4.- Conexiones (Documento Prof. Escamilla)

CAPÍTULO 4 TIPOS DE CONEXIONES

4.1 INTRODUCCIÓN A partir de los sismos de Northridge y Kobe, particularmente en los Estados Unidos, se han venido desarrollando programas de investigación por diferentes personas y entidades. Estos han tenido el propósito de identificar conexiones que presenten un mejor comportamiento para la construcción de pórticos de acero, así como para la reparación y adecuación de los pórticos ya existentes. Generalmente, las modificaciones en las conexiones consisten en una combinación de mejoras en los procedimientos de soldadura y variaciones del diseño de la conexión.

COLUMNA

VIGA

COLUMNA

VIGA

COLUMNA

VIGA

COLUMNA

VIGA

(RECTANGULAR)

CONEXIÓN CONEXIÓN

CONEXIÓN CONEXIÓN

CUBREPLACACARTELASUPERIOR

CARTELAINFERIOR

PLACA LATERAL

TIPO CUBREPLACA ACARTELADA

CON PLACA LATERALTM

CON MÉNSULAS

MÉNSULASUPERIOR

SUPERIOR

CUBREPLACA INFERIOR

(SIDE PLATE )

MÉNSULA INFERIOR

Figura 4-1

TIPOS DE CONEXIONES

Diseño Sísmico de Conexiones Resistentes a Momento en Estructuras de Acero

72

El comportamiento deseado, según las recomendaciones [Ref. 32], consiste en desplazar el punto de formación de las rótulas plásticas a una distancia predeterminada desde la cara de la columna a lo largo de la luz de la viga. Esto puede lograrse mediante un refuerzo local de la sección de la viga en la conexión, o mediante una reducción de la sección de la misma en los puntos en dónde se desea la formación de la rótula plástica. Se han desarrollado varios métodos para reforzar las conexiones así como para reducir la sección de las vigas (ver Fig. 4-1), algunos de estos han sido patentados y todos han sido ensayados para determinar su capacidad de rotación plástica; muchos de los resultados de los ensayos se han publicado en numerosos documentos [Refs. 20, 24, 25, 27, 29, 31, 32, 41, 46] y además existen direcciones electrónicas [Ref. 42] en las cuales se presentan bases de datos para diferentes tamaños de miembros. La elección de un determinado sistema de conexión depende de un gran número de variables que deben examinarse de acuerdo al tipo de proyecto específico, entre las cuales debe prestarse especial atención al aspecto económico, legal, requerimientos arquitectónicos y desempeño estructural de las conexiones. La dificultad está, entonces, en elegir o diseñar el tipo de conexión que más se ajuste a las necesidades del proyecto. Dadas las condiciones locales, lo ideal sería contar con un sistema de conexión confiable, que cumpla con las características de versatilidad y facilidad de diseño y construcción que permita una amplia aplicación en el medio. A continuación se presentan algunos de los tipos de conexión más comunes con sus principales características. 4.2 CONEXIONES TIPO CUBREPLACA (COVER PLATES) En este tipo de conexión se agregan platinas de refuerzo a las aletas de la viga. Estas platinas se sueldan mediante soldaduras de filete proporcionadas para transmiti r las fuerzas de la platina a las aletas (ver Fig. 4-2). La platina de refuerzo inferior se suelda a la columna en el taller y la aleta inferior de la viga se suelda en campo a la columna y a la platina de refuerzo. La aleta de la viga y platina de refuerzo superiores se sueldan en campo a la aleta de la columna. El funcionamiento deseado en esta conexión consiste en desplazar la rotación de las rótulas plásticas mediante el refuerzo tanto de la viga, por intermedio de las platinas, como de la junta soldada en la cara de la columna. La conexión del alma puede hacerse usando soldadura o pernos de alta resistencia. Este tipo de conexión se convirtió en la más usada inmediatamente después del sismo de Northridge debido a que fue una de las primeras ensayadas que alcanzó niveles de rotación plástica aceptables y debido a que es relativamente económica, comparada con otras configuraciones de refuerzo, y tiene un impacto arquitectónico limitado. Como consecuencia existe un gran número de ensayos realizados con este tipo de conexión, cubriendo un amplio intervalo de tamaño de miembros [Ref. 32].

Capítulo 4 – Tipos de Conexiones

73

Figura 4-2 CONEXIÓN TIPO CUBREPLACA

Este tipo de conexión parece ser más confiable que el detalle típico Pre-Northridge, sin embargo, en un número significativo de ensayos se han reportado fallas causadas por fracturas similares a las descubiertas en la conexión Pre-Northridge. Por esta razón se recomienda a los diseñadores usar conexiones alternativas a menos que se utilicen en sistemas aporticados con un alto grado de redundancia. Uno de los factores críticos que debe tenerse en cuenta en el diseño de este tipo de conexiones es el espesor total de la aleta de la viga y la platina de refuerzo. Durante el diseño se debe tratar de minimizar éste espesor porque de esta forma se reducirá el tamaño de la soldadura de penetración completa entre estos elementos y la columna. Aunque no existe una especificación por parte de la AWS o la AISC una recomendación aproximada consiste en limitar el espesor total a la menor dimensión entre: dos veces el espesor de la aleta de la viga, y el espesor total de la columna. [Ref. 32] 4.3 CONEXIONES DE PLACA LATERAL (SIDE PLATETM) Este tipo de conexión consiste en un sistema patentado (SidePlateTM) en el cual las fuerzas de tracción y compresión se transmiten, desde la viga a la columna, a través de soldaduras de filete. La principal ventaja de este tipo de conexión es la eliminación de las soldaduras de penetración completa entre las aletas de la viga y la columna, evitando de esta manera las fracturas frágiles de la soldadura, principal problema de la conexión Pre-Northridge.


74

Figura 4-3 CONEXIÓN DE PLACA LATERAL

El sistema mostrado en la figura 4-3 ha demostrado, experimentalmente, un comportamiento adecuado alcanzando niveles de deformación plástica satisfactorios [Ref. 20]. Las principales características del sistema con placa lateral que contribuyen con su comportamiento son: • La geometría del sistema permite que exista una separación física entre la cara de la

columna y el extremo de la viga (ver figura 4-3) lo que elimina los comportamientos frágiles observados en el detalle Pre-Northridge.

• El uso de las platinas laterales de profundidad completa proporciona un mecanismo de

disipación de energía fuera de la columna. El comportamiento rotacional es independiente de la participación de la zona de panel de la columna. [Ref. 20]. Igualmente el incremento de rigidez proporcionado por las platinas laterales incide en la rigidez global del pórtico, lo que puede usarse para cumplir con los requisitos de deriva.

• Este sistema permite que todas las soldaduras de filete se ejecuten en el taller y una

secuencia de montaje usando el sistema columna en árbol (ver figura 4-4), logrando eficiencia de montaje y una reducción en los procedimientos de inspección de soldaduras.

