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Taller Práctico sobre losCambios en el RCDF y sus NTC
(NTC para Diseño y Construcción de Estructuras Metálicas)
M. en I. Ismael Vázquez Martínez3 y 4 de junio de 2005
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I. INTRODUCCION
Criterio de Diseño
El Reglamento de Construcciones del Distrito Federal (RCDF’04) y sus Normas Técnicas Complementarias para Diseño y Construcción de Estructuras Metálicas (NTC-EM’04) consideran como criterio de diseño el de "Estados Límite" tal y como se señala en el Art. 147 que especifica que: "Toda estructura y cada una de sus partes deberán diseñarse para cumplir con los requisitos básicos siguientes:
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I. INTRODUCCION
Criterio de Diseño
• Tener seguridad adecuada contra la aparición de todo estado límite de falla posible ante las combinaciones de acciones más desfavorables que que puedan presentarse durante su vida esperada, y • No rebasar ningún estado límite de servicio ante combinaciones de acciones que corresponden a condiciones normales de operación.
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Estado Límite de Falla
Se define como estado límite de falla (Art. 148 del RCDF’04) al agotamiento de la capacidad de carga de la estructura o de cualquiera de sus componentes, incluyendo la cimentación. Para verificar que no se llegue al estado límite de falla en algún elemento estructural se debe cumplir con la siguiente expresión:
FR x Res > Fc x Factdonde :
FR = Factor de Reducción de la ResistenciaRes = Resistencia de DiseñoFc = Factor de CargaFact = Fuerza o Momento actuante.
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Estado Límite de Servicio
Se define como estado límite de servicio (Art. 149 del RCDF’04) a la ocurrencia de desplazamientos, agrietamientos, vibraciones o daños que afecten el correcto funcionamiento de la edificación, pero que no perjudiquen su capacidad para soportar cargas.
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II. CAMBIOS PRINCIPALES EN LASNORMAS TÉCNICAS COMPLEMENTARIAS
PARA DISEÑO Y CONSTRUCCIÓN DEESTRUCTURAS METÁLICAS.
(publicadas el 6 de octubre de 2004 en laGaceta Oficial del Distrito Federal)
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1. CONSIDERACIONES GENERALES
1.2 Unidades
Se conservan las unidades del sistema métrico decimal ordinario, pero también se incluyen las del Sistema Internacional de medidas:
Fuerza N (newtons)Longitud mm (milímetros)Momento N-mmEsfuerzo MPa (megapascales)
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1. CONSIDERACIONES GENERALES
1.3 Materiales
En esta nueva sección aparecen los diferentes tipos de:• Acero Estructural• Remaches• Tornillos• Metales de aportación y fundentes para soldadura• Conectores de cortante con sus respectivas normas ASTM, AWS y Norma mexicana.
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1. CONSIDERACIONES GENERALES
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1. CONSIDERACIONES GENERALES
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1.5 Tipos de estructuras y métodos de análisis
Además de las estructuras Tipo 1 (marcos continuos) y las estructuras Tipo 2 (marcos articulados), se añaden las estructuras con conexiones “parcialmente restringidas”para edificios de no más de ocho niveles o 30 m de altura, o más altos si se complementan con marcos rígidos, contraventeos, muros, o una combinación de ellos.
1. CONSIDERACIONES GENERALES
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1.5 Tipos de estructuras y métodos de análisis
Conexión Rígida:M > 0.9 Mfu
Conexión Flexible:M < 0.2 Mfu
1. CONSIDERACIONES GENERALES
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El método más exacto de análisis es el plástico de segundo orden (toma en cuenta los efectos P-Δ y P-δ).
Si no se cuenta con el anterior, se acepta la aplicación del método de análisis elástico de segundo orden (toma en cuenta el efecto P-Δ).
Las NTC ofrecen una alternativa para considerar de manera aproximada el efecto P-Δ de estructuras regulares, amplificando los resultados de un análisis elástico de primer orden.
1. CONSIDERACIONES GENERALES
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Factores de amplificación para momentos:
Si se utiliza un análisis elástico de primer orden, los momentos de diseño se obtienen mediante las siguientes ecuaciones:
Momentos de diseño en los extremos:
Muo = Mti + B2Mtp
Momentos de diseño en la zona central:
M*uo = B1 (Mti + B2 Mtp)
…(1.1)
…(1.2)
…(1.3)
1. CONSIDERACIONES GENERALES
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B2 se determina con cualquiera de las expresiones
…(1.4) …(1.5)
Donde I = índice de estabilidad del entrepiso y se obtiene de la siguiente manera:
IB
−=
11
2
( )LHQP
I OHu
∑∑ Δ
= …(2.6)
1. CONSIDERACIONES GENERALES
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2.2 Estabilidad y relaciones de esbeltez
2.2.2 Factores de longitud efectiva y efectos de esbeltez de conjunto
Excepto en estructuras regulares en las que se haga un análisis de primer orden y se empleen factores B1 y B2, el factor de longitud efectiva K no es mayor que 1.0; suele tomarse igual a 1.0, pero puede reducirse si se justifica con un estudio adecuado.
