 ≤ ∑ℓeff,cp
Modo 2:
ℓeff,2 = ℓeff,nc
∑ℓeff,2 = ∑ℓeff,nc
Patrones circulares ℓeff,cp
Patrones no circulares ℓeff,nc
α debería obtenerse a partir de la figura 6.11.
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Figura 6.11 − Valores de d α para alas de pilares rigidizadas y chapas frontalees 6.2.6.6
Casquillos de angular del ala som metidos a flexión
(1) La resistencia de cálculo y el modo de fallo de un casquillo de angular atornillado a un alaa sometido a flexión, junto con los tornillos a tracción asociados, debería tomarse similar a la del ala de un casquilllo en T equivalente, véase el apartado 6.2.4.
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(2) La longitud eficaz ℓeff del ala del casquuillo en T equivalente debería tomarse como 0,5ba, donnde ba es la longitud del casquillo de angular, véase la figuraa 6.12. (3) Las dimensiones emin y m a utilizar en el e apartado 6.2.4 deberían determinarse a partir de la figuura 6.13.
Figura 6.12 − Longiitud eficaz ℓeff de un casquillo de angular para ala
a) Separación g ≤ 0,4 ta
b) Separación g > 0,4 ta
Notas − El número de filas de tornillos que conecctan el casquillo al ala del pilar está limitado a uno. − El número de filas de tornillos que conecctan el casquillo al ala de la viga no está limitado. − La longitud ba del casquillo puede ser diferrente tanto de la anchura del ala de la viga como de la anchura del ala del pilar.
Figura 6.13 − Dimensioones emin y m para un casquillo de angular atornilladoo 6.2.6.7
Ala y alma de viga sometidas a compresión
(1) Puede asumirse la hipótesis de que la ressultante de la resistencia de cálculo a compresión del ala de una viga y la zona adyacente a compresión del alma de laa viga actúan al nivel del centro de compresión, véase el e apartado 6.2.7. La resistencia de cálculo a compresión com mbinada del alma y el ala de la viga viene dada por la siguuiente expresión: Fc,fb,Rd = Mc,Rd / ( h − tfb ) donde h
es el canto de la viga conectada;;
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... (6.21)
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Mc,Rd es el valor de cálculo del momento resistente a flexión de la sección transversal de la viga, reducido si es necesario para tener en cuenta el cortante, véase la Norma EN 1993-1-1. Para una viga acartelada Mc,Rd puede calcularse despreciando el ala intermedia; tfb
es el espesor del ala de la viga conectada.
Si el canto de la viga incluyendo la cartela supera los 600 mm, la contribución del alma de la viga a la resistencia de cálculo a compresión debería limitarse al 20%. (2) Si una viga está reforzada mediante cartelas, éstas deberían disponerse de forma que: − el tipo de acero de la cartela debería ser el mismo que la del elemento; − el tamaño del ala y el espesor del alma de la cartela no deberían ser inferiores a las del elemento; − el ángulo del ala de la cartela respecto al ala del elemento no debería ser superior a 45º; − la longitud de apoyo ss debería tomarse como igual al espesor del ala de la cartela paralela a la viga. (3) Si la viga está reforzada con cartelas, la resistencia de cálculo del alma a compresión de la viga debería determinarse de acuerdo con el apartado 6.2.6.2. 6.2.6.8
Alma de viga sometida a tracción
(1) En una unión atornillada con chapa frontal, la resistencia de cálculo a tracción del alma de la viga debería obtenerse a partir de:
Ft,wb,Rd = beff ,t ,wb twb f y , wb / γ M 0
... (6.22)
(2) La anchura eficaz beff,t,wb del alma de la viga a tracción debería tomarse igual a la longitud eficaz del casquillo en T equivalente que representa la chapa frontal en flexión, obtenida según el apartado 6.2.6.5 para una fila de tornillos individual o un grupo de tornillos. 6.2.6.9
Hormigón a compresión incluyendo el mortero
(1) La resistencia de cálculo a aplastamiento de la unión entre la placa base y su cimentación de hormigón debería determinarse teniendo en cuenta las propiedades del material y las dimensiones tanto del mortero como del apoyo de hormigón. La cimentación de hormigón debería proyectarse según la Norma EN 1992. (2) La resistencia de cálculo del hormigón a compresión, incluyendo el mortero, junto con la placa base en flexión asociada Fc,pl,Rd, debería tomarse similar a la de un casquillo en T equivalente, véase el apartado 6.2.5. 6.2.6.10 Placa base en flexión sometida a compresión
(1) La resistencia de cálculo de una placa base en flexión sometida a compresión, junto con la cimentación de hormigón sobre la que el apoyo del pilar está colocada Fc,pl,Rd, debería tomarse similar a la de un casquillo en T equivalente, véase el apartado 6.2.5. 6.2.6.11 Placa base en flexión sometida a tracción
(1) La resistencia de cálculo y el modo de fallo de una placa base en flexión sometida a tracción, junto con los pernos de anclaje a tracción asociados Ft,pl,Rd, puede determinarse utilizando las reglas dadas en el apartado 6.2.6.5. (2) En el caso de placas base, las fuerzas de palanca que pudieran desarrollarse no deberían ser tomadas en consideración, cuando se determine el espesor de la placa base. Las fuerzas de palanca se deberían considerar al calcular los pernos de anclaje.
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6.2.6.12 Perno de anclaje sometido a traccción (1) Los pernos de anclaje deberían diseñarse para resistir los efectos de las acciones de cálculo. Deeberían proporcionar la resistencia de cálculo a la tracción necesaria para soportar las fuerzas de elevación y los momentos flectores según corresponda. (2) Al calcular los esfuerzos de tracción en los pernos de anclaje debidos a los momentos fllectores, el brazo de palanca no debería tomarse como supeerior a la distancia entre el centro de gravedad del área de apoyo en la zona comprimida y el centro de gravedad del grupo de tornillos en el lado traccionado. NOTA Las tolerancias en las posiciones de los pernos p de anclaje pueden tener influencia.
(3) La resistencia de cálculo de los pernos de anclaje, debería tomarse como la menor entre la ressistencia de cálculo a tracción del perno de anclaje, véase el apartado a 3.6, y la resistencia de cálculo de adherencia del d hormigón sobre el perno de anclaje según la Norma EN 19992-1-1. (4) Debería emplearse uno de los siguientess métodos para asegurar los pernos de anclaje en el interioor de la cimentación: − un gancho [véase la figura 6.14(a)];; − una chapa tipo arandela [véase la figgura 6.14(b)]; − algún otro elemento embebido en ell hormigón adecuado para distribuir la carga; − alguna otra fijación que haya sido adecuadamente a ensayada y aprobada. (5) Cuando los pernos estén provistos de un gancho, la longitud de anclaje debería ser tal que se s evitara el fallo de adherencia previo a la plastificación del d perno. La longitud de anclaje debería calcularse de acuerdo a la Norma EN 1992-1-1. Este tipo de anclaje noo debería utilizarse con tornillos con un límite de ellástico fyb mayor de 300 N/mm2. (6) Cuando los pernos de anclaje estén proovistos de una chapa tipo arandela o algún otro elementoo para la distribución de carga, no se debería tener en cuentta la contribución de la adherencia. El esfuerzo total debería d transmitirse a través del dispositivo de distribución dee carga.
1 2 3
(a) Gancho
Placa base Mortero Cimentación de hoormigón
(b) Chapa tipo arandela
Figura 6.14 6 − Fijación de los pernos de anclaje
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6.2.7 Resistencia de cálculo a flexión de uniones viga-pilar y de empalmes 6.2.7.1
Generalidades
(1) El valor de cálculo del momento flector aplicado Mj,Ed debería satisfacer:
M j , Ed M j , Rd (2)
≤ 1, 0
... (6.23)
Los métodos dados en el apartado 6.2.7 para determinar el valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión, Mj,Rd, no tienen en cuenta ningún esfuerzo axil coexistente, NEd, en el elemento conectado. Por lo tanto, no deberían ser utilizados si el esfuerzo axil en el elemento conectado supera el 5% de la resistencia plástica de cálculo Npℓ,Rd de su sección transversal.
(3) Si el esfuerzo axil NEd en la viga conectada supera el 5% de la resistencia de cálculo, Npℓ,Rd, puede emplearse el siguiente método conservador: M j , Ed M j , Rd
+
N j , Ed N j , Rd
≤ 1, 0
... (6.24)
donde Mj.Rd es el valor de cálculo del momento resistente a flexión de la unión, suponiendo que no actúa ningún esfuerzo axil; Nj.Rd
es el esfuerzo axil resistente de cálculo de la unión, suponiendo que no existe ningún momento aplicado.
(4) El valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión soldada debería determinarse como se indica en la figura 6.15(a). (5) El valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión atornillada con una chapa frontal no extrendida que tiene sólo una fila de tornillos a tracción (o en la que sólo se considera una fila de tornillos a tracción, véase el punto (6) del apartado 6.2.3) debería determinarse como se indica en la figura 6.15(c). (6) El valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión atornillada con casquillos de angular en las alas debería determinarse como se indica en la figura 6.15(b). (7) El valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión atornillada con chapa frontal con más de una fila de tornillos a tracción debería determinarse generalmente como se especifica en el apartado 6.2.7.2. (8) A modo de simplificación conservadora, el valor de cálculo del momento resistente a flexión de una unión con chapa frontal extendida con sólo dos filas de tornillos a tracción puede aproximarse como se indica en la figura 6.16, siempre que la resistencia total de cálculo FRd no supere 3,8Ft,Rd , donde Ft,Rd se da en la tabla 6.2. En este caso toda la región a tracción de la chapa frontal puede tratarse como un único componente básico. Siempre que las dos filas de tornillos sean aproximadamente equidistantes a ambos lados del ala de la viga, esta parte de la chapa frontal puede tratarse como un casquillo en T para determinar fuerza de la fila de tornillos F1,Rd . El valor de F2,Rd puede asumirse entonces igual a F1,Rd, por lo que FRd puede tomarse igual a 2F1,Rd . (9) El centro de compresión debería tomarse como el centro del bloque de tensión de los esfuerzos de compresión. A modo de simplificación, el centro de compresión puede tomarse como se muestra en la figura 6.15. (10) Un empalme en un elemento o parte sometida a tracción debería diseñarse para transmitir todos los momentos y fuerzas a los cuales está sometido el elemento o la parte en ese punto. (11) Los empalmes deberían diseñarse para mantener los elementos conectados en su posición. No se puede confiar a las fuerzas de rozamiento el mantenimiento de los elementos en su posición en el caso de empalmes. (12) Cuando sea posible, los elementos deberían disponerse de modo que el centro de gravedad del material empleado para el empalme coincida con el centro de gravedad del elemento. Si existe excentricidad, entonces las fuerzas resultantes deberían tenerse en cuenta.
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Tipo de conexión a) Conexión soldada
Centro de compresión En línea con el mi-espesor del sem alaa de compresión
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Brazo de palanca
Distribucioones de esfuerzos
z = h - tfb h tfb
es el canto de la viga conectada es el espesor del ala de la viga
b) Conexión atornillada con casqui- En línea con el llos de angular en las alas sem mi-espesor del laddo del casquillo de angular en el ala de compresión
Distancia desde el centro de compresión a la fila de tornillos en tracción
c) Conexión atornillada con chapa En línea con el frontal con fila única de tornillos sem mi espesor del activa en tracción alaa de compresión
Distancia desde el centro de compresión a la fila de tornillos a tracción
d) Conexión atornillada con chapa En línea con el frontal extendida con dos filas de sem mi-espesor del tornillos activas en tracción alaa de compresión
De forma conservadora z puede tomarse como la distancia desde el centro de compresión al punto intermedio entre las dos filas de tornillos
e) Otras conexiones atornilladas con En línea con el chapas frontales con dos o más sem mi-espesor del filas de tornillos a tracción alaa de compresión
Es posible obtener un valor aproximado tomando la distancia desde el centro de compresión al punto intermedio entre las dos filas de tornillos a tracción más lejanas
Puede determ minarse un valor más preciso tomando t el brazo de palanca z igual a zeq obtenido utilizando el método dado en el apartado 6.3.3.1
Figura 6.15 − Centro de compresión, brazo de palanca z y distribución de fuerrzas para obtener el valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd
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Figura 6.16 − Modelos simplificaados para uniones atornilladas con chapas frontales extendidas e (13) Cuando los elementos no estén preparrados para transmitir los esfuerzos por contacto, el material m del empalme debería estar preparado para transmitirr las fuerzas y momentos internos del elemento en la seección del empalme, incluyendo los momentos debidos a la excentricidad aplicada, a las imperfecciones iniciales y a las deformaciones de segundo orden. Las fuerzas y momentos internos deberían tomarse tales que no sean inferriores a un momento igual al 25% de la capacidad a momentto de la sección más débil alrededor de ambos ejes, y a un esfuerzo cortante en las direcciones de ambos ejes igual al a 2,5% de la capacidad a esfuerzo normal de la sección más débil. (14) Cuando los elementos estén preparadoss para transmitir los esfuerzos por contacto, el material del d empalme debería estar preparado para transmitir, al menoos, el 25% de la máxima fuerza de compresión en el pilaar. (15) La alineación de los extremos enfrentaados de los elementos sometidos a compresión debería mantenerse m mediante platabandas, cubrejuntas u otros medioos. El material del empalme y sus elementos de fijacióón deberían estar dimensionados para soportar las fuerzas en los extremos enfrentados, actuando en cualquier direección perpendicular al eje del elemento. En el diseño de em mpalmes los efectos de segundo orden también deberían tenerse t en cuenta. t deberían cumplir lo siguiente: (16) Los empalmes en elementos a flexión también a) Las alas en compresión deberían traatarse como elementos a compresión; b) Las alas en tracción deberían tratarsse como elementos a tracción; c) Las partes solicitadas a cortante deberían d estar diseñadas para transmitir los siguientes efectos actuando de forma conjunta: − el esfuerzo cortante en el empalm me; − el momento resultante de la excentricidad, e si existe, entre los centros de gravedaad de los grupos de elementos de fijación a ambos laados del empalme; − la proporción de momento, defoormación o rotaciones soportadas por el alma o parte, inddependientemente de cualquier distribución de tensionnes hacia partes adyacentes asumida en el diseño del elem mento o de la parte.