• Las trayectorias de carga están identificadas y entendidas. La transferencia de

momentos se logra mediante el uso de platinas y soldaduras de filete cargadas de manera predecible. El conocimiento de los mecanismos reales de transferencia de las cargas provee un entendimiento de la función de cada elemento en la conexión y permite la aplicación de un procedimiento racional de diseño.


75

1,33 VECES LAPROFUNDIDAD DELA VIGA

VIGA VÍNCULO

CONEXIÓNSidePlateTM

Figura 4-4 PROCESO DE MONTAJE

A pesar del buen comportamiento demostrado experimentalmente por este tipo de conexiones, presenta algunas desventajas que deben tenerse en cuenta de acuerdo con el tipo de proyecto a ejecutar: • Por el hecho de ser un sistema patentado, su utilización esta sujeta a la aprobación del

dueño de la patente, lo que conduce a costos adicionales. • A pesar de los beneficios de rigidización, la utilización de las platinas laterales y de las

platinas superior e inferior representan una mayor cantidad de acero en el proyecto. • Tienen un impacto arquitectónico relativamente mayor al de otros tipos de conexión. 4.4 CONEXIÓN CON SECCIÓN DE VIGA REDUCIDA En este sistema de conexión se reduce la sección de la viga en un segmento determinado, con el fin de localizar, dentro del mismo segmento, la rótula plástica, alejada de la cara de la columna, y disminuir las tensiones máximas promedio en la cara de la columna. Existen varias maneras de reducir la sección de la viga, una de ellas consiste en remover una porción de las aletas de la viga de manera simétrica alrededor del eje de la misma, lo que se ha denominado como el perfil “hueso de perro” (dog bone); otro método consiste en taladrar una serie de agujeros en las aletas de las vigas.


76

CIRCULAR

AGUJEROS PROGRESIVOS

SECCIÓN REDUCIDA

AGUJEROS CONSTANTES

RECTA

Figura 4-5 CONEXIÓN CON SECCIÓN DE VIGA REDUCIDA

El tipo de conexión con sección reducida ha sido ensayado exitosamente y ha mostrado un comportamiento plástico satisfactorio [Ref. 27] en numerosos ensayos, sin embargo es necesario tener especial cuidado con la forma utilizada para hacer las reducciones de sección, estas deben ser transiciones suaves para evitar efectos de concentración de tensiones. El comportamiento de esta conexión es directamente dependiente de la calidad de las soldaduras de penetración completa entre las aletas de vigas y columnas y del comportamiento transversal de las aletas de la columna. Una de las principales desventajas de este tipo de conexión es que requiere el uso de vigas más grandes para mantener la resistencia requerida en la sección reducida, esto es, se requiere una cantidad adicional de material (ver figura 4-6). En países como Estados Unidos, en los que la mano de obra es más costosa, el sobrecosto por el incremento en material puede compensarse por el ahorro generado por el uso de una conexión sencilla entre viga y columna. Sin embargo en países como Colombia , en el que los costos de la mano de obra son baratos, comparados con los costos del acero, el uso de esta solución puede ser inadecuada desde el punto de vista económico.


77

MATERIAL ADICIONAL NECESARIO

Figura 4-6 MATERIAL EN EXCESO EN CONEXIONES DE SECCIÓN REDUCIDA

4.5 CONEXIONES ACARTEL ADAS Este tipo de conexión incluye refuerzos soldados a la viga y a la columna (ver figura 4-7) mediante los cuales se pretende disminuir la tensión en la soldadura de la aleta de la columna y así desplazar, de la cara de la columna, el punto de formación de la rótula plástica.

12

Figura 4-7 CONEXIÓN ACARTEL ADA

Esta conexión puede estar sujeta a fallas en el espesor de la aleta de la columna, sin embargo, es más resistente que las conexiones con platinas de refuerzo. Su buen desempeño depende de la calidad de la soldadura de las aletas de la viga. Los diseños pueden incluir una cartela en el centro de la aleta o dos distribuidas en ésta, sin embargo, algunos ensayos realizados sobre conexiones con una sola cartela demuestran que se pueden presentar fallas prematuras en la soldadura de ésta con la viga, por lo tanto es


78

recomendable realizar este tipo de conexiones con dos cartelas distribuidas en la aleta. También es importante tener en cuenta que las cartelas pueden causar concentración de tensiones en las aletas de la columna generando pandeos locales en ésta y posiblemente por este motivo su comportamiento no sea adecuado cuando se utilizan en conexiones con miembros ligeros. Según fabricantes y constructores el costo de esta conexión es relativamente alto en comparación con otras. 4.6 CONEXIONES CON ALMA RANURADA Como se expuso en el Capítulo 1, una de las fallas más comunes observadas después del sismo de Northridge consiste en la fractura de la soldadura entre las aletas de viga y columna, causada por una concentración de tensiones en la zona central de la misma, en el punto que coincide con el alma de la columna. En este tipo de conexión se usan ranuras horizontales en el alma de la viga, como se muestra en la figura 4-8, con el objetivo de obtener una distribución de tensiones y deformaciones más uniforme a través de la aleta de la viga en la conexión, esto es, evitar la concentración de tensiones, en el centro de la aleta de la viga, observada en las conexiones Pre-Northridge.

Figura 4-8 CONEXIÓN CON ALMA RANURADA

Este tipo de conexión ha sido ensayada exitosamente [Ref. 38] y viene siendo usada en Estados Unidos tanto para reparación y rehabilitación de conexiones Pre-Northridge como para la construcción de pórticos nuevos.


79

Existen diversas variaciones de este tipo de conexión, sin embargo el más ensayado consiste en un sistema patentado, como el que se muestra en la figura 4-8 y que ha mostrado resultados muy satisfactorios. [Ref. 5 ]. Este sistema patentado (SSDA) logra un comportamiento adecuado a través de: • Una distribución de tensiones y deformaciones uniformes en la soldadura entre las

aletas de viga y columna, • el pandeo local de las aletas de la viga bajo cargas de compresión, • permite un pandeo independiente del alma y de las aletas de la viga, • eliminación de la toma de tensiones de cortante por las aletas de la viga, • eliminación del modo de pandeo torsional y • participación del alma de la viga para resistir la porción de momento correspondiente Este detalle ha demostrado una capacidad de rotación inelástica adecuada, sin embargo requiere de una buena calidad de soldadura ejecutada en campo. Es un detalle potencialmente económico pero, como ya se mencionó, es patentado. 4.7 CONEXIONES CON COLUMNA EN ÁRBOL En este tipo de conexión, ampliamente usado en Japón, se sueldan, en taller, pequeñas porciones de viga a la columna usando una soldadura de penetración completa, el resto de viga es pernada o soldada en campo.