Se define el índice de estabilidad I que vale
( )LHQP
I OHu
∑∑ Δ
=
2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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2.2 Estabilidad y relaciones de esbeltez
Si I ≤ 0.08, y la estructura es regular, pueden despreciarse los efectos de segundo orden;
Si I > 0.3 en algún entrepiso, debe aumentarse la rigidez de la estructura, o de parte de ella.
2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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2.3 Relaciones ancho/grueso y pandeo local
Los valores de las relaciones ancho/grueso se limitan para evitar problemas prematuros de pandeo local.
Los valores límite se conservan sin cambios significativos, pero las ecuaciones correspondientes se presentan en forma adimensional.
2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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2.3 Relaciones ancho/grueso y pandeo local
Las secciones estructurales se clasifican en cuatro tipos dependiendo de las relaciones ancho/grueso máximas de sus elementos planos. Los tipos de sección son los siguientes:
• Secciones tipo 1: secciones para diseño plástico• Secciones tipo 2: secciones compactas• Secciones tipo 3: secciones no compactas• Secciones tipo 4: secciones esbeltas
2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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Se definen los anchos efectivos, be, de elementos esbeltos (sección tipo 4) planos atiesados comprimidos uniformemente, se determinan con las expresiones:
be = b si λ ≤ 0.673
be = rb si λ > 0.673
donde p = (1-0.22/λ)/λ
2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
…(2.7)
…(2.8)
…(2.9)
…(2.10)
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b y t son el ancho total y el grueso del elemento plano, y kes un coeficiente de pandeo de placas, que vale 4.0 para elementos atiesados (soportados en los dos bordes longitudinales).
f es el esfuerzo crítico de pandeo nominal del miembro completo en compresión.
Los anchos efectivos, be, de elementos planos esbeltos (sección tipo 4) no atiesados comprimidos uniformemente, se determinan con las mismas expresiones, pero con k = 0.43.
2. PROPIEDADES GEOMÉTRICAS
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3.2 Miembros en compresión
La fórmula para determinar la resistencia de diseño de miembros de sección transversal H, I o rectangular hueca sigue siendo la misma:
Se incluye un valor adicional del coeficiente n, 2.0, que corresponde a aceros de mayor resistencia (acero Gr.50 ksc o mayor).
3. RESISTENCIA
…(3.3)
…(3.4)
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3.2 Miembros en compresión
Desaparecen las expresiones para miembros de sección transversal cualquiera; se emplea la misma ecuación que para secciones H, I o rectangulares huecas, con un valor adecuado de n (1.4, que es el valor intermedio).
3. RESISTENCIA
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3.2.2.2 Estados límite de pandeo por torsión o por flexotorsión, y 3.2.2.3 Estados límite de flexión, torsión o flexotorsión y pandeo local, combinados
Esta sección no existía en las NTC anteriores. Aquí se proporcionan las fórmulas necesarias para determinar las resistencias de diseño considerando torsión.
3. RESISTENCIA
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3.4 Miembros flexocomprimidos3.4.2 Determinación de los momentos de diseño
Las estructuras, sean regulares o irregulares, se analizan bajo la acción combinada de las fuerzas reales que actúan sobre ellas y de fuerzas ficticias horizontales, que se aplican en la misma dirección y sentido que las fuerzas de viento o sismo. De manera que los momentos de diseño incluyen combinaciones de los dos tipos de cargas, reales y ficticias.
3. RESISTENCIA
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3.4 Miembros flexocomprimidos3.4.2 Determinación de los momentos de diseño (cont.)
Las fuerzas ficticias se aplican en cada uno de los niveles de la estructura y en todas las combinaciones de cargas; se toman iguales a 0.005 ó 0.006 veces la carga vertical de diseño (factorizada) que actúa en el nivel.
3. RESISTENCIA
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Revisión de las secciones extremasa) Secciones tipo 1 y 2
En cada uno de los extremos de la columna debe satifacerse la condición:
Secciones H o I
Secciones en cajón, cuadradas
…(3.51)
…(3.52)
3. RESISTENCIA
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Además deberá satisfacerse la siguiente ecuación:
Si la sección transversal de la columna no es ninguna de las mencionadas arriba, las ecuaciones 3.51 y 3.52 se sustituyen por:
…(3.54)
3. RESISTENCIA
…(3.53)
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…(3.55)
b) Secciones tipo 3 y 4
En cada uno de los extremos de la columna debe satisfacerse la condición:
Si la sección es tipo 3, MRX = FR SX FY, MRY = FR SY FY;
Si es tipo 4, debe tenerse en cuenta la posible falla por inestabilidad local.