6.2.7.2
Uniones viga-pilar con conexionees de chapas frontales atornilladas
(1) El valor de cálculo del momento resisstente a flexión Mj,Rd de una unión viga-pilar con unaa conexión de chapa frontal atornillada puede determinarse a partir de:
M j,Rd =
Σr hr Ftr ,Rd
donde Ftr,Rd
es la resistencia de cálculo a trracción eficaz de la fila de tornillos r;
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hr
es la distancia desde la fila de tornillos r al centro de compresión;
r
es el número de la fila de tornillos.
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NOTA En una unión atornillada con más de una fila de tornillos a tracción, las filas de tornillos se numeran empezando por la fila de tornillos más alejada del centro de compresión.
(2) Para conexiones con chapa frontal atornillada, debería adoptarse la hipótesis de que el centro de compresión está en línea con el centro de compresión del ala del elemento conectado. (3) La resistencia de cálculo a tracción eficaz Ftr,Rd para cada fila de tornillos debería determinarse secuencialmente, empezando por la fila de tornillos 1, la fila de tornillos más alejada del centro de compresión, luego siguiendo con la fila de tornillos 2, etc. (4) Al determinar la resistencia de cálculo a tracción eficaz Ftr,Rd para la fila de tornillos r debería ignorarse la resistencia de cálculo a tracción eficaz del resto de filas de tornillos más cercanas al centro de compresión. (5) La resistencia de cálculo a tracción eficaz Ftr,Rd de la fila de tornillos r, debería tomarse como su resistencia de cálculo a tracción Ft,Rd, como fila de tornillos individual, determinada según el punto (6) del apartado 6.2.7.2, reducida si fuera necesario para satisfacer las condiciones especificadas en los puntos (7), (8) y (9) del apartado 6.2.7.2. (6) La resistencia de cálculo a tracción eficaz Ftr,Rd de la fila de tornillos r, como fila de tornillos individual, debería tomarse como el menor valor de la resistencia de cálculo a tracción para una fila de tornillos individual de los siguientes componentes básicos: − alma del pilar en tracción
Ft,wc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.3;
− ala del pilar en flexión
Ft,fc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.4;
− chapa frontal en flexión
Ft,ep,Rd
− véase el apartado 6.2.6.5;
− alma de la viga en tracción
Ft,wb,Rd
− véase el apartado 6.2.6.8.
(7) La resistencia de cálculo a tracción eficaz Ftr,Rd de la fila de tornillos r, debería, si fuera necesario, reducirse por debajo del valor de Ft,Rd para asegurar que, cuando se tienen en cuenta todas las filas de tornillos precedentes, incluyendo la fila de tornillos r se cumplen las siguientes condiciones: − la resistencia, de cálculo total ∑Ft,Rd ≤ Vwp,Rd /β - con β según el punto (7) del apartado 5.3
− véase el apartado 6.2.6.1;
− la resistencia de cálculo total ∑Ft,Rd no supera el menor de: − la resistencia de cálculo del alma del pilar en compresión Fc,wc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.2;
− la resistencia de cálculo del ala y el alma de la viga en compresión Fc, fb,Rd − véase el apartado 6.2.6.7. (8) La resistencia de cálculo a tracción eficaz Ftr,Rd de la fila de tornillos r, debería, si fuera necesario, reducirse por debajo del valor de Ft,Rd, para asegurar que la suma de las resistencias de cálculo de las filas de tornillos precedentes incluyendo la fila de tornillos r, que forma parte del mismo grupo de filas de tornillos, no supera la resistencia de cálculo de dicho grupo en conjunto. Esto debería comprobarse para los siguientes componentes básicos: − el alma del pilar en tracción
Ft,wc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.3;
− el ala del pilar en flexión
Ft,fc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.4;
− la chapa frontal en flexión
Ft,ep,Rd
− véase el apartado 6.2.6.5;
− el alma de la viga en tracción
Ft,wb,Rd
− véase el apartado 6.2.6.8.
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(9) Cuando la resistencia de cálculo a traccción eficaz Ftx,Rd de una de las filas de tornillos precedenntes x sea mayor que 1,9 Ft,Rd , entonces la resistencia de cáálculo a tracción eficaz Ftr,Rd para la fila de tornillos r debería reducirse, si fuera necesario, para asegurar que: Ftr,Rd ≤ Ftx,Rd hr / hx
... (6.26)
donde hx
es la distancia de la fila de tornilllos x al centro de compresión;
x
es la fila de tornillos más alejadda del centro de compresión que tiene una resistencia de d cálculo a tracción mayor que 1,9 Ft,Rd .
NOTA El anexo nacional puede proporcionar más m información sobre el uso de la ecuación (6.26).
(10) El método descrito en los puntos (1) a (9) del apartado 6.2.7.2 puede aplicarse a un empalmee de viga atornillado con chapa frontal soldada, véase la figuura 6.17, omitiendo los aspectos relativos al pilar.
Figura 6.17 − Empalmees atornillados de vigas con chapas frontales soldadas 6.2.8 Resistencia de cálculo de apoyos dee pilares con placas base 6.2.8.1
Generalidades
(1) Los apoyos de los pilares deberían teener tamaño, rigidez y resistencia suficientes para trannsmitir los esfuerzos axiles, los momentos flectores y los essfuerzos cortantes de los pilares a la cimentación u otroos apoyos sin superar la capacidad portante de estos apoyos. (2) La resistencia de cálculo a aplastamiennto entre la placa base y su apoyo puede determinarse sobre la hipótesis de una distribución uniforme de los esffuerzos de compresión sobre el área de apoyo. Parra cimentaciones de hormigón, la resistencia a aplastamientto no debería superar la resistencia de cálculo a aplastam miento, fjd, dada en el punto (7) del apartado 6.2.5. (3) Para un apoyo de pilar sometido a esfuerzo axil y momento flector combinados, las fuerzas enttre la placa base y su apoyo pueden adoptar una de las distribbuciones siguientes dependiendo de la magnitud relativva del esfuerzo axil y el momento flector aplicados: − En el caso de una fuerza de compreesión dominante, puede desarrollarse una compresión completa bajo las dos alas del pilar como se muestra en laa figura 6.18(a). − En el caso de una fuerza de tracciión dominante, puede desarrollarse una tracción complleta bajo ambas alas como se muestra en la figura 6.18(bb). − En el caso de un momento flector dominante, puede desarrollarse compresión bajo un alaa del pilar y tracción bajo el otro ala como se muestra en la figura 6.18(c) y en la figura 6.18(d).
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(4) Las placas base deberían diseñarse utiliizando los métodos apropiados dados en los apartados 6.2.8.2 6 y 6.2.8.3. (5) Debería emplearse uno de los siguientees métodos para resistir el esfuerzo cortante entre la placca base y su apoyo: − Resistencia de cálculo a rozamientto en la unión entre la placa base y su apoyo sumadaa a la resistencia de cálculo a cortante de los pernos de anclaje. a − Resistencia de cálculo a cortante dee la parte circundante de la cimentación. Si se emplean pernos de anclaje paraa resistir los esfuerzos cortantes entre la placa base y su apoyo, también debería comprobarse la rotura del homiigón a aplastamiento, según la Norma EN 1992. Donde los métodos anteriores sean innadecuados, deberían emplearse elementos especiales tales como tacos o barras conectoras para transmitir los esfuerzos cortantes entre la placa base y su apoyo.
a) Conexión de apoyo del pilar enn caso de una fuerza normal de compresión dominante d
b) Conexión de apoyo del piilar en caso de una fuerza normal de traccióón dominante
c) Conexión de apoyo del pilar enn caso de un momento flector dominaante
d) Conexión de apoyo del piilar en caso de un momento flector dominante
Figura 6.18 − Determinación del d brazo de palanca z para conexiones de apoyos de pilares 6.2.8.2
Apoyos de pilares sometidos excllusivamente a esfuerzos axiles
(1) La resistencia de cálculo, Nj,Rd ,de unaa placa base de pilar simétrica sometida a una fuerza axial de compresión aplicada de forma concéntrica puede determinarse d sumando la resistencia de cálculo individdual FC,Rd de los tres casquillos en T mostrados en la figura 6.19 (dos casquillos en T bajo las alas del pilar y un caasquillo en T bajo el alma del pilar) Los tres casquillos en T no deberían superponerse, véase la figura 6.19. La resistencia de cálculo de cada uno de estos casquillos en T deberría calcularse utilizando el método dado en el apartado 6.2.5. 6 1 Casquillo en T 1 2 Casquillo en T 2 3 Casquillo en T 3 2 1
3
Figura 6.19 6 − Casquillos en T no superpuestos
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6.2.8.3
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Apoyos de pilares sometidos a esfuerzos axiles y momentos flectores
(1) El valor de cálculo del momento resistente a flexión, Mj,Rd, de un apoyo de pilar sometido a esfuerzo axil y momento flector combinados debería determinarse utilizando el método dado en la tabla 6.7, donde se omite la contribución de la porción de hormigón justo bajo el alma del pilar (casquillo en T 2 de la figura 6.19) a la capacidad de compresión. En este método se emplean los siguientes parámetros:
− FT,l,Rd es la resistencia de cálculo a tracción de la parte izquierda de la unión
− véase el punto (2) del apartado 6.2.8.3.
− FT,r,Rd es la resistencia de cálculo a tracción de la parte derecha de la unión
− véase el punto (3) del apartado 6.2.8.3.
− FC,l,Rd es la resistencia de cálculo a compresión de la parte izquierda de la unión
− véase el punto (4) del apartado 6.2.8.3.
− FC,r,Rd es la resistencia de cálculo a compresión de la parte derecha de la unión
− véase el punto (5) del apartado 6.2.8.3 (5)
(2) La resistencia de cálculo a tracción, FT,l,Rd, de la parte izquierda de la unión debería tomarse como el menor valor de la resistencia de cálculo de los siguientes componentes básicos: − el alma a tracción del pilar bajo el ala izquierda del pilar Ft,wc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.3;
− la placa base en flexión bajo el ala izquierda del pilar Ft,pl,Rd
− véase el apartado 6.2.6.11.
(3) La resistencia de cálculo a tracción, FT,r,Rd, de la parte derecha de la unión debería tomarse como el menor valor de la resistencia de cálculo de los siguientes componentes básicos: − el alma a tracción del pilar bajo el ala derecha del pilar Ft,wc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.3;
− la placa base en flexión bajo el ala derecha del pilar Ft,pl,Rd
− véase el apartado 6.2.6.11.
(4) La resistencia de cálculo a compresión, FC,l,Rd, de la parte izquierda de la unión debería tomarse como el menor valor de la resistencia de cálculo de los siguientes componentes básicos: − el hormigón a compresión bajo el ala izquierda del pilar Fc,pl,Rd
− véase el apartado 6.2.6.9;
− el ala izquierda y el alma en compresión del pilar Fc,fc,Rd
− véase el apartado 6.2.6.7.
(5) La resistencia de cálculo a compresión, FC,r,Rd, de la parte derecha de la unión debería tomarse como el menor valor de la resistencia de cálculo de los siguientes componentes básicos: − véase el apartado 6.2.6.9; − el hormigón a compresión bajo el ala derecha del pilar Fc,pl,Rd − véase el apartado 6.2.6.7. − el ala derecha y el alma en compresión del pilar Fc,fc,Rd (6) Para el cálculo de zT,l, zC,l, zT,r, zC,r véase el apartado 6.2.8.1.
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Tabla 6.7 − Valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd de apoyos de pilares
Acciones Parte izquierda a tracción Parte derecha a compresión
Brazo de palanca z z = zT,l + zC,r
Valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd NEd > 0 y e > zT,l El menor de
Parte izquierda a tracción Parte derecha a tracción
z = zT,l + zT,r
z = zC,l + zT,r
z = zC,l + zC,r
− FC , r , Rd z zT ,1 / e − 1
NEd > 0 y -zT,r < e ≤ 0
El menor de FT ,1, Rd z
El menor de FT ,1, Rd z FT ,1, Rd z y zT , r / e + 1 zT ,1 / e − 1
FT ,r , Rd z
y
zT ,1 / e − 1
NEd > 0 y e ≤ -zT,r El menor de
Parte izquierda a compresión Parte derecha a compresión
y
NEd > 0 y 0 < e < zT,l
zT , r / e + 1
Parte izquierda a compresión Parte derecha a tracción
FT ,1, Rd z zC ,r / e + 1
NEd ≤ 0 y e ≤ -zC,r
− FC ,1, Rd z zT , r / e + 1
NEd ≤ 0 y e > zC,l y
FT ,r , Rd z zC ,1 / e − 1
NEd ≤ 0 y 0 < e < zC,l
NEd ≤ 0 y -zC,r < e ≤ 0
El menor de − FC ,1, Rd z
− FC , r , Rd z
El menor de − FC ,1, Rd z
zC ,1 / e − 1
zC , r / e + 1
zC , r / e + 1
y
y
− FC , r , Rd z zC ,1 / e − 1
MEd > 0 es en el sentido de las agujas del reloj, NEd > 0 es tracción M M e = Ed = Rd N Ed N Rd
6.3 Rigidez rotacional 6.3.1 Modelo básico
(1) La rigidez rotacional de una unión debería determinarse a partir de las flexibilidades de sus componentes básicos, representados por un coeficiente de rigidez elástica, ki, obtenido según el apartado 6.3.2. NOTA Estos coeficientes de rigidez elástica son para aplicación general.