Figura 4-9 CONEXIÓN CON COLUMNA EN ÁRBOL


80

Existen variaciones de éste detalle dependiendo si la conexión de la viga en campo se ejecuta con pernos o soldadura. Se obtienen mayores beneficios si dicha conexión se hace pernada ya que el procedimiento de soldadura, en el taller, entre las porciones de viga y la columna resulta en una soldadura de alta calidad, de fácil inspección y económica. Las porciones de viga soldadas a la columna pueden ser de mayor sección que el resto de viga para desplazar la formación de rotulas plásticas a una distancia predeterminada desde la cara de la columna. Este tipo de conexión sufrió daños considerables durante el sismo de Kobe en 1995, sin embargo el tipo de detalle usado all í presenta características inconvenientes, por ejemplo se daba continuidad a las porciones de viga y se soldaba la parte superior e inferior de la columna en el taller. Sin embargo este detalle ofrece ventajas importantes que pueden resultar en sistemas aporticados con comportamientos adecuados. Esta conexión ha sido ensayada principalmente en Japón. En Estados Unidos se cuenta con algunos resultados de ensayos [Ref. 38] que han presentado resultados satisfactorios. El comportamiento de la conexión depende directamente de la calidad de la soldadura entre aletas de viga y columna y de las propiedades transversales de la aleta de la columna. 4.8 CONEXIONES CON MÉNSULA INFERIOR Al igual que las conexiones tipo cubreplaca y con cartelas, el propósito de las conexiones con ménsula inferior es desplazar de la cara de la columna el punto de formación de rótula plástica incrementando la profundidad de la sección y así reducir la tensión en la soldadura. La configuración de este tipo de conexiones se muestra en la figura 4-10.

Figura 4-10 CONEXIÓN CON MÉNSULA INFERIOR


81

Tratando de mejorar las conexiones de edificaciones existentes mediante la utilización de ménsulas inferiores se llevó a cabo en 1998 un proyecto por la NIST y la AISC el cual demostró que este tipo de conexiones tienen un buen comportamiento debido a que la ménsula crea un soporte por debajo de la aleta inferior de la viga que ayuda a reducir las tensiones a flexión efectivas en la viga y reduce altamente la cortante que se transmite a la columna. Este tipo de conexión ha sido utilizado exitosamente en la rehabilitación de conexiones en edificios existentes, demostrando en varios ensayos [Ref. 32] un comportamiento adecuado, a excepción de aquellos especimenes en los que la junta soldada vulnerable se dejó en la aleta superior de la viga. Antes de utilizar conexiones con ménsula inferior es necesario tener en cuenta que la soldadura que une las ménsulas, con la viga y la columna pueden ser difíciles de realizar. También que al incrementar la profundidad de la viga puede resultar una configuración poco atractiva arquitectónicamente. Además que el comportamiento puede no ser adecuado si la aleta superior de la viga no está exenta de pandeo. 4.9 CONEXIONES CON MÉNSULAS INFERIOR Y SUPERIOR Como se ilustra en la figura 4-11, este tipo de conexión presenta ménsulas por debajo de la aleta inferior de la viga y por encima de la aleta superior de la misma.

CUALQUIERADE LAS DOS

Figura 4-11 CONEXIÓN CON MÉNSULAS SUPERIOR E INFERIOR


82

Los ensayos realizados utilizando este tipo de conexión han demostrado grandes rotaciones plásticas, sin embargo la gran ventaja que presenta con respecto a las demás es que debido a ser muy redundante, cuando falla alguna de las soldaduras de las ménsulas, se cuenta con la resistencia de las soldaduras de las aletas de la viga. Sin embargo, esta conexión, es una de las más costosas y además la presencia de las ménsulas superior e inferior pueden ser un problema arquitectónico. 4.10 CONEXIONES DE PLACA EXTREMA (END-PLATE) Este tipo de conexión consiste en una platina que se suelda, en el taller, al extremo de la viga, que posteriormente se perna en campo a la aleta de la columna (ver figura 4-12). Existen variaciones de esta conexión según el número de pernos usados; las configuraciones más usadas se muestran en la figura 4-12.

PLACAEXTREMA

Figura 4-12 CONEXIÓN DE PLACA EXTREMA

Las conexiones de placa extrema han sido ampliamente ensayadas demostrando un comportamiento satisfactorio [Refs. 24, 25] en la construcción de edificios de acero en Estados Unidos después del sismo de Northridge. La principal ventaja de este tipo de conexión consiste en ser una conexión que utiliza soldadura hecha en el taller y se perna en el campo. La fuerza transmitida por las aletas de la viga se distribuye en un área mayor de la aleta de la columna que en el caso de las conexiones Pre-Northridge. El uso de este tipo de conexión presenta algunas dificultades de tipo constructivo debido a la exactitud necesaria en cuanto a la longitud de las vigas, y la escuadra de las platinas y la columna; sin embargo estas dificultades son superables sin mayor incidencia económica.


83

4.11 CONEXIONES PRECALIFICADAS A medida que se conozcan más resultados de las investigaciones experimentales para cada tipo de conexión, será posible establecer procedimientos de diseño que garanticen, para un intervalo de tamaños de miembros, un comportamiento adecuado. Esto es, contar con conexiones precalificadas que puedan usarse siguiendo recomendaciones específicas. A partir de su experiencia algunos autores han propuesto métodos de diseño para diferentes tipos de conexiones, que cuentan con historia de ensayos. Estos procedimientos no son definiti vos, puesto que cada nueva investigación puede aportar elementos que los modifiquen. En la siguiente sección se presentan dos ejemplos de diseño basados en las investigaciones de Thomas M. Murray [Refs. 24 y 25] y Abolhassan Astaneh-Asl [Ref. 7]. 4.12 EJEMPLOS DE DISEÑO A continuación se presenta el diseño de tres tipos diferentes de conexión. El primero de ellos, una conexión tipo placa extrema basado en las [Refs. 24 y 25]. El segundo ejemplo consiste en el diseño de una conexión de sección de viga reducida basado en la [Ref. 13]. Y el último de ellos ilustra el procedimiento de diseño para una conexión del tipo columna en árbol, este último no incluye los cambios propuestos en el Capítulo 2. Los tres ejemplos se desarrollarán para la conexión en el cuarto piso de un edificio aporticado de 7 pisos en acero (ver figura 4-13) que es el mismo usado en la [Ref. 7]. La viga en el ejemplo es una W610x101 (W24x68) y la columna una W360x196 (W14x132) de acero A572 Gr. 50 (Fy = 345 MPa).

3x9,15m

4,3m

6x3,

5m

Figura 4-13 ESTRUCTURA PARA EL EJEMPLO


84

Los diagramas de momento y cortante, para cargas sísmicas, en las vigas del cuarto piso se muestran en la figura 4-14. Los ejemplos se desarrollan para las solicitaciones del lado izquierdo de la conexión; el mismo detalle se usará al lado derecho.