3. RESISTENCIA
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Revisión de la columna completa
a) Secciones tipo 1 y 2
Debe satisfacerse la condición:
…(3.56)
Donde: FR = 0.90
…(3.57)
3. RESISTENCIA
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5.1.8 Empalmes en material grueso
Se dan recomendaciones especiales para empalmes de perfiles, laminados o hechos con placas soldadas, con paredes de más de 50 mm de grueso, sujetos a esfuerzos de tensión, producidos por tensión axial o flexión.
5. CONEXIONES
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5.3.2 Tornillos de alta resistencia al contacto o pretensionados
Según las Normas de 1993, los tornillos de alta resistencia tenían que pretensionarse siempre; ahora se permite su uso sin pretensión, excepto en los casos que se indican.
5. CONEXIONES
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5. CONEXIONES
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5.3.2 Tornillos de alta resistencia al contacto o pretensionados (cont.)
Los tornillos que trabajan al contacto se diseñan por aplastamiento. Pueden utilizarse en todas las conexiones, menos las que se indican.
5. CONEXIONES
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5.3.3 Juntas de aplastamiento y juntas por fricción (o de deslizamiento crítico)
Se definen estos dos tipos de juntas.
5.4.3 Resistencia de ruptura en bloque por cortante y tensión
Se define este nuevo estado límite y se indica cómo determinar la resistencia correspondiente.
5. CONEXIONES
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5.8 Conexiones rígidas entre vigas y columnas
Este capítulo se ha modificado sustancialmente, al grado de que su contenido puede considerarse nuevo.
5. CONEXIONES
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5.8.2 Propiedades del material para determinar la resistencia requerida en juntas y conexiones cuyo diseño queda regido por combinaciones de carga que incluyen Sismo.
Se introduce el concepto de esfuerzo de fluencia esperado del miembro conectado, Fye = Ry Fy , que se usa para determinar la resistencia requerida de la conexión.
Ry es un factor que tiene en cuenta que la resistencia de fluencia de los perfiles reales suele ser mayor que la mínima especificada. Para perfiles laminados y barras de acero A36, se toma igual a 1.5, y para los de acero A992 y placas, igual a 1.1. Pueden utilizarse otros valores de Rysi Fye se determinan experimentalmente.
5. CONEXIONES
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5.8.4 Resistencia de las conexiones
Se separan las conexiones en cuyo diseño no interviene el sismo de aquellas en las que sí interviene.
5.8.4.1 Conexiones en cuyo diseño no interviene el sismo
Se conservan requisitos semejantes a los de las NTC anteriores.
5. CONEXIONES
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5.8.4.2 Conexiones en cuyo diseño interviene el sismo
Cuando el diseño queda regido por una combinación de carga que incluye sismo, la resistencia de la conexión de cada viga será suficiente para transmitir el menor de los momentos siguientes:
Un momento Mu igual, como mínimo, a 1.1Ry Mpv, donde Mpv es el momento plástico nominal de la viga, y Rycorresponde al acero de la misma.
El momento máximo que pueda ser transmitido por el sistema.
5. CONEXIONES
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5.8.10 Relación entre los momentos en vigas y columnas
Cuando en el diseño intervienen las acciones sísmicas, en las juntas debe satisfacerse la relación
Con la condición anterior se busca tener marcos con columnas fuertes y trabes débiles.
5. CONEXIONES
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Este capítulo en las normas anteriores era el 11.
Se indican aquí los requisitos mínimos que deben cumplirse para adoptar valores del factor de comportamiento sísmico Q mayores o iguales que 2, de acuerdo con las NTC para diseño por sismo (capítulo 5).
En la Tabla 6.1, que se muestra a continuación, se proporcionan valores de Q.
6. ESTRUCTURAS DÚCTILES
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6. ESTRUCTURAS DÚCTILES
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6.1.5 Vigas de alma abierta (armaduras)
Se indican los requisitos especiales que han de satisfacerse para emplear vigas de alma abierta (armaduras) en marcos dúctiles.
Si se cumplen, puede tomarse Q = 3 en edificios de no más de tres pisos o 12 m de altura total, y en el último entrepiso de cualquier edificio.
En todos los demás deberá utilizarse Q = 2.
6. ESTRUCTURAS DÚCTILES
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6.2 Requisitos adicionales para sistemas estructurales comunes
Se incluyen marcos rígidos de ductilidad alta y de ductilidad reducida, marcos provistos de contraventeoconcéntrico dúctil y con ductilidad normal, y marcos dúctiles con contraventeo excéntrico.
6. ESTRUCTURAS DÚCTILES
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Se proporcionan tablas con los desplazamientos verticales y laterales máximos permisibles en edificios industriales, bodegas y otras construcciones semejantes, incluyendo los casos en que hay grúas viajeras.