(2) Para una unión atornillada con chapa frontal con más de una fila de tornillos a tracción, los coeficientes de rigidez ki para los componentes básicos deberían combinarse. Para uniones viga-pilar y empalmes de vigas se da un método en el apartado 6.3.3, y para apoyos de pilares se da un método en el apartado 6.3.4. (3) En una unión atornillada con chapa frontal con más de una fila de tornillos a tracción, y como simplificación puede despreciarse la contribución de cualquier fila de tornillos, siempre que se desprecien también las contribuciones del resto de filas de tornillos más cercanas al centro de compresión. El número de filas de tornillos consideradas no tiene que ser necesariamente el mismo que para la determinación del valor de cálculo del momento resistente a flexión.
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(4) Siempre que el esfuerzo axil NEd en el elemento conectado no supere el 5% de la resistencia de cálculo Npℓ,Rd de su sección transversal, la rigidez rotacional, Sj, de una unión viga-pilar o empalme de viga, para un momento Mj,Ed menor que el valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd de la unión, puede obtenerse con precisión suficiente a partir de:
Sj =
Ez 2
μ
i
... (6.27)
1 ki
donde ki
es el coeficiente de rigidez, para el componente básico i;
z
es el brazo de palanca, véase el apartado 6.2.7;
μ
es la relación de rigidez Sj,ini / Sj , véase el punto (6) del apartado 6.3.1.
NOTA La rigidez rotacional inicial, Sj,ini, de la unión viene dada por la expresión (6.27) con μ = 1,0.
(5) La rigidez rotacional, Sj, de un apoyo de pilar, para un momento Mj,Ed menor que el valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd de la unión, puede obtenerse con suficiente precisión del apartado 6.3.4. (6) La relación de rigidez, μ, debería determinarse a partir de lo siguiente: − si Mj,Ed ≤ 2/3 Mj,Rd : μ=1
... (6.28a)
− si 2/3 Mj,Rd < Mj,Ed ≤ Mj,Rd :
μ = (1,5M j , Ed / M j , Rd )ψ
... (6.28b)
donde el coeficiente ψ se obtiene de la tabla 6.8. Tabla 6.8 − Valor del coeficiente ψ
Tipo de conexión
ψ
Soldada
2,7
Atornillada con chapa frontal
2,7
Atornillada con casquillos de angular en las alas
3,1
Conexiones de placas base
2,7
(7) Los componentes básicos que deberían tenerse en cuenta al calcular la rigidez de una unión soldada viga-pilar y una unión atornillada con casquillos de angular en las alas se dan en la tabla 6.9. De forma similar, los componentes básicos de una conexión atornillada con chapa frontal y con placa base se dan en la tabla 6.10. En ambas tablas los coeficientes de rigidez, ki ,para los componentes básicos se encuentran definidos en la tabla 6.11. (8) Para uniones viga-pilar con chapa frontal debería emplearse el siguiente procedimiento para obtener la rigidez de la unión. El coeficiente de rigidez equivalente, keq, y el brazo de palanca equivalente, zeq, de la unión debería obtenerse a partir del apartado 6.3.3. La rigidez de la unión debería entonces obtenerse a partir del punto (4) del apartado 6.3.1, basada en los coeficientes de rigidez, keq (para la unión), k1 (para el alma a cortante del pilar), y con el brazo de palanca, z, tomado igual al brazo de palanca equivalente de la unión, zeq.
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Tabla 6.9 − Uniones con conexiones soldadas o conexiones atornilladas con casquillos de angular en las alas
Unión viga-pilar con conexiones soldadas
Coeficientes de rigidez ki a considerar
A un sólo lado
k1; k2; k3
A ambos lados – Momentos iguales y opuestos
k2; k3
A ambos lados – Momentos desiguales
k1; k2; k3
Unión viga-pilar con conexiones atornilladas con casquillos de angular en las alas
Coeficientes de rigidez ki a considerar
A un sólo lado
k1; k2; k3; k4; k6; k10; k11 *); k12 **)
A ambos lados – Momentos iguales y opuestos
k2; k3; k4; k6; k10; k11 *); k12 **)
A ambos lados – Momentos desiguales
k1; k2; k3; k4; k6; k10; k11 *); k12 **) *)
Dos coeficientes k11, uno para cada ala.
**) Cuatro coeficientes k12, uno para cada ala y uno para cada casquillo de angular.
Momentos iguales y opuestos
Momentos desiguales
Tabla 6.10 − Uniones de conexiones atornilladas con chapas frontales y conexiones con placas base
Unión viga-pilar de conexiones atornilladas con chapas frontales A un sólo lado A ambos lados – Momentos iguales y opuestos A ambos lados – Momentos desiguales Empalme de viga con chapas frontales atornilladas A ambos lados – Momentos iguales y opuestos Conexiones de placas base
Conexiones de placas base
Número de filas de tornillos a tracción
Coeficientes de rigidez ki a considerar
Una
k1; k2; k3; k4; k5; k10
Dos o más
k1; k2; keq
Una
k2; k3; k4; k5; k10
Dos o más
k2; keq
Una
k1; k2; k3; k4; k5; k10
Dos o más
k1; k2; keq
Número de filas de tornillos a tracción
Coeficientes de rigidez ki a considerar
Una
k5 [izquierda]; k5 [derecha]; k10
Dos o más
keq
Número de filas de tornillos a Coeficientes de rigidez ki a tracción considerar Una
k13; k15; k16
Dos o más
k13; k15 y k16 para cada fila de tornillos
6.3.2 Coeficientes de rigidez para componentes básicos de la unión
(1) Los coeficientes de rigidez para componentes básicos de la unión deberían determinarse utilizando las expresiones dadas en la tabla 6.11.
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Tabla 6.11 − Coeficientes de rigidez para componentes básicos de la unión
Componente
Coeficiente de rigidez ki
Alma del pilar a Sin rigidizar, unión a un sólo lado o unión a ambos rigidizada cortante lados con cantos de vigas similares k1 =
0,38 AVC βz
z β
k1 = ∞
es el brazo de palanca según la figura 6.15; es el parámetro de transformación según el punto (7) del apartado 5.3.
Alma del pilar a sin rigidizar compresión 0, 7 beff ,c, wc twc k2 = dc beff,c,wc
Rigidizada k2 = ∞
es la anchura eficaz según el apartado 6.2.6.2
Alma del pilar a conexión atornillada rigidizada o no con una sola fila de conexión soldada rigidizada tracción tornillos a tracción o conexiones soldadas sin rigidizar k3 =
0, 7beff ,t , wc twc dc
beff,t,wc
k3 = ∞
es la anchura eficaz del alma del pilar a tracción según el apartado 6.2.6.3. Para una unión con una sola fila de tornillos a tracción, beff,t,wc debería tomarse igual a la menor de las longitudes eficaces ℓeff (individualmente o como parte de un grupo de filas de tornillos) dadas para la fila de tornillos en la tabla 6.4 (para un ala sin rigidizar de pilar) o en la tabla 6.5 (para un ala rigidizada de pilar).
Ala del pilar en 0,9l eff t fc3 flexión k4 = m3 (para una sola fila de tornillos a ℓeff es la menor de las longitudes eficaces (individualmente o como parte de un grupo de tracción) tornillos) para la fila de tornillos dada en la tabla 6.4 para un ala de pilar sin ridigizar o en la tabla 6.5 para un ala de pilar rigidizada; m
es como se define en la figura 6.8.
Chapa frontal 0,9l eff t p 3 en flexión k5 = m3 (para una sola fila de tornillos a ℓeff es la menor de las longitudes eficaces (individualmente o como parte de un grupo de filas tracción) de tornillos) dadas para la fila de tornillos en la tabla 6.6; m
Casquillo de angular del ala en flexión
k6 =
se define de forma general en la figura 6.11, pero para una fila de tornillos situada en la parte extendida de una chapa frontal extendida m = mx , donde mx es como se define en la figura 6.10. 0,9l eff ta 3 m3
ℓeff
es la longitud eficaz del casquillo de angular del ala según la figura 6.12;
m
es como se define en la figura 6.13.
Tornillos a k10 = 1, 6 As / Lb pretensados o no pretensados tracción Lb es la longitud de alargamiento del tornillo, tomada igual a la longitud de agarre (espesor total del ma(para una sola terial y las arandelas), más la semisuma de la altura de la cabeza del tornillo y la altura de la tuerca. fila de tornillos)
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Componente
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Coeficiente de rigidez ki
Tornillos a cortante
pretensados*)
no pretensados k11 ( o k17 ) =
16nb d 2 fub Ed M 16
k11 = ∞
dM16 es el diámetro nominal de un tornillo M16; nb
es el número de filas de tornillos a cortante. pretensados*)
Tornillos a no pretensados aplastamiento 24nb kb kt d fu (para cada com- k12 ( o k18 ) = E ponente j sobre el que se aplas- kb = kb1 ten los tornillos) pero kb ≤ kb2 kb1= 0,25 eb / d + 0,5 pero kb1 ≤ 1,25 kb2= 0,25 pb / d + 0,375 pero kb2 ≤1,25 kt = 1,5 tj / dM16 pero kt ≤ 2,5 Hormigón a compresión (incluyendo el mortero)
k13 =
k12 = ∞ eb
es la distancia desde la fila de tornillos hasta el borde libre de la chapa en la dirección de transferencia de la carga;
fu
es la resistencia última de cálculo del acero contra el que se aplasta el tornillo;
pb es la separación de las filas de tornillos en la dirección de transferencia de la carga; tj
es el espesor de ese componente.
Ec beff leff 1, 275 E
beff es la anchura eficaz del ala del casquillo en T equivalente, véase el punto (3) del apartado 6.2.5; ℓeff es la longitud eficaz del ala del casquillo en T equivalente, véase el punto (3) del apartado 6.2.5.
Placa en flexión k14 = ∞ bajo compresión Este coeficiente ya se ha considerado en el cálculo del coeficiente de rigidez k 13 Placa base en con fuerzas de palanca**) sin fuerzas de palanca**) flexión bajo 0,85l eff t p 3 0, 425l eff t p3 tracción k15 = k15 = (para una sola m3 m3 fila de tornillos a ℓeff es la longitud eficaz del ala del casquillo en T, véase el punto (3) del apartado 6.2.5; tracción) tp es el espesor de la placa base; m Pernos de anclaje a tracción
es la distancia según la figura 6.8.
con fuerzas de palanca **)
sin fuerzas de palanca **)
k16 = 1, 6 As / Lb
k16 = 2, 0 As / Lb
Lb
es la longitud de alargamiento del perno de anclaje, tomada igual a la suma de 8 veces el diámetro nominal del tornillo, la capa de mortero, el espesor de la placa, la arandela y la mitad de la altura de la tuerca.
*)
Siempre que los tornillos hayan sido diseñados para no llegar a pasar a trabajar por aplastamiento al nivel de carga correspondiente.
**)
Pueden desarrollarse fuerzas de palanca, si Lb ≤
3
8, 8m As l eff t
3
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NOTA 1 Al calcular beff y ℓeff la distancia c debería tomarse como 1,25 veces el espesor de la placa base. NOTA 2 Debería adoptarse la hipótesis de que las chapas de refuerzo no afectan a la rigidez rotacional Sj de la unión. NOTA 3 Para soldaduras (k19) el coeficiente de rigidez debería tomarse igual a infinito. Este componente no necesita tomarse en consideración al calcular la rigidez rotacional Sj . NOTA 4 Para el ala y alma de viga a compresión (k7), alma de viga a tracción (k8), chapa en tracción o compresión (k9), vigas acarteladas (k20), los coeficientes de rigidez deberían considerarse iguales a infinito. Estos componentes no necesitan tomarse en consideración al calcular la rigidez rotacional Sj . NOTA 5 Cuando se emplee una chapa de refuerzo de alma, los coeficientes de rigidez para los componentes básicos correspondientes de la unión, k1 a k3, deberían aumentarse como sigue:
−
k1 para el alma del pilar a cortante debería basarse en el área a cortante aumentada Avc según el punto (6) del apartado 6.2.6.1;
−
k2 para el alma del pilar a compresión debería basarse en el espesor eficaz del alma según el punto (6) del apartado 6.2.6.2;
−
k3 para el alma del pilar a tracción, debería basarse en el espesor eficaz del alma según el punto (8) del apartado 6.2.6.3.
6.3.3 Uniones con chapas frontales con dos o más filas de tornillos a tracción 6.3.3.1
Método general
(1) Para uniones con chapas frontales con dos o más filas de tornillos a tracción, los componentes básicos relacionados con todas estas filas de tornillos deberían estar representados por un sólo coeficiente de rigidez equivalente, keq, determinado a partir de:
keff ,r hr
keq = r
zeq
... (6.29)
donde hr
es la distancia entre la fila de tornillos r y el centro de compresión;
keff,r
es el coeficiente de rigidez efectivo para la fila de tornillos r considerando los coeficientes de rigidez ki para los componentes básicos enumerados en los puntos (4) o (5) del apartado 6.3.3.1 según corresponda;
zeq
es el brazo de palanca equivalente, véase el punto (3) del apartado 6.3.3.1.