-832,2kNxm

276,6kNxm

-246,4kN -284,7kN

35,6kN

-572,2kNxm

Figura 4-14 DIAGRAMAS DE MOMENTO Y CORTANTE

De los anteriores diagramas: Momento máximo mayorado: Mu = 862,3 kN-m Cortante máxima mayorada: Vu = 284,7 kN Carga axial mayorada en la columna: Pu = 1334,5 kN Las Propiedades de las secciones: Viga: W610x101; Fy = 345 MPa; Fu = 448 MPa; Luz = 9,15 m; d = 603 mm;

A = 13000 mm2; tw = 10,5 mm; bf = 228 mm; tf =14,9 mm; Ix = 762x106 mm4; Zx = 2901x103 mm3

Columna: W360x196; Fy = 345 MPa; Fu = 448 MPa; Altura = 3,5 m; d = 372 mm;

A = 25000 mm2; tw = 16,4 mm; bf = 374 mm; tf =26,2 mm; Ix = 637x106 mm4; Zx = 3835x103 mm3


85

X X

b

g

a

R

dt

k1

kT

t

f

w

f

Figura 4-15 PROPIEDADES DE LA SECCIÓN

4.12.1 Conexión Tipo Placa Extrema El diseño de esta conexión se basa en las provisiones de la NSR-98, incluyendo la actualización propuesta en el Capítulo 2, y en los resultados de las investigaciones adelantadas por el profesor Thomas M. Murray [Refs. 24 y 25]. • Resistencia a momento requerida: Mb = 1,1 Ry Fy Zx Donde:

Ry es un factor que tiene en cuenta las variaciones del Fy del material.

Ry = 1,1 para Fy = 345 MPa (NSR-98 F.3.4.2) La resistencia a momento requerida de la conexión se toma como 1,1 veces la capacidad a momento plástico de la viga, Mp, para tener en cuenta el endurecimiento por deformación del material. Mb = 1,1×1,1×345×2901×103 = 1211022 kN-mm • Diámetro requerido para los pernos:

kN514,8)9,14603(4

1211022

)(4=

−×=

−=

f

btr td

MP Fuerza que debe resistir un

perno.


86

yb

trb F

PA = Fyb = 620 MPa para pernos A325 (NSR-98 Tabla F.2-8)

620108,514

A3

b

×= = 830,3 mm2

Usar pernos A325 1-3/8” Ab = 957 mm2 • Distancia mínima al borde La distancia mínima especificada es 1,25db (NSR-98 Tabla F.2-10) Se recomienda usar 1,5db = 52 mm Usar 55 mm • Separación entre pernos (g)

p

PfPft

o

i dd

dP

sg

Figura 4-16 PATRÓN DE LÍNEAS DE FLUENCIA

La separación entre pernos recomendada es 3db (NSR-98 F.2.10.3.3) 3db = 105 mm � Usar 110 mm Según [Ref. 4]


87

mm12dP bf +≥

mm471235Pf =+≥ Constructivamente se recomienda usar Pf = 50 mm Entonces el momento que no produce fuerzas de arrancamiento será:

)dd(FA2M 1oybbnp +=

2,11766209572 ×××=npM = 1395773 kN-mm

• Espesor de la platina: Para garantizar que no se desarrollarán fuerzas de arrancamiento, el momento de diseño de la platina será:

9,0

1395773

9,0

MM np

pl == = 1550859 kN-mm

El espesor de la platina se determina mediante la siguiente expresión, que incluye un análisis de las líneas de fluencia (ver figura 4-16) así como la resistencia requerida de los pernos para evitar efectos por fuerzas de arrancamiento:

byb

plp yF

Mt

φ=

Donde:

φ = 0.9 Fyp = 250MPa Usando acero A36 para la platina.

( ) ( )

++

++

+−=

2

1

P

d

2

b

g

2sP

s

1

P

1

2

bPdy

f

ff

f

ptb

gp

b2

1s =

1102302

1s ×= = 79,5 mm


88

( ) ( )

++

++

+−=

2

1

50

603

2

230

110

25,9705

79,5

1

50

1

2

2309,64603y b = 4724,4

4,47272509,0

101550859t

3

p ×××= = 38,1 mm Usar Platina de 1-1/2”

• Columna: Resistencia requerida:

nfu RF φ< Donde:

)9,14603(

1211022

)td(

MF

vigaf

bfu −

=−

= = 2059 kN

- Fluencia local del alma

( ) wywpn tFt2Nk60,1R ++=φ

Donde:

N = espesor de la aleta de la viga más 2 veces el tamaño de la garganta de la soldadura de penetración completa

Fyw = tensión nominal de fluencia del material del alma dela columna tw = espesor del alma de la columna N = 14,9 + 2 × 14,9 = 44,7 mm (NSR-98 F.2.10.1)

[ ] 4,163451,3827,449,760,1Rn ×××++××=φ φRn = 952,2 kN Usar Platinas Dobles

4,162,952

20594,16t −

= = 19 mm Usar Platina de 3/4”

- Flexión local de las aletas: Para esta conexión se usarán platinas de continuidad, por lo tanto la expresión a usar es [Ref. 25]:

( )cpn Ym49,09,0R ×=φ


89

Donde:

( )

+++

+

+=

s

2

c

4pd

p

2

d

1s

2

cY ce

cec

( )4

tFm

2fyf

p =

Donde:

( )2

1

ceec

ec pdd2p

dp4s

+

+

=

( )

2

gbd fc

e

−=

1c k2

gp −=

c = pf + tfb +pf Fyf = tensión de fluencia del material de la aleta de la columna tf = espesor de la aleta de la columna bfc = ancho de la aleta de la columna

( )2

110373de

−= = 131,5 mm

( )2

1

2,315,1315,13122,31

5,1312,314

+

×+×=s = 95,3 mm

c = 50 + 14,9 +50 = 114,9 mm

( )

+++

+

+=

3,95

2

9,114

42,315,131

2,31

2

5,131

13,95

2

9,114Yc = 20

( )4

2,26345m

2

p = = 59205,5 N


90

( )205,4592059,09,0Rn ×××=φ = 3842271 N = 3842 kN Ffu < φRn Ok! • Soldaduras: La soldadura entre la platina y las aletas viga será soldadura acanalada de penetración completa, para el alma se puede usar soldadura acanalada de penetración completa, o de filete. No se recomienda el uso de agujeros de acero para conexiones tipo placa extrema. La presencia de estos aumenta considerablemente la posibilidad de fracturas prematuras en las aletas de la viga. Cuando no se usan agujeros de acceso no es posible la inspección radiográfica de las soldaduras de las aletas de la viga. Se demostró en pruebas que esta limitación no es un problema [Ref. 24] En la página siguiente se presenta el plano de diseño de la placa extrema.