Se especifican algunos parámetros principales que deben tomarse en cuenta al hacer un estudio de vibraciones de sistemas de piso.
7. ESTADOS LÍMITE DE SERVICIO
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7. ESTADOS LÍMITE DE SERVICIO
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III. EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLOS DE APLICACIÓN
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EJEMPLO DE DISEÑO DE TRABE TRABAJANDO A FLEXIÓN
Longitud (1) : 12.00 mSeccion propuesta : T-1
H = 700 mm.B = 300 mm.tp = 22 mm.ta = 8 mm.
Utiliza acero A-36 ,
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Propiedades Geométricas
( ) ( ) 248.1848.04.4702.2302 cmA =⋅−+∗⋅=
( ) ( ) ( ) ( ) 43
23
569,17012
2.2309.332.230212
4.4708.0 cmIxx =⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡ ∗+⋅∗⋅+
−⋅=
( ) ( ) ( ) 433
903,912
084.47012
302.22 cmIyy =∗−
+⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡ ∗⋅=
cmA
Ixxrx 41.30== cmA
Iyyry 33.7==
3873,41
cmcIxxSxx == 3660
2cm
cIyySyy ==
3555,5873,414.1 cmZx =∗= 375266014.1 cmZy =∗=
( ) 333 225231 cmtahtpbJ =∗+∗∗=
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a) en patines:
b) en almas:
Obtención de las Relaciones Ancho-Grueso.
82.62.22
302
=∗
=⋅ ptb
828.06.65==
atd
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Clasificación de la Sección
Patín:
Alma:
Entonces la trabe es sección TIPO 2
TIPO 1 TIPO 2 TIPO 3 Patines
08.932.0 =yF
E 79.1038.0 =yF
E 47.1658.0 =yF
E
Alma 55.6945.2 =
yFE 32.10571.3 =
yFE 98.15860.5 =
yFE
108.982.62
tipot
bp
→<=⋅
232.10582 tipotda
→<=
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Resistencia a la flexión
La trabe B7 es un miembro soportado lateralmente, entonces aplicando la fórmula 3.19 de la N.T.C. se obtiene:
La resistencia a la flexión: ... (3.19)( )yrpryrr MFMFfZFM ⋅≤∗=∗∗= 5.1
yp fZM ∗=
mkgcmkgcmkgcmMp ⋅=⋅=∗= 541,140150,054,14530,2555,5 2
3
mkgmkgMr ⋅≤⋅=∗= 437,166487,126541,1409.0
yy fSM ⋅=
23 530,2873,4 cm
kgcmMy ∗=
mkgcmkgMy ⋅=⋅= 287,123690,328,12mkgMF yr ⋅=∗∗=⋅ ⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛ 437,166287,1235.19.05,1
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Resistencia al cortante
Casos:a) Si
Donde:
a = separación entre atiesadores transversales
Considerando que la sección no tiene atiesadores, entonces se considera k=5En almas no atiesadas no debe exceder de 260.
... OK
... NO Cumple
Rnr FVV ⋅=
ayny
AfVfKE
th
∗=→∗
< 66.098.0
( )20.50.5
ha
k +=
th
( ) 260828.0
4.470<=
−=
th
2.6298.082 =∗
<=yfKE
th
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b) Si
62.2 < 82 < 71.1 ... NO cumple
c) Si
71.12 < 82 < 88.9 ... √ SIcumple
ay
nyy
A
th
KfV
fKE
th
fKE
∗⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢
⎣
⎡∗
=→∗
<<∗ 922
12.198.0
subcasosdosconsideranSefKE
th
fKE
yy 40.112.1 →
∗<<
∗
Resistencia al cortante
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Subcasos:
C1) Estado límite de iniciación del pandeo del alma:
165.0
ay
n A
th
KfEV ∗
⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢
⎣
⎡∗∗
=kgV
cmAA
n
a
a
292,71568.070
alma del Área
1
2
==∗=
=
Resistencia al cortante
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Subcasos:
C2) Estado límite de falla por tensión diagonal:
ayy
n A
ha
f
ha
th
KfEV ∗
⎥⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+
+
⎟⎟⎟⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜⎜⎜⎜
⎝
⎛
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+
−∗∗∗⋅
=22
2
1
50.0
1
87.0165.0
[ ] kgV
V
n
n
773,715605.6961.1212
56
6.6512001
253050.0
6.6512001
87.0107.1273
2
222
=∗+=
∗
⎥⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+
∗+
⎟⎟⎟⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜⎜⎜⎜
⎝
⎛
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+
−+=
Resistencia al cortante
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• Resumiendo :
Vn1=71,292 kg RIGEVn2=71,773 kg
Entonces :
Vr= Vn*Fr = 71,292kg*0.9 =64,163Vr=64,163kg
EJEMPLO DE DISEÑO DE TRABE TRABAJANDO A FLEXIÓN
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Comparación con elementos mecánicos actuantes ya factorizados :
Combinación de carga que rigeCaso 2: 1.1 ( CM+CVr-Sx-0.3Sy )
Momento de diseño (Md) :Md=75,255
Momento resistente de la sección (Mr):Mr= 126,487