(2) El coeficiente de rigidez efectivo, keff,r, para la fila de tornillos r debería determinarse a partir de: keff ,r =
1
i
1 ki ,r
... (6.30)
donde ki,r
es el coeficiente de rigidez que representa el componente i relativo a la fila de tornillos r.
(3) El brazo de palanca equivalente zeq debería determinarse a partir de:
keff ,r hr2 zeq = r keff ,r hr r
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... (6.31)
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(4) En el caso de una unión viga-pilar coon una conexión con chapa frontal, keq debería basarsee en (y sustituir) los coeficientes de rigidez ki para: − el alma del pilar a tracción (k3); − el ala del pilar en flexión (k4); − la chapa frontal en flexión (k5); − los tornillos a tracción (k10). (5) En el caso de un empalme de viga con c chapas frontales atornilladas, keq debería basarse en (y sustituir) los coeficientes de rigidez ki para: − las chapas frontales en flexión (k5); − los tornillos a tracción (k10).
6.3.3.2
Método simplificado para chapas frontales extendidas con dos filas de tornillos a traccción
(1) Para conexiones de chapas frontales exxtendidas con dos filas de tornillos a tracción, (una en la l parte extendida de la chapa frontal y otra entre las alas de d la viga, véase la figura 6.20), puede emplearse un conjunto de valores modificados para los coeficientes dee rigidez de los componentes básicos correspondienttes para permitir la contribución combinada de ambas filass de tornillos. Cada uno de estos valores modificados deebería tomarse como el doble del valor correspondiente a unaa sola fila de tornillos en la parte extendida de la chapa frontal. NOTA Esta aproximación conduce a una estimaación ligeramente más baja de la rigidez rotacional.
(2) Cuando se utilice este método simplificcado, el brazo de palanca z debería tomarse igual a la diistancia desde el centro de compresión a un punto intermediio entre las dos filas de tornillos sometidas a tracción, vééase la figura 6.20.
Figura 6.20 − Brrazo de palanca z para el método simplificado 6.3.4 Apoyos de pilares (1) La rigidez rotacional, Sj ,de un apoyo de pilar sometido a esfuerzo axial y momento flector combinados debería calcularse utilizando el método dado enn la tabla 6.12. Este método utiliza los siguientes coeficiientes de rigidez: kT,l es el coeficiente de rigidez a tracciión del lado izquierdo de la unión y su inversa debería tom marse igual a la suma de los coeficientes de rigidez k15 y k16 (dados en la tabla 6.11) que actúan en el lado izquierddo de la unión. marse igual a la suma kT,r es el coeficiente de rigidez a tracciión del lado derecho de la unión y su inversa debería tom de los coeficientes de rigidez k15 y k16 (dados en la tabla 6.11) que actúan en el lado derechoo de la unión. kC,l es el coeficiente de rigidez a comppresión del lado izquierdo de la unión y debería tomarsee igual al coeficiente de rigidez k13 (dado en la tabla 6.111) que actúa en el lado izquierdo de la unión. kC,r es el coeficiente de rigidez a com mpresión del lado derecho de la unión y debería tomarsee igual al coeficiente de rigidez k13 (dado en la tabla 6.111) que actúa en el lado derecho de la unión.
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(2) Para el cálculo de zT,l, zC,l, zT,r, zC,r vease el apartado 6.2.8.1. Tabla 6.12 − Rigidez rotacional Sj de los apoyos de pilares
Acciones
Brazo de palanca z
Lado izquierdo a tracción Lado derecho a compresión
z = zT,l + zC,r
Lado izquierdo a tracción Lado derecho a tracción
z = zT,l + zT,r
Lado izquierdo a compresión Lado derecho a tracción
z = zC,l + zT,r
Lado izquierdo a compresión Lado derecho a compresión
z = zC,l + zC,r
Rigidez rotacional Sj,ini NEd > 0 y e > zT,l
NEd ≤ 0 y e ≤ -zC,r
zC ,r kC ,r − zT ,1kT ,1 E z2 e donde ek = μ (1/ kT ,1 + 1/ kC ,r ) e + ek kT ,1 + kC ,r
NEd > 0 y 0 < e < zT,l
NEd > 0 y -zT,r < e ≤ 0
zT ,r kT ,r − zT ,1kT ,1 Ez 2 e donde ek = μ (1/ kT ,1 + 1/ kT ,r ) e + ek kT ,1 + kT ,r
NEd > 0 y e ≤ -zT,r
NEd ≤ 0 y e > zC,l
zT ,r kT ,r − zC ,1kC ,1 Ez 2 e donde ek = μ (1/ kC ,1 + 1/ kT ,r ) e + ek kC ,1 + kT ,r
NEd ≤ 0 y 0 < e < zC,l
NEd ≤ 0 y -zC,r < e ≤ 0
zC ,r kC ,r − zC ,1kC ,1 Ez 2 e donde ek = μ (1/ kC ,1 + 1/ kC ,r ) e + ek kC ,1 + kC ,r
MEd > 0 es en el sentido de las agujas del reloj, NEd > 0 es tracción, μ véase el punto (6) del apartado 6.3.1. M M e = Ed = Rd N Ed N Rd
6.4 Capacidad de rotación 6.4.1 Generalidades
(1)P En el caso de un análisis global rígido plástico, una unión situada en un punto de rótula plástica debe tener suficiente capacidad de rotación. (2) La capacidad de rotación de una unión atornillada o soldada debería determinarse utilizando las disposiciones dadas en los apartados 6.4.2 o 6.4.3. Los métodos de cálculo dados en estos apartados sólo son válidos para tipos de acero S235, S275 y S355 y para uniones en las que el valor de cálculo de la fuerza axial NEd en el elemento conectado no supere el 5% de la resistencia plástica de cálculo, Npℓ,Rd, de su sección transversal. (3) Como alternativa a los apartados 6.4.2 y 6.4.3 no será necesario comprobar la capacidad de rotación de una unión siempre que el valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd de la unión sea al menos 1,2 veces el valor de cálculo del momento resistente plástico Mpl,Rd de la sección transversal del elemento conectado. (4) En los casos no cubiertos por los apartados 6.4.2 y 6.4.3 es posible determinar la capacidad de rotación mediante ensayos según el anexo D de la Norma EN 1990. Alternativamente, pueden emplearse modelos de cálculo apropiados, siempre que estén basados en resultados de ensayos según la Norma EN 1990.
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6.4.2 Uniones atornilladas
(1) En una unión viga-pilar en la que el valor de cálculo del momento resistente a flexión de la unión, Mj,Rd, esté gobernado por la resistencia de cálculo del alma del pilar a cortante, es posible asumir que tiene una capacidad de rotación adecuada para el análisis plástico global, siempre que dwc/tw ≤ 69ε. (2) Puede asumirse que una unión atornillada, tanto con conexión de chapa frontal como de casquillos de angular en las alas, tiene capacidad de rotación suficiente para análisis plástico, siempre que se cumplan las dos condiciones siguientes: a) la resistencia de cálculo a flexión de la unión está gobernado por la resistencia de cálculo de: − el ala del pilar resistente en flexión o; − la chapa frontal de la viga o el casquillo de angular del ala a tracción en flexión.
b) el espesor t del ala del pilar o de la chapa frontal de la viga del casquillo de angular del ala en tracción (no necesariamente el mismo componente básico de (a)) satisface que:
t ≤ 0,36 d fub / f y
... (6.32)
donde d
es el diámetro nominal del tornillo;
fub
es la resistencia última a tracción del material del tornillo;
fy
es el límite elástico del componente básico correspondiente.
(3) Una unión con conexión atornillada cuyo valor de cálculo del momento resistente a flexión Mj,Rd está gobernado por la resistencia de cálculo de sus tornillos a cortante, no se debería considerar con la capacidad de rotación suficiente para el análisis plástico global. 6.4.3 Uniones soldadas
(1) La capacidad de rotación φCd de una conexión soldada viga-pilar puede asumirse como no inferior al valor dado por la siguiente expresión siempre que el alma del pilar esté rigidizada a compresión pero no rigidizada a tracción, y su resistencia de cálculo a flexión no esté gobernada por la resistencia de cálculo a cortante del alma del pilar, véase el punto (1) del apartado 6.4.2: φCd = 0,025 hc / hb
... (6.33)
donde hb
es el canto de la viga;
hc
es el canto del pilar.
(2) Una unión soldada viga-pilar sin rigidizar diseñada conforme a las disposiciones de este capítulo, puede asumirse con una capacidad de rotación φCd de al menos 0,015 radianes.
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7 UNIONES DE PERFILES HUECOS 7.1 Generalidades 7.1.1 Objeto
(1) Este capítulo proporciona reglas detalladas de aplicación para determinar la resistencia de cálculo de uniones planas y espaciales en estructuras en celosía constituidas por perfiles huecos circulares, cuadrados o rectangulares, y de uniones planas en estructuras en celosía constituidas por combinaciones de perfiles huecos con perfiles abiertos, bajo solicitaciones estáticas. (2) Las resistencias de cálculo de las uniones se expresan en términos de resistencia de cálculo ante esfuerzos axiles y/o momentos resistentes a flexión de las diagonales. (3) Estas reglas de aplicación son válidas tanto para los perfiles huecos acabados en caliente conformes con la Norma EN 10210, como para los perfiles huecos conformados en frío según la Norma EN 10219, si las dimensiones de los perfiles huecos estructurales cumplen con los requisitos de este capítulo. (4) Para los perfiles huecos acabados en caliente y para los perfiles huecos conformados en frío el límite elástico nominal del producto final no debería superar los 460 N/mm2. Para productos finales con un límite elástico nominal superior a 355 N/mm2, las resistencias de cálculo estático dadas en este capítulo deberían reducirse mediante un coeficiente de 0,9. (5) El espesor nominal de los perfiles huecos no debería ser inferior a 2,5 mm. (6) El espesor nominal de los perfiles huecos, cuando constituyan el cordón de una celosía, no debería ser superior a 25 mm a menos que se hayan adoptado medidas especiales para asegurar la resistencia transversal del material. (7) Para la evaluación a fatiga véase la Norma EN 1993-1-9. (8) Los tipos de uniones cubiertos por este capítulo se indican en la figura 7.1. 7.1.2 Campo de aplicación
(1) Las reglas de aplicación para las uniones de perfiles huecos sólo pueden utilizarse cuando se cumplan todas las condiciones dadas en los puntos (2) a (8) del apartado 7.1.2. (2) Las secciones de elementos comprimidos deberían cumplir los requisitos para secciones de Clase 1 o Clase 2 ante esfuerzos de compresión pura según la Norma EN 1993-1-1. (3) Los ángulos θi entre los cordones y las diagonales, y entre diagonales adyacentes, deberían cumplir: θi ≥ 30°
(4) Los extremos de los elementos que confluyen en una unión deberían estar preparados de modo que no se modifique la forma de su sección transversal. Las uniones de extremo aplastado y aplastado-cizallado no se incluyen en este capítulo. (5) En uniones con espaciamiento, y con el fin de asegurar una separación suficiente para poder ejecutar correctamente la soldadura, éste no debería ser inferior a (t1 + t2). (6) En uniones con solape, éste debería ser lo suficientemente amplio para asegurar que la transferencia del esfuerzo cortante de una diagonal a la otra es adecuada. En cualquier caso, el solape debería ser de al menos un 25%. Si el solape supera λov,lim = 60% en el caso de que la zona oculta de la diagonal solapada no esté soldada, o λov,lim = 80% en el caso de que la zona oculta de la diagonal solapada esté soldada, o si las diagonales son secciones rectangulares con hi < bi y/o hj < bj, la conexión entre las diagonales y la cara del cordón debería comprobarse a cortante.
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(7) En aquellas uniones cuyas diagonales superpuestas tengan diferentes espesores y/o diferentess límites elásticos, el elemento con menor valor ti fyi deberíaa recubrir al otro elemento. (8) En aquellas uniones cuyas diagonales superpuestas tengan diferentes anchuras, el elemento más m estrecho debería recubrir al más ancho.
Unión en K
Unión en KT
Unión en N
Unión en T
Unión en X
Unión en Y
Unión en DK
Unión en KK
Unión en X
Unión en TT
Unión en DY
Unión en XX
Figura 7.1 − Tipos de uniones en vigas en celosía con perfil hueco
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7.2 Cálculo 7.2.1 Generalidades
(1)P El esfuerzo axil interno que actúa tanto en las diagonales como en los cordones en el estado límite último no debe ser superior a las resistencias de cálculo de los elementos, determinadas conforme a la Norma EN 1993-1-1. (2)P El esfuerzo axil interno que actúa en las diagonales en el estado límite último tampoco debe exceder la resistencia de cálculo de las uniones dadas en los apartados 7.4, 7.5, 7.6 o 7.7 según corresponda. (3) Las tensiones en el cordón, σ0,Ed o σp,Ed, en una unión deberían determinarse de la siguiente manera: σ0,Ed =
σp,Ed =
N 0, Ed A0
N p , Ed A0
+
+
M 0, Ed Wel ,0
M 0, Ed Wel ,0
... (7.1)
... (7.2)
donde
N p,Ed = N0, Ed −
Ni,Ed cosθi i >0
7.2.2 Tipos de rotura de las uniones de perfiles huecos
(1) Las resistencias de cálculo de las uniones entre perfiles huecos y de las uniones entre perfiles huecos y perfiles abiertos deberían basarse, en general, en los siguientes tipos de rotura: a) Rotura de la cara del cordón (agotamiento plástico de la cara del cordón) o plastificación del cordón (agotamiento plástico de la sección transversal del cordón). b) Rotura de la cara lateral del cordón (o agotamiento del alma del cordón) por plastificación, aplastamiento o inestabilidad (rotura o pandeo de la cara lateral del cordón o del alma del cordón) bajo la diagonal comprimida. c) Rotura del cordón por esfuerzo cortante. d) Rotura por punzonamiento de la pared del cordón de perfil hueco (inicio de grieta que lleva a la rotura de las diagonales desde el cordón). e) Rotura de la diagonal con anchura eficaz reducida (fisuración en la soldadura o en la diagonal). f) Rotura por pandeo local de la diagonal o del cordón de perfil hueco en el punto de la unión. NOTA Las expresiones en negrita de esta lista se usan para describir los diversos modos de fallo en las tablas de resistencias de cálculo dadas en los apartados 7.4 a 7.7.