91

114,

911

4,9

55

φ8x =38mm

ACERO A36

DIMENSIONES EN MILÍMETROS

VIGAW610x101(W24x68)

230

6060 110

813

55

PLATINA DE 38,1mm (1-1/2")

ESC: 1:6

Figura 4-17 PLANO DE LA CONEXIÓN


92

4.12.2 Conexión Tipo Sección De Viga Reducida El procedimiento de diseño de este tipo de conexiones ha sido desarrollado a partir de las investigaciones realizadas por varios autores, y recopiladas por Michael Engelhadt [Ref. 13]. A continuación se presenta un ejemplo de diseño basado en el procedimiento recomendado en esta referencia. La conexión se diseñará para los mismos miembros del ejemplo de la sección anterior. La sección reducida a emplear será de tipo circular • Dimensionamiento inicial de la Sección Reducida:

a b ccR

b f

Figura 4-18 SECCIÓN REDUCIDA

0,50bf ≤ a ≤ 0,75bf → 114 mm ≤ a ≤ 171 mm → sea a = 150 mm 0,65d ≤ b ≤ 0,85d → 392 mm ≤ b ≤ 512 mm → sea a = 450 mm 0,20bf ≤ c ≤ 0,25bf → 45,6 mm ≤ c ≤ 57 mm → sea a = 51 mm • Cálculo del modulo plástico en la sección reducida:

c c

EJE NEUTROPLASTICO

w

f

f

PORCIONESCORTADAS

d/2

d/2

t

t

DE LAS ALETAS

Figura 4-19 VIGA EN LA SECCIÓN REDUCIDA


93

ZSR = Zx – 2ctf (d – tf) ZSR = 2901 × 103 – 2 × 51 × 14,9 × (603 – 14,9) = 2007x103 mm3

• Tensión de fluencia esperada Fye = RyFy (NSR-98 F.3.4.2) Ry = 1,1 para Fy = 345 MPa Fye = 1,1 × 345 = 380 Mpa • Calculo del momento máximo esperado en el centro de la Sección Reducida: MSR = 1,15 ZSRFye MSR = 1,15 × 2007 × 380 = 877059 kN-mm El factor 1,15 en la anterior ecuación tiene en cuenta el endurecimiento por deformación del material, y se basa en valores medidos durante ensayos [Ref. 13] • Calculo de la fuerza cortante en el centro de la Sección Reducida: La fuerza cortante en el centro de la sección reducida puede calcularse a partir del diagrama de cuerpo libre mostrado en la figura 4.20

SR SR

L' = DISTANCIA ENTRE CENTROS DE LA SR

W=CARGA GRAVITACIONAL

M VSRSR MVSR SR

Figura 4-20 DIAGRAMA DE CUERPO LIBRE ENTRE CENTROS DE LA SR

La carga gravitacional uniformemente distribuida para el ejemplo se obtiene a partir de la combinación de carga 1,2D + 0,5L. Las cargas muerta y vivas para el ejemplo serán las mismas usadas en la [Ref. 7].

� � 63,7 kN/m


94

+−−=′

2

ba2dLL c

+−−=′

2

45015023729150L = 8028 mm

2

L

L

M2V SR

SR

′ω+′

=

28028107,63

80288770592

V3

SR

××+×=−

= 474 kN

2

L

L

M2V SR

SR

′ω−′

=′

28028107,63

80288770592

V3

SR

××−×=′−

= -37 kN

Para chequear la validez de las ecuaciones anteriores, que suponen rótulas plásticas en las secciones reducidas en los extremos de la viga, es necesario dibujar los diagramas de momento y cortante para la porción de viga entre secciones reducidas y comprobar que el momento máximo en este tramo sea menor que el momento plástico de la viga, Mb, y así evitar que la rótula plástica se forme en un punto diferente al deseado.

-877059kN-mm

877059kN-mm886488kN-mm

474kN

-37kN

7447mm

Figura 4-21 DIAGRAMAS DE MOMENTO Y CORTANTE

PARA LA PORCIÓN ENTRE SECCIONES REDUCIDAS


95

• Momento plástico de la viga Mpe = Fye Zx Mpe = 380 × 2901 = 1102380 kN-mm 886488 kN-mm < 1102380 kN-mm Ok! • Calculo del momento máximo esperado en la cara de la columna: El momento en la cara de la columna puede calcularse a partir del diagrama de cuerpo libre del segmento de viga entre el centro de la sección reducida y la cara de la aleta de la columna (ver figura 4.22).

SR

M VfM f M SRSR

a+(b/2)

Figura 4-22 DIAGRAMA DE CUERPO LIBRE

ENTRE LA CARA DE LA COLUMNA Y LA SR

++=

2

baVMM SRSRf

++=

2

450150474877059M f = 1054809 kN-mm

• Chequeo del momento en la cara de la columna: El principal objetivo buscado mediante el dimensionamiento de la sección reducida consiste en limitar el momento máximo que puede desarrollarse en la cara de la columna, a valores dentro del intervalo del 85% al 100% del momento plástico real de la viga. Esto


96

reduce efectivamente la tensión máxima promedio en la soldadura entre las aletas de la viga y la columna.

0,85 ≤ b

f

M

M ≤ 1,00

1001102380

1054809

M

M

b

f ×= = 96% Ok!

Si la relación anterior no se cumple deben modificarse los valores de c y/o a y b y repetir el procedimiento desde el segundo paso. • Chequeo columna fuerte viga débil

MSR SRV' VSR MSR

VC

Puc

VC Puc

tb

(L-L')/2

dh

h

Figura 4-23 DIAGRAMA DE CUERPO LIBRE

PARA EL CHEQUEO COLUMNA FUERTE VIGA DÉBIL

0,1M

M*pb

*pc >

∑∑

(NSR-98 F.3.8.6)

−×=∑ ∑

−=

025,0

33,134538352

A

PFZM

g

ucycc

*pc = 2238106 kN-mm


97

( ) ( )SRSRRSvSR*pb VV

2

LLM2MMM ′+∑

′−+=∑ +=

( )374742

802891508770592M *

pb −∑−+×= = 1999275 kN-mm

1999275

2238106 = 1,12 > 1,0 Ok!

• Chequeo de la zona de panel Se requiere que la zona de panel tenga la suficiente resistencia para desarrollar la fuerza cortante producida por 0,8

��f. Con base en esto, la fuerza en la zona de panel puede

calcularse de la siguiente manera:

cf

ZP V8,0d95,0

M8,0V −∑=

Donde:

+′+=′

2

baVMM SRSRf

( )

bt

SRSRSR

c hdh2

LLVVM

V++

′−

∑ ′++=

Donde:

ht = Distancia desde la parte superior de la viga hasta el punto de inflexión de la columna por encima de la conexión. hb = Distancia desde la parte inferior de la viga hasta el punto de inflexión de la columna por debajo de la conexión.