Md < Mr OK
Cortante de diseño (Vd) :Vd= 21,205kg
Cortante resistente de la sección (Vr):Vr=64,163kg
Vd<Vr OK
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EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
w = a (CM+CV)
En donde:l = claro w = carga lineala = ancho tributarioCM = Carga muertaCV = Carga viva máxima
w = 3.0 (420+250)kg/m²
w = 2 010 kg/m
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EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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Momento máximo: Momento de diseño:
Mmáx = wl²/8 Md = 1.4*36 180 kg-mMmáx = 2 010 *12²/8 Md = 50 652 kg-m Mmáx = 36 180 kg-m
Perfil propuesto: W21X44 (IR 533X65.8 kg/m)
Area del perfil (At) = 83.9 cm²
d = 525 mmb = 165 mmtp = 11.4 mmta = 8.9 mm
Utilizar: Acero A-36 fy=2530 kg/cm²
EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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h/ta = 52.5 cm/0.89 cm = 58.9 < 5366/√fy = 5366/√2530= 106.7 ok
Distribución de esfuerzos en secciones compuestas completamente plastificadas:
Determinación del ancho efectivo be :
• 2 x l/8 = 2 x (1200/8) = 300 cm• 2*s/2 = 2*(300/2) = 300 cm • Distancia al borde de losa• 2*8e = 2*8*9 cm = 144 cm rige
EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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Sea f´c = 250kg/cm²
f*c = 0.8*250 = 200 kg/cm²
f"c = [1.05 - (f*c/1250)]f*c = [1.05 - (200/1250)]200 = 178 kg/cm²
f"c = 178 kg/cm² > 0.85 f*c = 170 kg/cm²
f"c = 170 kg/cm²
EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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Peralte del bloque de compresión en la losa:
a = (At*fy)/(be*f"c)a = (83.9*2530)/(144*170) = 8.67 cm < 9.0 cm
Entonces el eje neutro plástico está en la losa de concreto.
EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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Momento resistente nominal:
Mn = At*fy [d/2 + tc-(a/2)]
Mn = 83.9*2530 [(52.5/2) + 9-(8.67/2)]
Mn = 6 562 234 kg- cm
Mn = 6 562 234 kg- cm (1m/100cm) = 65 622 kg-m
Mn = 65 622 kg- cm > Md= 50 652 kg-m ok
EJEMPLO DE LARGUERO TRABAJANDO EN SECCION COMPUESTA
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EJEMPLO DE DISEÑO DE COLUMNA TRABAJANDO A FLEXOCOMPRESIÓN
Altura de entrepiso (h): 3.50 mSección propuesta: C-2
H = 800 mm
B = 600 mmtp = 44 mmta = 25 mmd = 712 mm
Utilizar acero A-36 fy = 2530 kg/cm2
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Propiedades Geométricas
( ) ( ) 27061785285.24.4280604.42 cmA =+=⋅∗−+∗⋅=
( ) ( ) ( ) ( ) 43
23
476,83012
4.4608.374.460212
4.42805.2 cmIxx =⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡ ∗+⋅∗⋅+
∗−⋅=
( ) ( ) ( ) 433
493,15812
5.28.88012
604.42 cmIyy =∗−
+⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡ ∗⋅=
cmA
Ixxrx 3.34== cmA
Iyyry 98.14==
3762,201
cmcIxxSxx == 3283,5
2cm
cIyySyy ==
3669,232076214.1 cmZx =∗= 3023,6528314.1 cmZy =∗=
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Diseño de Columna
En la figura se muestran las solicitaciones que debe soportar la columna en estudio. Los elementos mecánicos se han obtenido mediante un análisis de primer orden y están multiplicados por el factor de carga FC=1.1, correspondiente a la combinación de cargas gravitacionales y accidentales.
Carga vertical Sismo X Sismo Y
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Clasificación de la Sección
Se revisan las relaciones ancho grueso de la sección propuesta y se comparan con las máximas de la Tabla 2.1, Normas NTC-RCDF-2004.
Clasificación de las Secciones Descripción
del Elemento Tipo 1
(Diseño Plástico) Tipo 2
(Compactas) Tipo 3
(No Compactas) Patines de secciones I, H
o T y de canales, en flexión
08.932.0 =yF
E 73.10540=
yF 50.16830
=yF
Almas en
flexocompresión ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
y
u
y PP
FE 4.00.145.2 ⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ −
y
u
y PP
FE 6.00.175.3 ⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ −
y
u
y PP
FE 74.00.16.5
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Placas horizontales (patines):
Los patines son Tipo 1
Placas verticales (alma):
Relación
Clasificación de la Sección. Revisión de las Relaciones Ancho-Grueso.