(2) La figura 7.2 muestra los modos de fallo (a) a (f) para las uniones entre diagonales y cordones CHS. (3) La figura 7.3 muestra los modos de fallo (a) a (f) para las uniones entre diagonales y cordones RHS. (4) La figura 7.4 muestra los modos de fallo (a) a (f) para las uniones entre diagonales CHS o RHS y cordones de sección en I o en H. (5) La resistencia de una unión con las soldaduras correctamente ejecutadas es generalmente mayor bajo solicitaciones de tracción que bajo solicitaciones de compresión, por lo que la resistencia de cálculo de la unión generalmente se basa en la resistencia de la diagonal comprimida para evitar posibles deformaciones locales excesivas o reducidas capacidades de rotación o capacidades de deformación, que podrían producirse en caso contrario.
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Tipo
Esfuerzo axil
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Momento flectoor
a
b
c
d
e
f
Figura 7.2 − Tip pos de rotura para uniones entre perfiles CHS
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Tipo
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Esfuerzo axil
Momento flectoor
a
b
c
d
e
f
Figura 7.3 − Tipos de rotu ura para uniones entre diagonales RHS y cordones RHS R
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EN N 1993-1-8:2005
Tipo
Esfuerzo axil
Momento flectoor
a
−
−
−
−
b
c
d
e
f
Figura 7.4 − Tipos de rotura para uniones entre diagonales CHS o RHS y cordones de seccción en I o en H 7.3 Soldaduras 7.3.1 Resistencia de cálculo (1)P Las soldaduras que unen las diagonaless a los cordones deben tener suficiente resistencia comoo para poder tener en cuenta distribuciones no uniformes de d tensiones y suficiente capacidad de deformación para p tener en cuenta redistribuciones de momentos flectoress. (2) En uniones soldadas, normalmente la conexión c debería realizarse alrededor de todo el perímetro del perfil hueco por medio de una soldadura a tope, unaa soldadura en ángulo, o una combinación de ambas. Siin embargo, en uniones con solape parcial, la parte oculta de la unión no precisa ser soldada, siempre que los esfuerzos axiles en las diagonales sean tales que sus componenntes perpendiculares al eje del cordón no difieran en máás de un 20%. (3) Los detalles para soldaduras tipo se inddican en el apartado 1.2.7 Normas para consulta: Grupo 7.
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(4) La resistencia de cálculo de la soldaddura, por unidad de longitud de perímetro de la diagonnal, normalmente no debería ser inferior a la resistencia de cálculo de la sección transversal del elemento por unnidad de longitud del perímetro. (5) El espesor de la garganta de soldaduura debería determinarse siguiendo las recomendacioones recogidas en el capítulo 4. (6) El criterio dado en el punto (4) del apaartado 7.3.1 puede ignorarse en aquellos casos en los quue puedan justificarse soldaduras más pequeñas en lo relativoo tanto a la resistencia como a la capacidad de deformaciión y la capacidad de rotación, teniendo en cuenta la posibiliddad de que sólo parte de su longitud sea efectiva. e de la garganta de soldadura efectuada entre borddes curvos, se define (7) Para perfiles huecos rectangulares, el espesor según se indica en la figura 7.5.
Figura 7.5 − Meedida del espesor de la garganta de soldadura entre bordes curvoos de perfiles huecos estructurales rectangulares (8) Para soldadura en zonas conformadas en e frío, véase el apartado 4.14.
7.4 Uniones soldadas entre perfiles CHS 7.4.1 Generalidades (1) Siempre que la geometría de las unionnes esté dentro del rango de validez dado en la tabla 7.1, las resistencias de cálculo de las uniones soldadas entre perfiles p huecos circulares pueden determinarse mediante los apartados 7.4.2 y 7.4.3. (2) Para uniones dentro del rango de validez de la tabla 7.1, sólo es necesario considerar el fallo en e la cara del cordón y el punzonamiento. La resistencia de cálculo de la conexión debería tomarse como el valorr mínimo entre estos dos criterios. (3) Para uniones fuera del rango de validezz dado en la tabla 7.1, deberían considerarse todos los modos m de fallo dados en el apartado 7.2.2. Además, deberíann tenerse en cuenta los momentos secundarios en las unioones causados por su rigidez rotacional.
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Tabla 7.1 − Rango de validez para uniones soldadas entre diagonales CHS y cordones CHS
Relación de diámetro Cordones
Elementos de relleno
0,2 ≤ di/d0 ≤ 1,0 tracción
10 ≤ d0/t0 ≤ 50 (generalmente), pero: 10 ≤ d0/t0 ≤ 40 (para uniones en X)
compresión
Clase 1 o 2 y 10 ≤ d0/t0 ≤ 50 (generalmente), pero: 10 ≤ d0/t0 ≤ 40 (para uniones en X)
tracción
di/ti ≤ 50
compresión
Clase 1 o 2
Solape
25% ≤ λov ≤ λov,lim., véase 7.1.2(6)
Espaciamiento
g ≥ t1 + t2
7.4.2 Uniones planas
(1)P En conexiones en las que las diagonales se encuentran sometidas únicamente a esfuerzos axiles, el esfuerzo axil interno de cálculo actuante en el elemento i, Ni,Ed, no debe superar la resistencia de cálculo de la unión soldada, Ni,Rd, obtenida a partir de las tablas 7.2, 7.3 o 7.4, según corresponda. (2) Las conexiones en las que las diagonales se encuentren sometidas a combinaciones de flexión y esfuerzo axil deberían cumplir: Ni , Ed N i , Rd
M ip ,i , Ed + M ip ,i , Rd
2
M op,i , Ed ≤ 1, 0 + M op ,i , Rd
donde Mip,i,Rd
Valor de cálculo del momento resistente a flexión en el plano;
Mip,i,Ed
Valor de cálculo del momento flector interno actuante en el plano;
Mop,i,Rd
Valor de cálculo del momento resistente a flexión fuera del plano;
Mop,i,Ed
Valor de cálculo del momento flector interno actuante fuera del plano.
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... (7.3)
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Tabla 7.2 − Resistencia de cálcu ulo de uniones soldadas entre diagonales CHS y cordoones CHS Rotura de la cara del cordón − Uniones en Y y en T
N1,Rd =
γ 0,2 k p f y 0t02 sen θ1
(2,8 + 14, 2β 2 ) / γ M 5
Rotura de la cara del cordón − Uniones en X
N1,Rd =
k p f y 0 t02
5, 2 /γM5 sen θ1 (1 − 0,81β )
Rotura de la cara del cordón − Uniones en K y con N con espaciamiento o solape
N1,Rd =
k g k p f y 0 t02 d1 1,8 + 10, 2 d0 senθ1
N 2,Rd =
senθ1 N1, Rd senθ 2
/γM5
Rotura por punzonamiento para uniones en K, N y KT con espaciamiento, y uniones en T, Y y X [ii = 1, 2 o 3]
Cuando di ≤ d0 − 2t0 : N i,Rd =
f y0 3
t0π di
1 + senθi 22sen 2θi
/γM5
Coeficientes kg y kp
0, 024γ 1,2 kg = γ 0,2 1 + (vééase la figura 7.6) 1 + exp ( 0,5 g / t0 − 1,33) Para np > 0 (compresión): Para np ≤ 0 (tracción):
kp = 1 − 0,3 np (1 + np ) kp = 1,0
pero
kp ≤ 1,0
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Tabla 7.3 − Resistencia de cálculo de uniones soldadas entre placas y perfiles CHS C Rotura de la cara del cordón
N1,Rd = k p f y 0t02 (4 + 20β 2 ) / γ M 5 Mip,1,Rd = 0 Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
N1,Rd =
5k p f y 0t02 1 − 0,81β
/γM5
Mip,1,Rd = 0 Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
N1,Rd = 5k p f y 0t02 (1 + 0, 25η ) / γ M 5 Mip,1,Rd = h1 N1,Rd Mop,1,Rd = 0
N1,Rd = 5k p f y 0t02 (1 + 0, 25η ) / γ M 5 Mip,1,Rd = h1 N1,Rd Mop,1,Rd = 0 Rotura por punzonamiento
σ máx.ti = ( N Ed / A + M Ed / Wel )t1 ≤ 2t0 ( f y 0 / 3) / γ M 5 Rango de validez
Coeficiente kp
Además de los límites dados en la tabla 7.1::
Para np > 0 (compresión):
β ≥ 0,4 donde β = b1 /d0
y
η≤4
kp = 1 − 0,3 np (1 + np)
y
η = h1 /d0
Para np ≤ 0 (tracción):
pero
kp ≤ 1,0 kp = 1,0
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Tabla 7.4 − Ressistencia de cálculo de uniones soldadas entre barras de rellen no de sección en I, en H o RHS y perfiles CHS Rotura de la cara del cordón N1,Rd = kp fy0 t02 (4 + 20β2)(1 + 0,25η) / γM5 Mip,1,Rd = h1 N1,Rd/(1 + 0,25η) Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
N1,Rd =
5k p f y 0 t0 2 1 − 0,81β
(1 + 0, 25η ) / γ M 5
Mip,1,Rd = h1 N1,Rd/(1 + 0,25η) Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
N1,Rd = kp fy0 t02 (4 + 20β2)(1 + 0,25η)// γM5 Mip,1,Rd = h1 N1,Rd Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd
N1,Rd =
5k p f y 0t02 1 − 0,81β
(1 + 0, 25η ) / γ M 5
Mip,1,Rd = h1 N1,Rd Mop,1,Rd = 0,5 b1 N1,Rd Rotura por esfuerzo cortante y punzonamiennto Para perfiles en I o en H con η > 2 (para com mpresión axial y flexión fuera del plano) y para perfiles RHS:
σ máx.t1 = ( N Ed ,1 / A1 + M Ed ,1 / Wel ,1 ) t1 ≤ t0 ( f y 0 / 3) / γ M 5
Para el resto de perfiles:
σ máx.t1 = ( N Ed ,1 / A1 + M Ed ,1 / Wel ,1 ) t1 ≤ 2t0 ( f y 0 / 3) / γ M 5 donde t1 es el ala o el espesor de pared del perfil p transversal en I, en H o RHS. Rango de validez Coeficiente kp Además de los límites dados en la tabla 7.1:: Para np > 0 (compresión): donde
β ≥ 0,4
y
η≤4
kp = 1 − 0,3 np (1 + np)
β = b1 / d0
y
η = h1 / d0
Para np ≤ 0 (tracción):
pero
kp ≤ 1,0 kp = 1,0
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(3) El momento flector de cálculo que actúa en el elemento i, Mi,Ed, puede tomarse como el valor en el punto de intersección entre el eje de la diagonal y la cara del cordón. (4) Las resistencias de cálculo a flexión en el plano y fuera del plano Mi,Rd deberían determinarse utilizando las expresiones dadas en las tablas 7.3, 7.4 o 7.5 según corresponda. (5) Los tipos especiales de uniones soldadas incluidos en la tabla 7.6 deberían cumplir los criterios de cálculo especificados para cada tipo de unión en esa tabla. (6) Los valores del coeficiente kg utilizado en la tabla 7.2 para las uniones en K, en N y en KT se dan en la figura 7.6. El coeficiente kg se utiliza tanto en uniones con espaciamiento como en uniones con solape, adoptando el parámetro g tanto para espaciamientos como para solapes, utilizando valores negativos de g para representar el solape q como se define en la figura 1.3(b).
Uniones con solape (q = -g)
Uniones con espaciamiento
Figura 7.6 − Valores del coeficiente kg para utilizar en la tabla 7.2
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Tabla 7.5 − Momentos resistentes de cálcu ulo a flexión en uniones soldadas entre diagonales CH HS y cordones CHS Rotura de la cara del cordón − Uniones en T, T X, e Y
M ip,1,Rd = 4,85
f y 0 t02 d1 senθ1
γ βkp / γM5
Rotura de la cara del cordón − Uniones en K, K N, T, X, e Y
M op,1,Rd =
f y 0t02 d1
2, 7 kp / γM5 senθ1 1 − 0,81β
Rotura por punzonamiento − Uniones en K y N con espaciamiento y todas las uniones en T, X e Y Cuando d1 ≤ d0 − 2t0:
M ip,1,Rd =
M op,1,Rd =
f y 0t0 d12 1 + 3senθ1 3
4sen 2θ1
f y 0t0 d12 3 + senθ1 3
4sen 2θ1
/γM5
/γM5
Coeficiente kp Para np > 0 (compresión):
kp = 1 − 0,3 np (1 + np ) pero kp ≤ 1,0
Para np ≤ 0 (tracción):
kp = 1,0
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Tabla 7.6 − Criterios de cálculo para tipos especiales de uniones soldadas entre baarras de relleno CHS y cordones CHS Tipo de unión
Criterios de cálcullo
Los esfuerzos pueden ser de tracción o de compresión, c pero deberían actuar en la misma dirección en am mbos elementos. N1,Ed ≤ N1,Rd donde N1,Rd es el valor de N1,Rd paara una unión en X conforme a la tabla 7.2.
Las diagonales 1 y 3 están aquí a compreesión y la diagonal 2 está aquí a tracción.