+−=′

2

45015037877059M f = 863184 kN-mm

fff MMM ′+∑ = = 1917993 kN-mm

( )

35002

80289150374748770592

Vc

−−+×

= = 571 kN


98

( )5718,0

60395,0

19179938,0VZP ×−

×= = 2222 kN

La resistencia a cortante de la zona de panel será:

+=

pc

2cfc

pcyn tdd

tb31tdF6,0V (NSR-98 F.3.8.3a)

( )

××

××+×××=4,16372603

2,26374314,163723456,0V

2

n = 1527258 N = 1527 kN

φv = 0,75 φvVn = 0,75 × 1527 = 1145 kN < 2222 kN = VZP Usar Platinas dobles

4,161527

22224,16t −

= = 7,46 mm

Usar Platina de 3/8” → t = 9,5 mm

( )90

wdt ff +

≥ (NSR-98 F.3.8.3b)

en donde: t = espesor del alma de la columna o de la platina doble, mm. dt = la altura de la zona de panel entre las platinas de continuidad, mm. wt = el ancho de la zona del panel entre las aletas de la columna, mm.

1090

6,3192,5739,25t =+>= Ok!

• Chequeo de la cortante en la viga Este chequeo final debe hacerse para asegurar que la viga tiene una capacidad adecuada para resistir la cortante asociada con la carga lateral y las cargas gravitacionales.

+×+=

+ω+ −

2

450150107,63474

2

baV 3

SR = 498 kN

Vn = AwFy = 10,5 × 603 × 345 = 2184368 N = 2184 kN > 498 kN Ok!


99

• Platinas de continuidad Se usarán platinas de continuidad del mismo espesor de las aletas de la viga (14,9 mm) conectadas a las aletas de la columna por medio de soldadura de penetración completa y al alma por medio de soldaduras de filete dobles. • Conexión del alma de la viga El alma de la viga se conectará a la aleta de la columna por medio de soldadura de penetración completa. 4.12.2 Conexión Tipo Columna en Árbol Este ejemplo presenta una metodología de diseño que no incluye los nuevos requerimientos propuestos en el Capítulo 2; este procedimiento esta propuesto en la [Ref. 7], es necesario que se actualice para tener en cuenta las nuevas provisiones, pero siempre a partir de la investigación experimental de la conexión. • Cálculo del momento plástico de la viga: Mp = ZxFy Mp = 2901 × 345 = 1000845 kN-mm • Chequeo pandeo local de las aletas:

yF

136tb ≤

345

13632,765,7tb == > Se considera Ok!

• Establecer el tamaño de las platinas de traslapo: Para incrementar la ductilidad de la conexión, la fluencia de las platinas de traslapo debe ser el modo de falla que gobierne el diseño. Esto puede lograrse limitando la capacidad a momento de las platinas de traslapo, de manera que cuando éstas alcancen el valor de momento plástico, el momento en la conexión no exceda el valor del momento plástico de la viga. Las platinas de traslapo actúan entonces como un fusible para proteger la conexión soldada entre la viga y la columna. Adicionalmente, el criterio de diseño presentado sugiere que la capacidad de las platinas sea 1,25 veces mayor que el momento calculado del análisis. Entonces:


100

ppss ML

a21MM25,1

−≤≤

Donde: Mps = Resistencia a flexión de las platinas de traslapo [kN-mm]

Ms = Momento calculado del análisis en el punto de traslapo [kN-mm]

a = Distancia desde el centro de la columna hasta el punto de traslapo [mm].

L = Luz del pórtico [mm].

57220025,1M25,1 s ×= = 715250 kN-mm

10008459150

2,109221M

L

a21 p ×

×−=

− = 761911 kN-mm

Usando acero A36 ( con Fy mínimo de 250 MPa y diseñando las platinas para un momento de 715250 kN-mm) Intentando con platinas de 19,1 mm (¾"):

( )1,19603250

10715250

dF

MA

3

y

psg +×

×== = 4599 mm2

mm2401,19

4599=

Usar platinas de 250 mm ×× 19,1 mm (4775 mm2) Mps = 742632 kN-mm • Chequeo falla de la sección neta El diseño de las platinas debe garantizar que éstas no se fracturarán antes de que la viga fluya:

psnsn MM φ≥φ

φnMns = 0,75 × (250 – 2 × 24) ×19,1 × 400 × 603 × 10-3 = 697948 kN-mm φMps = 0,9 × (250 × 19,1) × 250 × (603 + 19,1) × 10-3 = 668369 kN-mm

psnsn M668368833411M φ=≥=φ Ok!


101

• Chequeo de fractura de la sección neta de la viga: Este modo de falla no es aceptable, se sugiere que la capacidad última a momento de la sección neta de la viga sea por lo menos 1,25 veces el valor del momento plástico en las platinas de traslapo.

psnvn MM φ≥φ

( )( ) psuffhxn MFtdtNdZ φ≥−−φ

( )( ) 6683698334114489,146039,1424210290175,0 3 ≥=×−×××−× Ok!

• Selección del número de pernos: Con el fin de lograr que las platinas fluyan antes de que los pernos se fracturen se sugiere el siguiente criterio [Ref. 7]:

( ) psbbb M25,1dNAF φ≥×φ

66836925,110603N38833075,0 3 ×≥××××× −

N ��

Usar 14 pernos de 7/8”

1092,2mm

4@76,2mm

38,1mm

38,1mm

38,1mm

127mm

6@76,2mm

Figura 4-24 DIMENSIONES DE LA CONEXIÓN TIPO COLUMNA EN ÁRBOL


102

• Chequeo aplastamiento de los pernos: Mpb

�� ps

Mpb = 2,4 Fup db N d (NSR-98 F.2.10.3.10) 2,4 × 400 × 19,1 × 22,2 × 14 × 603 × 10-3 = 3436394 kN-mm 3436394 kN-mm

�� × 742632 = 928290 kN-mm Ok! • Chequeo pandeo de las platinas: El pandeo de las platinas es tolerable mientras ocurra al final del sismo. Para evitar el pandeo prematuro de las platinas se recomienda que la esbeltez de la platina, la relación kL/r, no exceda 20.

1,19

121255,0

r

kl ××= = 11,3 < 20 Ok!