08.932.08.64.42
602
=<=×
=yp F
EtB
yPPu
1 Tipo es alma el 19.545.285.2
4.4280td
16.654.00.1E2.45
:es 1 Tipo secciones para máxima tdrelación la
158.02.17867.282
PP
ton217861025307061.1)0.3S - S - C (CM ton 652.28254.183.059.25.274
a
a
y
u
3
yxvr
<=×−
=
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
==
=××==
⋅+=×++=
y
u
y
-yy
u
PP
F
.AFPP
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Determinación de los factores de longitudes efectivas de pandeo de la columna.
Se evalúan las longitudes efectivas de pandeo de la columna en los planos de los dos marcos.
Para determinar estos factores, únicamente se requieren los momentos de inercia alrededor de los dos ejes y las longitudes de las columnas y vigas. Los perfiles utilizados en las columnas y vigas son los mismos en los niveles de interés.
En los momentos de inercia de las vigas no se ha tomado en cuenta el efecto de los sistemas de piso compuestos acero-concreto.
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Determinación de los factores de longitudes efectivas de pandeo de la columna.
En las rigideces relativas de vigas y columnas se han utilizado las distancias entre ejes (puntos de intersección de los ejes de estos elementos) lo que es, en general, conservador.
Los factores de longitud efectiva K se obtienen mediante los nomogramas de los comentarios de las normas NTC, correspondientes a marcos con desplazamiento lateral impedido y permitido.
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
LI
∑
∑
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
=
t
t
c
c
LILI
ϕ
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Marco del Eje B Marco del Eje 2
EJEMPLO DE DISEÑO DE COLUMNA TRABAJANDO A FLEXOCOMPRESIÓN
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EJEMPLO DE DISEÑO DE COLUMNA TRABAJANDO A FLEXOCOMPRESIÓN
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Marco eje BNudo Superior (ϕs) Nudo Inferior (ϕi)
Cálculo de los Coeficientes ϕ
2.31.14228.4522=
××
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
=
∑
∑
t
t
c
c
s
LILI
ϕ
⎪⎩
⎪⎨⎧
=
=×+
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
=
∑
∑
**
*
a) (caso 88.0b) (caso 88.1
98.21.1422
2.3968.452
y
t
t
c
c
i
K
LILI
ϕ
Marco eje 2Nudo Superior (ϕs) Nudo Inferior (ϕi)
9.125.2074.161
23732=
+×
=sϕ
⎪⎩
⎪⎨⎧
=
=++=
**
*
a) (caso 97.0b) (caso 3.3
06.125.2074.161
20762373
x
i
K
ϕ
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• Alrededor de X.Son debidos a carga vertical sólamente. Se determinan los coeficientes de flexión correspondientes a cada marco.
(curvatura doble)
• Alrededor de Y.En la condición de carga en estudio, son los de carga vertical más el 30% de los producidos por sismo; ambos ocasionan curvatura simple.
Momentos Mti.
( ) ( ) 05.10 37.6 infsup == xtixti MM
346.005.1037.64.06.04.06.0
2
1=−=−=
MMCx
( ) ( )( ) ( ) t.m68.2764.913.019.0M
t.m323.86.273.0043.0infti
sup
y =⋅+==⋅+=ytiM
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Luego:
Los coeficientes c intervienen únicamente en B1, factor de amplificación de los momentos producidos por cargas que no ocasionan desplazamientos laterales de entrepiso significativos (Mti). En este ejemplo, carga vertical (alrededor de los ejes X y Y) y sismo Y.
479.068.27
323.84.06.04.06.02
1=−=−=
MMCy
Momentos Mti.
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Cargas Críticas Elásticas del Entrepiso
Se determinan las cargas elásticas críticas del entrepiso en que se encuentra la columna en estudio, en las dos direcciones en que se efectúa el análisis; se necesitan para calcular los factores B2 de amplificación de los momentos, mediante la ecuación de las NTC-Acero.
Con desplazamientos laterales impedidos.
( ) ton020,145kg 1000
ton1
cm 3.34cm 35097.0
cmkg000,039,2cm706
2
222
2
2
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛×
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ×
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅
=
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ⋅
=π
π
rLKEAtP iEx
( ) ton699,33kg 1000
ton1
0.1535088.0
cmkg000,039,2cm706
2
222
2
2
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛×
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ×
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅⋅
=
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ⋅
=π
π
rLKEAtP iEy
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Cargas Críticas Elásticas del Entrepiso
Con desplazamientos laterales permitidos.