N1,Ed sen θ1 + N3,Ed sen θ3 ≤ N1,Rd sen θ1 N2,Ed sen θ2 ≤ N1,Rd sen θ1 donde N1,Rd es el valor de N1,Rd paara una unión en K d conforme a la tabla 7.2 pero con 1 sustituido por: d0
d1 + d 2 + d3 3d0 Todas las diagonales deberían estar siempree o bien en compresión o bien en tracción. N1,Ed sen θ1 + N2,Ed sen θ2 ≤ Nx,Rd sen θx donde Nx,Rd es el valor de Nx,Rd paara una unión en X conforme a la tabla 7.2, siendo Nx,Rd sen s θx el mayor de:
│N1,Rd sen θ1│ y │N2,Rd sen θ2│
La diagonal 1 está siempre en compresiónn y la diagonal 2 está siempre en tracción.
Ni,Ed ≤ Ni,Rd donde Ni,Rd es el valor de Ni,Rd parra una unión en K conforme a la tabla 7.2, siempre que, en uniones con espaciamiento, en la sección 1-1 del cordón c se cumpla:
N0, Ed N pl ,0, Rd
2
V0, Ed + V pl ,0, Rd
2
≤ 1, 0
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7.4.3 Uniones espaciales e el apartado 7.4.2 (1) En cada plano de una unión espaciall, deberían cumplirse los criterios de cálculo dados en utilizando las resistencias de cálculo reducidas conforme al punto (2) del apartado 7.4.3. (2) Las resistencias de cálculo para cada plano p de una unión espacial deberían determinarse apliicando el coeficiente de reducción μ apropiado, dado en la tabla 7.7, a la resistencia de la unión plana corresponndiente, calculada de acuerdo con el apartado 7.4.2, y utiilizando la tensión de cordón apropiada, en la situaación espacial, para determinar kp.
Tabla 7.7 − Coeficientes de reducción para uniones espaciales Tipo de unión
Coeficiente de reduccción μ 60° ≤ ϕ ≤ 90°
Unión en TT La diagonal puede estar bien en tracciónn o bien en compresión.
μ = 1,0
Unión en XX Las diagonales 1 y 2 pueden estar bien en tracción o bien en compresión. N2,Ed/N1,Ed es negativo si unn elemento está en tracción y otro en compresión. μ = 1 + 0, 33 N 2, Ed / N1, Ed
teniendo en cuenta el signo de N1,Edd y N2,Ed donde │N2,Ed│ ≤ │N1,Ed│
60° ≤ ϕ ≤ 90°
Unión en KK La diagonal 1 está siempre en compresión y la diagonal 2 está siempre en tracción. μ = 0,9
Siempre que, en uniones con esspaciamiento, en la sección 1-1 del cordón se satisfaga: 2
2
N0, Ed V0, Ed + ≤ 1, 0 N pl ,0, Rd V pl ,0, Rd
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7.5 Uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS y cordones RHS 7.5.1 Generalidades
(1) Siempre que la geometría de las uniones esté dentro del rango de validez dado en la tabla 7.8, las resistencias de cálculo de las uniones soldadas entre diagonales de perfil hueco y cordones de perfil hueco rectangulares o cuadrados pueden determinarse mediante las indicaciones recogidas en los apartados 7.5.2 y 7.5.3. (2) Para uniones dentro del rango de validez dado en la tabla 7.8, sólo es necesario considerar los criterios de cálculo recogidos en la tabla correspondiente. La resistencia de cálculo de la conexión debería tomarse como el valor mínimo entre todos los criterios aplicables. (3) Para uniones fuera del rango de validez dado en la tabla 7.8, deberían considerarse todos los tipos de rotura dados en el apartado 7.2.2. Además, deberían tenerse en cuenta los momentos secundarios en las uniones causados por su rigidez rotacional. Tabla 7.8 − Rango de validez para uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS y cordones RHS
Parámetros de la unión [ i = 1 o 2, j = diagonal solapada] Tipo de unión
bi /b0 o di /b0
bi /ti y hi /ti o di /ti Compresión
Tracción
h0 /b0 y hi /bi
b0 /t0 y h0 /t0
Espaciamiento o solape bi /bj
≤ 35
T, Y o X
K con espaciamiento N con espaciamiento
bi /b0 ≥ 0,25
bi /ti ≤ 35
y
y
Clases 1 o 2
hi /ti ≤ 35 bi /b0 ≥ 0,35 y ≥ 0,1 + 0,01 b0 /t0
y Clases 1 o 2
bi /ti ≤ 35 y
≤ 35 ≥ 0,5 pero ≤ 2,0
hi /ti ≤ 35
Diagonal circular
bi /b0 ≥ 0,25
Clases 1 o 2
di /b0 ≥ 0,4 pero ≤ 0,8
Clase 1
g /b0 ≥ 0,5(1 − β) pero ≤ 1,5(1 − β) 1)
y
K con solape N con solape
−
Clases 1 o 2
y como mínimo g ≥ t1 + t2
25% ≤ λov ≤ λov,lim2) y bi /bj ≤ 0,75
Clase 1
di /ti ≤ 50
Como las anteriores, pero con di sustituyendo a bi y dj sustituyendo a bj
1) Si g /b0 > 1,5(1 − β) y g > t1 + t2 se tratará la unión como dos uniones T o Y independientes. 2) λov,lim = 60% en el caso de que la zona oculta de la diagonal solapada no esté soldada y el 80% en el caso de que la zona oculta de la diagonal solapada esté soldada. Si el solape supera λov,lim o si las diagonales son secciones rectangulares con hi < b1 y/o hj < bj, la conexión entre las diagonales y la cara del cordón debe comprobarse a cortante.
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7.5.2 Uniones planas 7.5.2.1
Uniones no reforzadas
(1) En conexiones en las que las diagonales se encuentren sometidas solamente a esfuerzos axiles, el esfuerzo axil interno que actúa en el elemento i, Ni,Ed, no debería superar la resistencia de cálculo de la unión soldada, Ni,Rd, obtenida a partir de los puntos (2) o (4) del apartado 7.5.2.1 según corresponda. (2) Para uniones soldadas entre diagonales de perfil hueco cuadrado o circular y cordones de perfil hueco cuadrado, cuando la geometría de la unión se encuentre dentro del rango de validez especificado en la tabla 7.8 y se cumplan las condiciones adicionales dadas en la tabla 7.9, la resistencia de cálculo puede determinarse a partir de las expresiones dadas en la tabla 7.10. (3) Para uniones dentro del rango de validez de la tabla 7.9, solamente es necesario considerar los criterios correspondientes al fallo de la cara del cordón y al fallo de la diagonal con anchura eficaz reducida. La resistencia de cálculo de la unión debería tomarse como el valor mínimo entre estos dos criterios. NOTA Las resistencias de cálculo para uniones de diagonales de perfil hueco a cordones de perfil hueco cuadrado dadas en la tabla 7.10 se han simplificado, omitiendo aquellos criterios de cálculo que nunca son críticos para uniones que se encuentran dentro del rango de validez de la tabla 7.9.
(4) La resistencia de cálculo de cualquier unión soldada no reforzada entre diagonales CHS o RHS, y cordones RHS, dentro del rango de validez de la tabla 7.8, puede determinarse utilizando las expresiones dadas en las tablas 7.11, 7.12 o 7.13 según corresponda. Para uniones reforzadas véase el apartado 7.5.2.2. Tabla 7.9 − Condiciones adicionales para el uso de la tabla 7.10
Tipo de diagonal
Tipo de unión en T, Y o X
Perfil hueco cuadrado
en K o en N con espaciamiento
Parámetros de unión bi /b0 ≤ 0,85 0, 6 ≤
b1 + b2 ≤ 1,3 2b1
en K o en N con espaciamiento
b0 /t0 ≥ 15 b0 /t0 ≥ 10
en T, Y o X Perfil hueco circular
b0 /t0 ≥ 10
0, 6 ≤
d1 + d 2 ≤ 1,3 2d1
b0 /t0 ≥ 15
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Tabla 7.10 − Resistencia de cálculo de uniones soldadas entre perfiles huecos cuadradoss o circulares Resistencia de cálculoo [i = 1 o 2, j = diagonal solaapada]
Tipo de unión Uniones en T, Y y X
β ≤ 0,85
Rotura de la cara del cordón
N1,Rd =
Uniones en K y N con espaciamiento
2β + 4 1− β / γ M 5 (1 − β ) senθ1 senθ1
β ≤ 1,0
Rotura de la cara del cordón
Ni,Rd =
Uniones en K y N con solape*)
kn f y 0 t0 2
8,9γ 0,5 kn f y 0 t02 b1 + b2 /γM5 senθi 2b0
25% ≤ λov < 50%
Rotura de la diagonal
La diagonal i o la diagonal j pueden estar e bien en λov − 4ti / γ M 5 tracción o bien en compresión, pero una deebería estar en Ni,Rd = f yi ti beff + be,ov + 2hi 50 tracción y la otra en compresión. 50% ≤ λov < 80%
Rotura de la diagonal Ni,Rd = f yi ti beff + be,ov + 2hi − 4ti / γ M 5
λov ≥ 80%
Rotura de la diagonal
Ni,Rd = f yi ti bi + be,ov + 2hi − 4ti / γ M 5
Parámetros beff, be,ov y kn
beff =
10 f y 0 t0 bi b0 / t0 f yi ti
be,ov =
10 f yj t j bi b j / t j f yi ti
pero beff ≤ bi
pero be,ov ≤ bi
Para n > 0 (compresión): kn = 1,3 −
pero Para n ≤ 0 (tracción):
0, 4 n
β
kn ≤ 1,0 kn = 1,0
Para diagonales de sección circular, se multtiplican las resistencias anteriores por π/4, sustituyendo b1 y h1 por d1 y b2 y h2 por d2. *) Sólo es necesario comprobar la diagonal que recubbre i. La eficiencia (es decir, la resistencia de cálculo de la unión divvidida entre la resistencia plástica de cálculo de la diagonal) de la diagonaal solapada j debería considerarse igual a la de la diagonal que reccubre. Véase también la tabla 7.8.
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Tabla 7.11 − Resistenccia de cálculo de uniones soldadas en T, en X y en Y entre barraas de relleno RHS o CHS y cordones RHS Tipo de unión
Resistencia de cálculo [i = 1]
β ≤ 0,85
Rotura de la cara del cordón
N1,Rd =
kn f y 0t02
2η + 4 1− β / γ M 5 (1 − β )senθ1 senθ1
Pandeo de la cara lateral del cordón1)
N1,Rd =
β = 1,02)
kn fb t0 2h1 + 10t0 / γ M 5 senθ1 senθ1 β ≥ 0,85
Rotura de la diagonal
N1,Rd = f yi t1 (2h1 − 4t1 + 2beff ) / γ M 5 0,85 ≤ β ≤ (1 - 1/γ)
Punzonamiento
N1,Rd =
f y 0 t0 2h1 + 2be, p / γ M 5 sen θ 3senθ1 1
1) Para uniones en X con cos θ1 > h1/h2 se toma comoo resistencia a esfuerzo cortante el menor valor entre ésta y la resistenncia de cálculo a esfuerzo cortante de las caras laterales del cordón dada paraa uniones con espaciamiento en K y en N en la tabla 7.12. 2) Para 0,85 ≤ β ≤ 1,0 se interpola linealmente entre el valor de la resistencia de cálculo para el fallo de la cara del cordóón con β = 0,85 y el valor del criterio dominante para el fallo de la cara lateraal del cordón con β = 1,0 (pandeo de la cara lateral o esfuerzo cortantee del cordón).
Para diagonales de sección circular, se multtiplican las resistencias anteriores por π/4, sustituyendo b1 y h1 por d1 y b2 y h2 por d2. Para tracción: fb = fy0 Para compresión: fb = χ fy0 fb = 0,8 χ fy0 sen θ1
(uniones en T e Y) (uniones en X)
beff =
10 f y 0 t0 b1 b0 / t0 f yi t1
pero beff ≤ b1
be,p =
10 b1 b0 / t0
pero be.p ≤ b1
donde χ es el coeficiente de reducción utilizado u en el cálculo a pandeo por flexión obtenido a partir de la Norma EN 1993-1-1 usando la correspondiiente curva de pandeo y una esbeltez λ determinada a parrtir de: Para n > 0 (Compresión):
h0 1 − 2 t sen θ1 λ = 3, 46 0 E π f y0
kn = 1,3 −
pero para n ≤ 0 (Tracción):
kn ≤ 1,0 kn = 1,0
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0, 4 n
β
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Tabla 7.12 − Resisttencia de cálculo de uniones soldadas en K y en N entre barraas de relleno RHS o CHS y cordones RHS Resistencia de cálculo [i = 1 o 2]
Tipo de unión Uniones en K y N con espaciamiento
Rotura de la cara del cordón 8, 9kn f y 0 t02 γ b1 + b2 + h1 + h2 N i,Rd = /γM5 senθi 4b0 Esfuerzo cortante del cordón
Ni,Rd =
f y 0 Av 3senθi
/γM5
2 N 0,Rd = ( A0 − Av ) f y 0 + Av f y 0 1 − VEd / V ppl , Rd / γ M 5
(
)
Rotura de la diagonal
(
)
N i,Rd = f yi ti 2hi − 4ti + bi + beff / γ M 5
β ≤ (1 - 1/γ)
Punzonamiento
Ni,Rd = Uniones en K y N con solape
f y 0 t0 2hi + bi + be, p / γ M 5 3senθi senθi
Como en la tabla 7.10.