• Chequeo para asegurar que los pernos no deslicen bajo cargas de servicio: El deslizamiento de los pernos puede resultar benéfico ya que incrementa la ductilidad y disipa energía efectivamente, sin embargo es necesario garantizar que la junta pernada no deslizará bajo cargas de servicio: 1,25 Mserv, sp �� desliz. �� ps 1,25 × 219000 �� × (45,4 kN/perno) × 603 �� × 742632 273750 �� !"��#�$�%'&)(� Ok! • Chequeo columna fuerte viga débil:

0,1M

M*pb

*pc >

∑∑

−×=∑ ∑

−=

025,0

33,134538352

A

PFZM

g

ucycc

*pc = 2238106 kN-mm

( )∑ ∑ += vps

*pb MMM


103

Donde:

Mv = momento adicional debido a la amplificación por cortante desde el punto de articulación plástica hasta la línea central de la columna

Para calcular Mv es necesario hallar la cortante en los puntos de traslapo:

22,10929150

107,632,10929150

74263222

a2La2L

M2V 3ps −×+

−×=−ω+

−= − = 441 kN

2

2,10929150107,63

2,10929150

7426322

2

a2L

a2L

M2V 3ps −×−

−×=−ω−

−=′ − = - 72 kN

( ) ( )724412,10927426322VVaM2M ps

*pb −×+×=∑ ′++= = 1888286 kN-mm

0,119,11888286

2238106

M

M*pb

*pc >==

∑∑

Ok!

• Chequeo fluencia de la zona de panel:

d

MV pg

zp

∑=

603

10008452Vzp

×= = 3320 kN

+=

pc

2cfc

pcyn tdd

tb31tdF55,0V

( )

××

××+×××=4,16372603

2,26374314,1637234555,0V

2

n = 1399987 N =1400 kN

Vn = 1400 < 3320 =Vzp Usar Platinas dobles

4,161400

33204,16t −

= = 22,5 mm

Usar una platina de 7/8”


104

• Diseño de la conexión a cortante del alma:

M M

V

VV

Figura 4-25 PLATINA A CORTANTE

La platina del alma esta sujeta a una combinación de cortante y momento Ve. Para chequear este modo de falla , se usa la siguiente ecuación de interacción [Ref. 7]:

0,1M

M

V

V2

p

2

y wpwp

≤

φ+

φ

Usando una platina de 180 mm × 9,5mm (3/8” ) × 400 mm

2

2

323

42504005,99,0

5010441

2506,04005,99,0

10441

×××

××+

××××

× = 0,81 < 1,0 Ok!

• Fractura de los pernos: Los pernos del traslapo del alma están sujetos a una cortante excéntrica. Para obtener un comportamiento dúctil la resistencia de los pernos debe ser mayor que la resistencia de las platinas. La cortante es de 434 kN y una excentricidad de 50 mm. Para el diseño de grupos de pernos sujetos a cortante excéntrica se usa el procedimiento propuesto en las tablas de la [Ref. 4]. Usar 5 pernos A325N de 7/8” • Soldaduras: Las soldaduras de penetración completa que conectan las aletas de la viga con las aletas de la columna deben hacerse usando un material y procedimientos que resulten en una soldadura dúctil.

50 mm


105

Las soldaduras de filete conectando el alma de la viga a la aleta de la columna se diseñan mediante el siguiente criterio. La longitud de la soldadura es de 510 mm. φnVw

�� φ (0,6Fy) twd 0,75 × (0,6 × 482) × 2 × 510 × (0,707 × D)

�� × 0,9 × (0,6 × 345) × 10,5 × 603 D �� Usar soldadura de filete de 9,5 mm (3/8” ) El diseño presentado en este ejemplo considera que las platinas de traslapo actúen como fusible y su fluencia gobierne la falla de la conexión, limitando las tensiones en la cara de la columna y la junta soldada por debajo del valor de momento plástico de la viga. Este concepto se asemeja al de la conexión de viga con sección reducida, sin embargo se garantiza que las soldaduras se ejecutan en el taller. Un diseño que puede resultar más conveniente en este tipo de conexiones consiste en usar una viga más resistente entre la cara de la columna y la región de traslapo, conectada con una viga más pequeña; esto con el fin de garantizar la formación de la rótula plástica alejada de la cara de la columna. Los ejemplos de diseño presentados en este capítulo se desarrollaron basados en el diseño sísmico. Sin embargo el diseño final de las conexiones deberá basarse en las combinaciones de carga, incluyendo las cargas de viento. Después de seleccionar un tipo de conexión y elaborar el diseño, de acuerdo con el procedimiento adecuado, es necesario tener en cuenta los efectos de la conexión en la estabilidad global del pórtico y los valores límites para las derivas.


106

CAPÍTULO 5 CONCLUSIONES Y

RECOMENDACIONES A lo largo de este trabajo se han presentado una serie de recomendaciones que deben tenerse en cuenta para la construcción de pórticos de acero resistentes a momento. A continuación se presentan algunas de las más importantes. Con el fin obtener estructuras de acero confiables que se comporten de acuerdo a lo supuesto en la etapa de diseño durante eventos sísmicos, es necesario tener un conocimiento claro del material y de su respuesta cuando se ve sometido a solicitaciones dinámicas. Además de esto, se deberá conocer lo mejor posible la conexión a diseñar, sus posibles mecanismos de fluencia y modos de falla. El acero estructural es un material que posee unas propiedades que lo hacen muy adecuado en zonas de riesgo sísmico alto e intermedio. Sin embargo, el buen comportamiento de las estructuras fabricadas con este material dependen en gran parte de la supervisión técnica y de los controles y procesos de aseguramiento de calidad que se ejecuten en obra y en taller. Las conexiones de acero resistentes a momento eran diseñadas tradicionalmente siguiendo procedimientos estándar que se creía garantizaban un comportamiento adecuado del sistema estructural. Luego del descubrimiento de fracturas frágiles en estas conexiones, se consideró que dichos procedimientos no son válidos; por lo tanto es conveniente que el procedimiento prescrito en la NSR-98, que es idéntico al que existía antes del descubrimiento de los daños, se modifique de acuerdo a lo presentado en el Capítulo 2. Entre las recomendaciones más importantes presentadas se incluyen: • Diseñar las conexiones viga a columna de forma que el comportamiento inelástico

ocurra a una distancia determinada desde la cara de la columna, minimizando las tensiones en esta zona y en las juntas soldadas.

• Especificar metales de aporte de la soldadura con valores de tenacidad que cumplan

con la prueba Charpy y sean compatibles con el metal base para las juntas soldadas críticas. Por ejemplo, pueden usarse electrodos SMAW E7018 o GMAW E70S6 que deben presentar un certificado por parte del fabricante.


108

• Los detalles de las conexiones deben incluir platinas de continuidad para minimizar las concentraciones de tensiones.

• Se deben remover las platinas de respaldo y platinas de extensión de las juntas

críticas para minimizar la posibilidad de concentración de tensiones y efectos de discontinuidad.

• Calificar las diferentes configuraciones de conexión mediante un programa de ensayos cíclicos de probetas viga-columna representativas, fabricadas de la misma manera como se fabricarán en la estructura real.

• Deben tenerse en cuenta, para el diseño de conexiones, las propiedades reales de los

materiales, considerando los efectos de las variaciones y fenómenos como el endurecimiento por deformación. Para esto se propone la inclusión del factor Ry como se explica en el Capítulo 2, además se emplean otros factores resultantes de los ensayos cíclicos de calificación.