(No es necesaria)
( ) ton530,12
3.343503.3
000,039,27062
2
2
2
=
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ×
×⋅=
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ⋅
=ππ
rLKEAP tpEx
( ) ton7383
0.1535088.1
000,039,27062
2
2
2
=
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ×
×⋅=
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ⋅
=ππ
rLKEAP tpEy
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Cargas Críticas Elásticas del Entrepiso
Para determinar las cargas elásticas del entrepiso, la ecuación anterior proporciona un valor aproximado, en función de la rigidez lateral elástica del entrepiso. Al calcular la rigidez lateral deben tomarse en cuenta todos los elementos de la estructura (marcos rígidos, muros y contraventeos), que contribuyen en ella en cada una de las direcciones del análisis, en el edificio completo. Con la rigidez lateral se calcula B2 con la ecuación que se especifica posteriormente.
En el entrepiso hay 16 columnas tipo C-1 y 8 columnas tipo C-2.
∑ =×+×= 2cm 4.1856670684.80716TA
∑ =×= tonPu 576,627424
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Como las fuerzas normales y los momentos se obtuvieron mediante un análisis convencional de primer orden, los momentos de diseño de cada columna en los dos planos se determinan como sigue:
Momentos de diseño en los extremos de las columnas:
(1.1)
Momentos de diseño en la zona central de la columna
(1.2)
Determinación de los momentos de diseño Muox, Muoy, Muox
* y Muoy*.
tptiuo MBMM ⋅+= 2
( )tptiuo MBMBM ⋅+⋅= 21*
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• Se evalúan los momentos de diseño de la columna en los dos planos, con las ecuaciones 1.1 y 1.2 de las NTC-Acero.
• En marcos que forman parte de estructuras que tienen rigidez suficiente para que puedan despreciarse los efectos de esbeltez debidos a desplazamientos laterales de entrepiso desaparece el término de las ecuaciones 1.1 y 1.2 y los momentos son la suma de los producidos por las acciones verticales y horizontales.
Determinación de los momentos de diseño Muox, Muoy, Muox
* y Muoy*.
tpMB ⋅2
tiM
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Los factores de amplificación B1 que son propios de cada columna, toman en cuenta que ésta forma parte de dos marcos. Se calculan con las ecuaciones:
Con desplazamientos restringidos.
Determinación de los factores de amplificación de los momentos B1x y B1y.
( )
1.0B 0.1347.0
1450209.07.2821
346.0
0.11
1x
1
=∴<=
×−
=
>−
=
ix
exR
u
xx
B
PFP
CB
( )
1.0B 0.1484.0
336999.07.2821
479.0
0.11
1y
1
=∴<=
×−
=
≥−
=
iy
ieyR
u
yy
B
tPFP
CB
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Con desplazamientos permitidos.
Determinación de los factores de amplificación de los momentos B1x y B1y.
1.0B 0.1355.0
125309.07.2821
346.01x =∴<=
×−
=ixB
1.0B 0.1500.0
73839.07.2821
479.01y =∴<=
×−
=iyB
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En el cálculo de los factores B1, la fuerza Pu es la compresión total de la columna, que incluye carga vertical más sismo, mientras que , que interviene en la evaluación del factor B2, es la carga vertical total en el entrepiso, más carga viva, sin ningún efecto sísmico.
Cálculo de B2
( )∑ =×= ton3007201253024tpexP
( )02.1 1 02.1
30072065761
1
11
1
22
2
=⇒>=−
=
≥−
=
∑∑
xx
e
ux
BB
PP
B
∑ uP
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Se aplican las ecuaciones (1.1) y (1.2) de las Normas:
Únicamente se revisará el extremo inferior, debido a que los dos momentos Muox y Muoy, son mayores en el extremo inferior que en el superior.
En el cálculo de y se utilizan los momentos máximos, aunque no se presenten en el mismo extremo.
⎩⎨⎧
=+=⋅+==×+=⋅+=
ton.m64.27064.27 ton.m9.5262.4502.137.6
:superior Extremosupsup
supsup
2
2
tpyytiyuy
tpxxtixuox
MBMMMBMM
( ) ( ) ( )( ) ( )⎩
⎨⎧
=+=⋅+==×+=⋅+=
ton.m83.91083.91 ton.m33.7206.6102.105.10
:inferior Extremoinfinf
infinf
2
2
ytpyytiuoy
xtpxxtiuox
MBMMMBMM
( ) ( )[ ] ( ) ton.m33.7206.6102.105.100.1*21 =×+×=⋅+⋅= xtpxxtixuox MBMBM
[ ] ton.m83.910)83.91(0.12*1 =+⋅=⋅+= ⎥⎦
⎤⎢⎣⎡ ⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛ yMtpyByMtiBM yuoy
EJEMPLO DE DISEÑO DE COLUMNA TRABAJANDO A FLEXOCOMPRESIÓN
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Se siguen las recomendaciones del artículo 3.2 de las NTC, utilizando la esbeltez crítica de las columna que corresponde a la mayor de las dos longitudes efectivas.