para diagonales de sección circular, se multtiplican las resistencias anteriores por π/4, sustituyendo b1 y h1 por d1 y b2 y h2 por d2, excepto para la resistencia a esfueerzo cortante del cordón. Av = (2h0 + αb0)t0 para una diagonal de sección cuadrada o recctangular:
1
α = 1+
4g
2
3t0 2
donde g es el espaciamiento, véase la figuraa 1.3(a). Para diagonales de sección circular: α = 0
beff =
10 f y 0 t0 bi b0 / t0 f yi ti
pero beff ≤ bi
be,p =
10 bi b0 / t0
pero be.p ≤ bi kn = 1,3 −
para n > 0 (compresión): pero para n ≤ 0 (tracción):
kn ≤ 1,0 kn = 1,0
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0, 4 n
β
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Tabla 7.13 − Resistenciia de cálculo de uniones soldadas que conectan placas o barras de relleno r de sección en I o H y cordones RHS Rotura de la cara lateral del cordón β ≤ 0,885
Placa transversal
N1,Rd = kn f y 0t02 N1
bi
2 + 2,8β 1 − 0,9 β
/ γ M 5 *)
Rotura de la cara lateral del cordón
ti t0
h0
N1,Rd = kn f y 0t0 (2t1 + 10t0 ) / γ M 5 cuaando b1 ≤ b0 − 2t0
Punzonamiento
b0
N1,Rd =
Placa longitudinal
cuaando b1 ≥ b0 − 2t0
f y 0 t0 3
( 2t1 + 2be, p ) / γ M 5
Rotura de la cara del cordón
(
)
N1,Rd = km f y 0 t02 2h1 / b0 + 4 1 − t1 / b0 / γ M 5
t1/b0 ≤ 0,2 Perfil de sección en I o H Como aproximación conservadora, si η ≥ 2 1 − β , para un perfil de sección en I o H, N1,Rd puede suponerse s igual a la suma de las resistencias de cálculo de dos placas transversales de dimensiones similares a las alas del perrfil de sección en I o H, determinadas como se especifica anterioormente. Si η < 2 1 − β , debería hacerse una interpolación i lineal entre los supuestos: una única placa y dos placas. Mip,1,Rd = N1,Rd (h1 − t1) N1,Rd es la capacidad de un ala;
β es la relación entre la anchura del ala de d la diagonal en I o H y la anchura del cordón RHS. Rango de validez Además de los límites dados en la tabla 7.8:: 0,5 ≤ β ≤ 1,0 b0/t0 ≤ 30 Parámetros beff, be,p y km
beff = be,p
10 f y 0 t0 b1 b0 / t0 f y1t1
10 = b1 b0 / t0
pero beff ≤ bi
km = 1,3(1 − n)
para n > 0 (compresión): pero
pero be.p ≤ bi
para n ≤ 0 (tensión):
km ≤ 1,0 1 km = 1,0 1
*) Las conexiones con soldaduras en ángulo deberían calcularse de acuerdo con el apartado 4.10.
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(5) Las uniones en las que las diagonales se encuentren sometidas a combinaciones de flexión y esfuerzo axial deberían cumplir: Ni , Ed Ni , Rd
+
M ip,i , Ed M ip ,i , Rd
+
M op ,i , Ed M op ,i , Rd
≤ 1, 0
... (7.4)
donde Mip,i,Rd
Valor de cálculo del momento resistente a flexión en el plano;
Mip,i,Ed
Valor de cálculo del momento flector interno actuante en el plano;
Mop,i,Rd
Valor de cálculo del momento resistente a flexión fuera del plano;
Mop,i,Ed
Valor de cálculo del momento flector interno actuante fuera del plano.
(6) El momento interno que actúa en el elemento i, Mi,Ed, puede tomarse como el valor en el punto de intersección entre el eje de la diagonal y la cara del cordón. (7) Las resistencias de cálculo a flexión en el plano y fuera del plano Mi,Rd de cualquier unión no reforzada deberían determinarse utilizando las expresiones dadas en las tablas 7.13 o 7.14 según corresponda. Para uniones reforzadas véase el apartado 7.5.2.2. (8) Los tipos especiales de uniones soldadas incluidos en las tablas 7.15 y 7.16 deberían cumplir los criterios de cálculo especificados para cada tipo de unión en esas tablas. 7.5.2.2
Uniones reforzadas
(1) Pueden utilizarse diferentes tipos de refuerzo en las uniones. El tipo apropiado depende del modo de fallo que, en ausencia del refuerzo, domine la resistencia de cálculo de la unión. (2) Las placas de refuerzo del ala pueden utilizarse para incrementar la resistencia de la unión frente al fallo de la cara del cordón, fallo de punzamiento o fallo de la diagonal con anchura eficaz reducida. (3) Pueden utilizarse un par de placas laterales para reforzar una unión frente al fallo de la cara lateral del cordón o fallo por esfuerzo cortante del cordón. (4) Para evitar el solape parcial de las diagonales en una unión en K o N, éstas pueden soldarse a un rigidizador vertical. (5) También pueden utilizarse combinaciones de estos tipos de refuerzos. (6) El tipo de acero usado para el refuerzo no debería ser inferior al del cordón. (7) La resistencia de cálculo de uniones reforzadas debería determinarse utilizando las tablas 7.17 y 7.18.
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Tabla 7.14 − Momento de cálculo ressistente de uniones soldadas entre diagonales RHS y cordones RHS Resistencia de cálculo
Uniones en T y X Momentos en el plano (θ = 90°)
β ≤ 0,85
Rootura de la cara del cordón
1 2 η M ip,1,Rd = kn f y 0 t02 h1 + + 2η − 1 β 1− β
/ γ M 5 0,85 < β ≤ 1,0
Rootura de la cara lateral del cordón 2
M ip,1,Rd = 0,5 f yk t0 ( h1 + 5t0 ) / γ M 5 fyk = fy0 fyk = 0,8 fy0
para uniones en T para uniones en X
0,85 < β ≤ 1,0
Rootura de la diagonal
(
(
)
)
M ip,1,Rd = f y1 W pl ,1 − 1 − beff / b1 b1 ( h1 − t1 ) t1 / γ M 5
Momentos fuera del plano (θ = 90°)
β ≤ 0,85
Rootura de la cara del cordón h (1 + β ) 2b0 b1 (1 + β ) M op,1,Rd = kn f y 0 t02 1 + / γ M 5 2 (1 − β ) 1− β
0,85 < β ≤ 1,0
Rootura de la cara lateral del cordón
M op,1,Rd = f yk t0 (b0 − t0 ) ( h1 + 5t0 ) / γ M 5 fyk = fy0 fyk = 0,8 fy0
para uniones en T para uniones en X
Rootura del cordón por distorsión (sólo uniones en T) *)
(
)
M op,1,Rd = 2 f y 0 t0 h1t0 + b0 h0 t0 ( b0 + h0 ) / γ M 5
0,85 < β ≤ 1,0
Rootura de la diagonal M op,1,Rd = f y1 W pl ,1 − 0,5 1 − beff / b1
(
)
2
b12 t1 / γ M 5
Parámetros beff y kn
beff =
10 f y 0 t0 b1 b0 / t0 f y1t1
pero beff ≤ b1
kn = 1, 3 −
paara n > 0 (compresión):
pero paara n ≤ 0 (tracción):
0, 4n
β
kn ≤ 1,0 kn = 1,0
*) Este criterio no se aplica cuando la rotura del cordóón por distorsión se evite por otros medios.
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Tabla 7.15 − Criterios de cálculo para tipos especiales de uniones soldadas entre baarras de relleno RHS y cordones RHS Tipo de unión
Criterios de cálculo
Los esfuerzos pueden ser de tracción o de compresión c actuando en la misma dirección en ambos elementos N1,Ed ≤ N1,Rd donde N1,Rd es el valor de N1,Rd para una unnión en X conforme a la tabla 7.11.
La diagonal 1 está siempre en compresión y la diagonal 2 está siempre en tracción.
s θ1 N1,Ed sen θ1 + N3,Ed sen θ3 ≤ N1,Rd sen N2,Ed sen θ2 ≤ N1,Rd sen θ1 donde N1,Rd es el valor de N1,Rd para una unnión en K conforme b +b +h +h a la tabla 7.12, pero con 1 2 1 2 4b0 sustituido por:
b1 + b2 + b3 + h1 + h2 + h3 6b0
Todas las diagonales deberían estar o bien en e compresión o bien en tracción. N1,Ed sen θ1 + N2,Ed sen θ2 ≤ Nx,Rd sen θx donde Nx,Rd es el valor de Nx,Rd para una unnión en X conforme a la tabla 7.11, y Nx,Rd sen θx es el mayor dee:
│N1,Rd sen θ1│ y │N2,Rd sen θ2│
La diagonal 1 está siempre en compresión y la diagonal 2 está siempre en tracción.
Ni,Ed ≤ Ni,Rd donde Ni,Rd es el valor de Ni,Rd para una unnión en K conforme a la tabla 7.12, siempre que, en uniones conn espaciamiento, en la sección 1-1 del cordón se cumpla:
N 0, Ed N pl ,0, Rd
2
V0, Ed + V pl ,0, Rd
2
≤ 1, 0
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Tabla 7.16 − Criterios de cálculo para uniones soldadas acodadas y uniones con cordón RHS R acodado Criterios
Tipo de unión Uniones soldadas acodadas
La sección transversal debería ser de Clase 1 para flexión pura, véase la Norma EN 1993-1-1. NEd ≤ 0,2Npℓ,Rd y
N Ed M Ed + ≤κ N pl , Rd M pl , Rd
3 b0 / h0
Si θ ≤ 90°:
κ=
Si 90° < θ ≤ 180°:
κ = 1−
0,88
[b0 / t0 ]
(
+
1 1 + 2b0 / h0
)
2 coos(θ / 2) (1 − κ 90 )
donde κ90 es el valor de κ para θ = 90°.
tp ≥ 1,5t y ≥ 10 mm N Ed M Ed + ≤ 1, 0 N pl , Rd M pl , Rd
Cordón acodado
Ni,Ed ≤ Ni,Rd donde Ni,Rd es el valor de Ni,Rd para una unión en e K o N con solape conforme a la tabla 7.12.
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Tabla 7.17 − Resistencia de cálculo de uniones soldadas reforzadas en T, en Y y en X entre diaagonales RHS o CHS y cordones RHS Tipo de unión
Resistencia de cálcullo
Reforzada con placas de ala para evitar la rootura de la cara del cordón, rotura de la diagonal o punzoonamiento.
βp ≤ 0,85
Esfuerzo de tracción
lp ≥
h1 + b p b p − b1 senθ1
(
)
y
bp ≥ b0 − 2t0 tp ≥ 2t1
N1,Rd =
f yp t 2p
(1 − b1 / b p ) senθ1
⋅ …
2h1 / b p + 4 1 − b1 / b p ... ⋅ senθ1
/ γ M 5 βp ≤ 0,85
Esfuerzo de compresión
lp ≥
h1 + b p b p − b1 senθ1
(
)
y
bp ≥ b0 − 2t0 tp ≥ 2t1 Se toma N1,Rd como el valor de N1,Rd para una unión en T, X o Y conforme a la tabla 7.11, peero con kn = 1,0 y sustituyendo t0 por tp únicamente paraa los tipos de rotura de la cara del cordón, de la barraa de relleno y de punzonamiento. Reforzada con placas laterales para evitar la rotura por pandeo de la cara lateral del cordón o la rootura del cordón por esfuerzo cortante.
l p ≥ 1,5h1 / senθ1 tp ≥ 2t1 Se toma N1,Rd como el valor de N1,Rd para una unión en T, X o Y conforme a la tabla 7.11, pero sustituyendo t0 por (t0 + tp ) únicamente para los tipos de rootura por pandeo de la cara lateral del cordón y de fallo de la cara lateral del cordón por esfuerzo cortante.
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Tabla 7.18 − Resistencia de cálculo de uniones soldadas reforzadas en K y en nN entre diaagonales RHS o CHS y cordones RHS Tipo de unión
Resistencia de cálculo [i = 1 o 2]
Reforzada con placas de ala para evitar la rootura de la cara del cordón, rotura de la diagonal o punzzonamiento.
h h l p ≥ 1,5 1 + g + 2 θ θ2 sen sen 1 bp ≥ b0 − 2 t0 tp ≥ 2 t1 y 2 t2 Se toma Ni,Rd como el valor de Ni,Rd paara una unión en K o N conforme a la tabla 7.12, pero suustituyendo t0 por tp únicamente para los tipos de rotura dee la cara del cordón, de la diagonal y de punzonamiento. Reforzada con un par de placas laterales paara evitar la rotura del cordón por esfuerzo cortante.
h h l p ≥ 1,5 1 + g + 2 senθ 2 senθ1 Se toma Ni,Rd como el valor de Ni,Rd paara una unión en K o N conforme a la tabla 7.12, pero sustituuyendo t0 por (t0 + tp) únicamente para el tipo de rotura del cordón por esfuerzo cortante.
Reforzada con una placa vertical de rigidizaación entre las diagonales a causa de solape insuficientee.
tp ≥ 2 t1 y 2 t2 Se toma Ni,Rd como el valor de Ni,Rd de una unión en K o N con solape conforme a la tabla 7.12 conn λov < 80%, y como expresión de be,ov la recogida en la l tabla 7.10, pero sustituyendo bj, tj y fyj por bp, tp y fyp.
7.5.3 Uniones espaciales (1) En cada plano de una unión espaciall, deberían cumplirse los criterios de cálculo dados en e el apartado 7.5.2 utilizando las resistencias de cálculo reducidas conforme al punto (2) del apartado 7.5.3. (2) Las resistencias de cálculo para cada plano p de una unión espacial deberían determinarse apliicando el coeficiente de reducción μ apropiado, dado en la tabla 7.19, a la resistencia de la unión plana corresponndiente, calculada de acuerdo con el apartado 7.5.2, y usandoo la carga del cordón apropiada, en la situación espacial,, para determinar kn.