Relación de esbeltez efectiva máxima de la columna.Como rx=34.3 cm > ry = 15.0 cm, el pandeo alrededor de Y es crítico.
Resistencia de diseño en compresión axial.
7.333.343503.3
=×
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
xr
KL 0.210.1535090.0
=×
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
yr
KL
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Como la columna es un perfil soldado fabricado con tres placas soldadas obtenidas cortándolas, con oxígeno, de placas más anchas n=1.4.
Resistencia de diseño en compresión axial.
378.07.332 ==⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ ⋅
=EF
EF
rLK yy
maxππ
λ
( ) ( ) ton3.15411025309.015.0378.01
70615.01
34.1/18.28.2/122
=××−+
=−+
= −Rynnn
tc FFAR
λ
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Con la tabla 2.2. Miembros en compresión axial, NTC del RCDF,
• Esfuerzo de diseño , • FR = 0.9, • n = 1.4 y • Fy = 2530 kg/cm2,
se obtiene el valor de Rc más rápìdamente.
Resistencia de diseño en compresión axial.
t
c
AR
7.33=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
maxr
KL 2kg/cm 2181=t
c
AR
ton8.1539107062181 3 =××= −cR
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Se siguen las recomendaciones del artículo 3.3.2 o se utiliza la ecuación aproximada, válida sólo para secciones I o H, del artículo 3..3.2.1a (para secciones tipo 1 y 2).
• Flexión alrededor de X
Cálculo de longitud máxima no soportada lateralmente Lpx.Para secciones I:, se emplea la ecuación (3.33)
ton.m8.598)1000100/()253023127( =××== yxpx FZM ton.m9.5388.5989.0 =×=⋅ pxR MF
yrE⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+=
y2
1px
FMM076.012.0L
3504.1530152,530
000,039,2598.8
45.626.37076.012.0Lpx >>=×⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++=
Resistencia de diseño en flexión alrededor de los ejes centroidales y principales
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Lpx es mucho mayor que la altura de la columna, de manera que el pandeo lateral no es crítico.
• Flexión alrededor de Y ton.m38.1521025306023 6 =××== −
ypy ZyFM
ton.m14.13738.1529.0 =×=⋅ pYR MF
EJEMPLO DE DISEÑO DE COLUMNA TRABAJANDO A FLEXOCOMPRESIÓN
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Cuando las secciones transversales de las columnas son tipo 1 o 2, han de cumplirse simultáneamente las dos condiciones siguientes, con las que se revisan, respectivamente, la resistencia de las secciones extremas y la posible falla por inestabilidad:
Revisión de las secciones extremasSe emplea la ecuación (3.51) de las normas
(3.51)0.160.085.0<
∗+
∗+
∗ pyR
uoy
pxR
uox
yR
u
MFM
MFM
PFP
Columnas que forman parte de estructuras regulares
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Ya no se revisa la ecuación para el extremo superior ya que se vió que el extremo inferior es el que rige
Se aplica la ecuación para el extremo inferior
0.176 + 0.114 + 0.402 = 0.69 < 1.0 Correcto
0.14.1529.083.9160.0
8.5989.033.7285.0
17869.06.282
<××
+××
+×
EJEMPLO DE DISEÑO DE COLUMNA TRABAJANDO A FLEXOCOMPRESIÓN
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• En secciones tipo I o H en cajón, se utiliza la ecuación (3.56).
(3.56)
El momento resistente de diseño, por flexión alrededor del eje X, se determina en forma aproximada con la ecuación siguiente, la cual es válida para secciones I o H.
0.1**
<∗
++pyR
uoy
m
uox
c
u
MFM
MM
RP
pxRpxy
Rm MFMEFy
rL
FM <⋅⎟⎟⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜⎜⎜
⎝
⎛⋅⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
−=55.18
07.1
Revisión de la columna completa por inestabilidad individual
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L es la longitud libre de la columna, entre secciones soportadas lateralmente, en centímetros, ry es el radio de giro alrededor del eje Y-Y en centímetros, Fy es el esfuerzo de fluencia del acero en kg/cm2 y Mpx es el momento plástico resistente nominal en ton.m
Se toma por lo tanto Mm = 538.9
Sustituyendo valores en la ec. (3.4.9):
0.183 + 0.134 + 0.670 = 0.987 < 1.0 Correcto
9.53876.5528.59855.18
000,039,2530,2
15350
07.19.0 >=⋅
⎟⎟⎟⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜⎜⎜⎜
⎝
⎛⋅⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
−=mM
0.114.13723.91
9.53833.72
3.15416.282
<++
Revisión de la columna completa por inestabilidad individual
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La columna es adecuada de acuerdo con el diseño por estados límite (NTC-2004), está trabajando a un 99% de su capacidad.
CONCLUSIONES