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Tabla 7.19 − Coeeficientes de reducción para uniones espaciales Tipo de unión
Coeficiente de reduccción μ 60° ≤ φ ≤ 90°
Unión en TT La diagonal 1 puede estar bien en traccióón o bien en compresión.
μ = 0,9
Unión en XX Las diagonales 1 y 2 pueden estar o bien en tracción o bien en compresión. N2,Ed/N1,Ed es negativo si unn elemento está en tracción y otro en compresión.
(
μ = 0,9 1 + 0,33 N 2, Ed / N1,Ed
)
teniendo en cuenta el signo de N1,Ed y N2,Ed donde │N2,Ed│ ≤ │N1,Ed│
60° ≤ φ ≤ 90°
Unión en KK
μ = 0,9 Siempre que, en uniones con esspaciamiento, en la sección 1-1 del cordón se cumpla: 2
2
N 0, Ed V0, Ed + ≤ 1, 0 V pl ,0, Rd N pl ,0, Rd
7.6 Uniones soldadas entre diagonales CH HS o RHS y cordones de sección en I o en H (1) Siempre que la geometría de las unionnes esté dentro del rango de validez dado en la tabla 7.20, la resistencia de cálculo de las uniones soldadas entree diagonales de sección hueca y cordones de sección en I o H, deberían determinarse mediante las expresiones dadas en las tablas 7.21 o 7.22 según corresponda.
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Tabla 7.20 − Rango de validez para uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS y cordones de sección en I o en H
Parámetros de la unión [ i = 1 o 2, j = diagonal solapada] Tipo de unión
dw /tw Clase 1
X
y
bi /ti y hi /ti o di /ti Compresión Clase 1 o 2 y
dw ≤ 400 mm hi ≤ 35 ti
ToY K con espaciamiento Clase 1 o 2 N con espaciamiento y
K con solape
dw ≤ 400 mm
N con solape 25% ≤ λov ≤ λov,lim.1)
Tracción
bi ≤ 35 ti di ≤ 50 ti
hi ≤ 35 ti
hi /bi
≥ 0,5 pero ≤ 2,0
bi ≤ 35 ti di ≤ 50 ti
b0 /tf
1,0
bi /bj
−
Clase 1 o 2
≥ 0,5 pero ≤ 2,0
−
≥ 0,75
1) λov,lim = 60% en el caso de que la zona oculta de la diagonal solapada no esté soldada, y el 80% en el caso de que la zona oculta de la diagonal solapada esté soldada. Si el solape supera λov,lim o si las diagonales son secciones rectangulares con hi < b1 y/o hj < bj, la conexión entre las diagonales y la cara del cordón debe comprobarse a cortante.
(2) Para uniones dentro del rango de validez dado en la tabla 7.20, sólo es necesario considerar los modos de fallo recogidos en la tabla correspondiente. La resistencia de cálculo de la unión debería tomarse como el valor mínimo entre todos los criterios aplicables. (3) Para uniones fuera del rango de validez dado en la tabla 7.20, deberían considerarse todos los modos de fallo dados en el apartado 7.2.2. Además, deberían tenerse en cuenta los momentos secundarios en las uniones causados por su rigidez rotacional. (4) En conexiones en las que las diagonales se encuentren sometidas sólamente a esfuerzos axiles, el esfuerzo axil interno que actúa en el elemento i, Ni,Ed, no debería superar la resistencia de cálculo de la unión soldada Ni,Rd obtenida a partir de la tabla 7.21. (5) Las conexiones en las que las diagonales se encuentren sometidas a combinaciones de flexión y esfuerzo axil deberían cumplir: Ni , Ed Ni , Rd
+
M ip ,i , Ed M ip ,i , Rd
≤ 1, 0
donde Mip,i,Rd
Valor de cálculo del momento resistente a flexión en el plano;
Mip,i,Ed
Valor de cálculo del momento flector interno actuante en el plano.
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... (7.5)
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Tabla 7.21 − Resisten ncia de cálculo de uniones soldadas entre diagonales CHS o RHS R y cordones de sección en I o en H Tipo de unión Uniones en T, Y y X
Cálculo de resistencia [i = 1 o 2, j = barra dee relleno solapada] Plastificación del alma del cordón
N1,Rd =
f y 0 twbw senθ1
/γM5
Rotura de la diagonal N1,Rd = 2 f y1t1 peff / γ M 5
Uniones en K y N con espaciamiento [i = 1 o 2]
Plastificación del alma del cordón La rotura de la diagonal no precisa verificación si: f y 0 twbw / γM5 N1,Rd = g/tf ≤ 20 − 28 2 β; β ≤ 1,0 − 0,03γ senθ1 donde γ=b0/2 / tf Rotura de la diagonal y para CHS: 0,75 ≤ d1 / d2 ≤ 1,33 N i,Rd = 2 f yi ti peff / γ M 5 o para RHS S: 0,75 ≤ b1 / b2 ≤ 1,33 Esfuerzo cortante del cordón
N1,Rd =
f y 0 Av 3senθ1
/γM5
2 N 0,Rd = ( A0 − Av ) f y 0 + Av f y 0 1 − VEd / V p1,, Rd / γ M 5 Rotura de la diagonal 25% ≤ λov < 50%
(
)
Uniones en K y N con solape*) [i = 1 o 2] Las diagonales i y j pueden estar o biien en λ N i,Rd = f yi ti peff + be,ov + 2hi ov − 4ti / γ M 5 tracción o bien en compresión. 50 Rotura de la diagonal 50% ≤ λov < 80%
(
)
N i,Rd = f yi ti peff + be,ov + 2hi − 4ti / γ M 5
λov ≥ 80%
Rotura de la diagonal
(
)
Ni,Rd = f yi ti bi + be,ov + 2hi − 4ti / γ M 5
Av = A0 − (2 − α) b0 tf + (tw + 2r) tf Para diagonales RHS:
α =
1
(1 + 4g / (3t )) 2
f
2
Para diagonales CHS: α = 0
peff = t w + 2r + 7t f f y 0 / f yi pero − para uniones en T, Y, X y uniohi nes en K y N con espaciamiento bw = senθ + 5 t f + r i peff ≤ bi+hi-2ti − para uniones en K y N con solape pero peff ≤ bi.
(
be,ov =
10 f yj t j bi pero b j / t j f yi ti
)
bw ≤ 2ti + 100 (tf + r)
be,ov ≤ bi Para diagonales CHS se multiplican las resistencias annteriores para rotura de la diagonal por π/4 sustituyendo, b1 y h1 por d1, y b2 y h2 por d2, excepto para la resistencia a esfuerzo cortante del cordón. *)
Sólo es necesario comprobar la diagonal que solapa i. La eficiencia (es decir, la resistencia de cálculo de la unión dividida entre e la resistencia plástica de cálculo de la diagonal) de la diagonal solapada j debería d considerarse igual a la de la diagonal que solapa. Véase también la tabla 7.20.
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(6) El momento interno que actúa en el elemento e i, Mi,Ed, puede tomarse como el valor en el punto p de intersección entre el eje de la diagonal y la cara del cordón. (7) La resistencia de cálculo a flexión en ell plano, Mip,1,Rd, debería obtenerse a partir de la tabla 7.222. (8) Si se usan rigidizadores en el cordón (vvéase la figura 7.7) entonces la resistencia de cálculo frente al fallo de barra de relleno Ni,Rd para uniones en T, X, Y, Y K con espaciamiento y en N con espaciamiento (tablla 7.22) se determina de la siguiente manera:
Ni,Rd = 2 fyi ti (beff + beff,s) / γM5
... (7.6)
donde
beff = tw + 2r + 7 tf fy0 / fyi
pero ≤ bi + hi - 2ti
beff,s = ts + 2a + 7 tf fy0 / fyi
pero ≤ bi + hi - 2ti
beff + beff,s ≤ bi + hi - 2ti donde
a
Espesor de la garganta de la soldadura del rigidizador, '2a' se convierte en 'a' si see usan soldaduras en ángulo en un solo lado del rigidiizador;
s
Se refiere al rigidizador.
(9) El rigidizador debería tener un espesor,, al menos, como el del alma de la sección en I.
Tabla 7.22 − Resisstencias de cálculo a flexión de uniones soldadas entre diagonaales RHS y cordones de sección en I o en H Resistencia de cálculoo [i = 1 o 2, j = diagonal solappada]
Tipo de unión Uniones en T e Y
Plastificación del alma del cordón
M ip,1,Rd = 0, 5 f y 0 tw bw ( h1 − t1 ) / γ M 5
Rotura de la diagonal
M ip,1,Rd = f y1t1 peff hz / γ M 5 Parámetros peff y bw
peff = tw + 2r + 7t f f y 0 / f y1
pero peff ≤ b1+ h1 -2t1
bw =
h1 +5 tf +r senθ1
(
)
(
pero bw ≤ 2t1 + 10 t f + r
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)
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Perímetro eficaz de la diagonal sin (izquierda) ( y con (derecha) rigidizadores
Figura 7.7 − Rigidizadores R para cordones de sección en I 7.7 Uniones soldadas entre diagonales CH HS o RHS y cordones de sección en U (1) Siempre que la geometría de las unionees esté dentro del rango de validez dado en la tabla 7.23, las resistencias de cálculo de las uniones soldadas entre diagonales d de perfil hueco y cordones de sección en U pueden p determinarse mediante las expresiones dadas en la taabla 7.24. (2) Deberían tenerse en cuenta los momenttos secundarios en las uniones causados por su rigidez a la flexión. (3) En uniones con espaciamiento, la resistencia de cálculo de la sección transversal del coordón, N0,Rd, debería determinarse teniendo en cuenta el essfuerzo cortante transferido por las diagonales al corddón, despreciando el momento secundario asociado. La verifficación debería hacerse de acuerdo con la Norma EN 1993-1-1.
Tabla 7.23 − Rango de validez para uniones soldadas entre diagonales S o RHS y cordones de sección en U CHS Tipo de unión
b i /b 0
≥ 0,4 K con espaciamiento
Parámetros de la unión [ i = 1 o 2, j = diagonal recubiertta] P bi /ti y hi /ti o di /ti miento o solape Espaciam h i /b i b0 /t0 bi /bj Coompresión Tracción 0,5(1-β*) ≤ g/b0* ≤ 1,5(1-β*) 1) Cllase 1 o 2
y
y
b0 ≤ 400 mm
hi ≤ 35 ti
N con espaciamiento
≥ 0,25 K con solape y N con solape
b0 ≤ 400 mm
bi ≤ 35 ti
y
hi ≤ 35 ti bi ≤ 35 ti di ≤ 50 ti
g ≥ t1 + t 2
≥ 0,5 pero ≤ 2,0
Clase 1 o2
25% ≤ λov < λov,lim2)
bi/bj ≥ 0,75
di ≤ 50 ti
β* = b1/b0* b0* = b0 - 2 (tw + r0) 1) Esta condición sólo se aplica cuando β ≤ 0,85. 2) λov,lim = 60% en el caso de que la zona oculta de laa diagonal solapada no esté soldada, y el 80% en el caso de que la zoona oculta de la diagonal solapada esté soldada. Si el solape supera λov,lim o si las diagonales son secciones rectangulares con hi < bi y/o hj < bj, la conexión entre las diagonales y la cara del cordón debe comprobarse a cortante.
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Tabla 7.24 − Resisten ncia de cálculo de uniones soldadas entre diagonales CHS S o RHS y cordones de sección en U Resistencia de cálculo [i = 1 o 2, j = diagonal solappada]
Tipo de unión Uniones en K y N con espaciamiento
Rotura de la diagonal
(
)
N i,Rd = f yi ti bi + beff + 2hi − 4ti / γ M 5 Esfuerzo cortante del cordón
Ni,Rd =
f y 0 Av 3senθi
/ γM5
N 0,Rd = ( A0 − Av ) f y 0 + Av f y 0 1 − VEd / V pl , Rd
(
Uniones en K y N con solape*)
)
2
/ γM5
25% ≤ λov < 50%
Rotura de la diagonal
λ Ni,Rd = f yi ti beff + be,ov + 2hi ov − 4ti / γ M 5 50 50% ≤ λov < 80%
Rotura de la diagonal
(
)
N i,Rd = f yi ti beff + be,ov + 2hi − 4ti / γ M 5
λov ≥ 80%
Rotura de la diagonal
Ni,Rd = f yi ti ( bi + be,ov + 2hi − 4ti ) / γ M 5 Av = A0 − (1 − α) b0* t0 b0* = b0 - 2 (tw + r0)
α=
Para RHS:
1 + 4 g / 3t f 2
)
beff =
10
f y 0 Av 3
be,ov = /γM5
f y 0 t0
bi
pero
beff ≤ bi
10 f yj t j bi b j / t j f yi ti
pero
be,ov ≤ bi
b0* / t0 f yi ti
α=0
Para CHS:
Vpl,Rd =
(
1 2
VEd = (Ni,Ed sen θi )máx. Para diagonales CHS, se multiplican las reesistencias anteriores por π/4 sustituyendo b1 y h1 por d1 y b2 y h2 por d2 excepto para la resistencia a esfuerzo cortannte del cordón. *) Sólo es necesario comprobar la diagonal que recubbre i. La eficiencia (es decir, la resistencia de cálculo de la unión divvidida entre la resistencia plástica de cálculo de la diagonal) de la diagonal soolapada j debería considerarse igual a la de la diagonal que solapa.
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