• Incrementar la participación del ingeniero en las especificaciones y supervisión de

los procedimientos de soldadura, así como en los proceso de aseguramiento de calidad para juntas soldadas.

Estas nuevas especificaciones no requieren el ensayo de las conexiones para cada proyecto específico, lo que pretenden es que la conexión que se vaya a usar tenga una base experimental y que haya demostrado un comportamiento adecuado. Esta alternativa es muy ventajosa teniendo en cuenta el alto costo de este tipo de ensayos y las restricciones económicas en el medio. Sin embargo resulta conveniente que se realicen algunos ensayos en Colombia que tengan en cuenta condiciones características del uso del acero estructural en el país, tales como tamaño típico de los miembros, procesos de montaje, disponibilidad de materiales, etc. Una herramienta importante, que debe considerarse antes de la realización de ensayos bajo cargas cíclicas, es el empleo de modelos de elementos finitos. Desde el punto de vista económico, el uso de estos modelos puede representar un ahorro de recursos. Un buen modelo en elementos finitos que no funcione significa un posible desacierto en el laboratorio. Es importante tener en cuenta que para cada tipo de conexión existen diferentes mecanismos de fluencia y modos de falla posibles. Por lo tanto, para el diseño de cada una de éstas, es necesario contar con una serie de ecuaciones y un procedimiento específico coherente con el análisis de la conexión y con su comportamiento experimental. Finalmente, lo que las investigaciones realizadas en otros países (especialmente en Estados Unidos) pretenden es establecer procedimientos claros de diseño, para determinados tipos de conexión, precalificados mediante una serie de resultados experimentales obtenidos durante el proceso de investigación. Actualmente se está preparando en Estados Unidos un documento que recopila la experiencia obtenida y presenta criterios de diseño para la construcción de pórticos de acero resistentes a momento; en este documento se presentarán

Capítulo 5 – Conclusiones y Recomendaciones

109

varias conexiones como precalificadas [Ref. 45]. Es necesario tener en cuenta este documento como herramienta importante en el diseño de pórticos resistentes a momento en el futuro.

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

1. AISC (AMERICAN INSTITUTE OF STEEL CONSTRUCTION). Load &

Resistance Factor Design, Manual of Steel Construction Vol. 1. 2nd Edition. USA. 1999.

2. AISC (AMERICAN INSTITUTE OF STEEL CONSTRUCTION). Seismic

Provisions for Structural Steel Buildings. Chicago, IL. 1997. y Supplement Nº 2. Chicago, IL. 2000

3. AISC HOME PAGE. <http://www.aisc.org> (Consulta: Mayo de 2000) 4. AISC. Load & Resistance Factor Design. Manual of Steel Construction. Vol II

Connections. Metric Conversion of the Second Edition. Chicago. 1997. 5. ALLEN, Jay; RICHARD, Ralph M; PARTRIDGE, James. Seismic Connection

Designs for New and Existing Steel Moment Frame Structures. 6. ASGHARI, A; MIRGHADERI, R. Study of Moment Resistant Knee Braced Frames

as an Alternative for Moment Resisting Frames with Rigid Connections. XI World Conference on Earthquake Engineering 1996.

7. ASTANEH-ASL, Abolhassan. Seismic Design of Steel Column-Tree Moment-

Resisting Frames. Structural Steel Educational Council. STEEL TIPS. Abril 1997. 8. BECKER, Roy. Seismic Design of Special Concentrically Braced Steel Frames.

Structural Steel Educational Council. STEEL TIPS. Noviembre 1995. 9. BECKER, Roy; ISHLER Michael. Seismic Design Practice for Eccentrically

Braced Steel Frames. Based on the 1994 UBC. Structural Steel Educational Council. STEEL TIPS. Diciembre 1996.

10. BLODGETT, Omer W. The Effect of Constraint on Ductilit y in Welded Beam-to-

Column Connections. 11. CALADO, L; CASTIGLIONI, C. A. Steel Beam-to-Column Connections Under

Low Cycle Fatigue Experimental and Numerical research. XI World Conference on Earthquake Engineering 1996.


112

12. CALVO, Patricia María. Tesis de Grado. Universidad de los Andes. Bogotá. 1994 13. ENGELHARDT, Michael D; MOORE, Kevin; MALLEY, James O. Design of

Reduced Beam Section (RBS) Moment Frame Connections. Structural Steel Educational Council. STEEL TIPS. August 1999.

14. ENGELHARDT, Michael D; SABOL, Thomas A. Lessons Learned From the

Northridge Earthquakes: Steel Moment Frame Performance. 15. ENGELHARDT, Michael D; SABOL, Tomas A. Reinforcing of Steel Moment

Connections With Cover Plates: Benifit s and Limitations. II Encuentro Latinoamericano de Estructuras Metálicas. Fedestructuras, Escuela Colombiana de Ingeniería. Bogotá, D.C. 1997

16. EQE INTERNATIONAL. “The January 17, 1995 Kobe Earthquake. An EQE

Summary Report” [en línea] . Abril de 1995. <http://www.eqe.com/publications/kobe/building.htm> (Consulta: Julio de 2000)

17. HAMBURGER, Ronald O; FOUTCH, Douglas A; CORNELL, C. A. Performance

Basis of Guidelines for Evaluation, Upgrade and Design of Moment-Resisting Steel Frames. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000.

18. HASEGAWA, Takashi; TAKA SHI, Kenji; NAGAO, Tadaharu. Comparison of

Seismic Performance Between U.S. Steel Perimeter Frame and Japanese Spatial Moment Resisting Frame. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000.

19. HOUGHTON, David L. Steel Frame Connection Technology of the New

Mill ennium: Satisfying Heightened Performance Expectations with Simplicity and Reliabilit y at Low Cost. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000.

20. HOUGHTON, David L; UANG, Chia-Ming. Cyclic Performance of the Sideplate

Moment Connection System. 21. KRAWINKLER, Helmut. System Performance of Steel Moment Resisting Frame

Structure. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000. 22. MAHIN, Stephen A. Lessons From Steel Buildings Damaged by the Northridge

Earthquake. Department of Civil and Environmental Engineering, University of California. Berkeley.

23. MIRANDA, Eduardo. Seismic Design of Beam-Column Connections. 24. MURRAY, Thomas M; MENG, Ronald L. Seismic Performance of Bolted End-

Plate Moment Connections. AISC. 1997.

Referencias Bibliográficas

113

25. MURRAY, Thomas M; SUMNER, Emmett A. Testing and Design of Extended Moment End-Plate Connections for Seismic Loading.

26. NICKEL, Patrick. SAC 90% Draft Review Session. Report Out. Diciembre 2000. 27. POPOV, Egor P; BALAN, Toader A;YANG, Tzong-Shuoh. Post-Northridge

Earthquake Seismic Steel Moment Connections. 28. POPOV, Egor P; BLONDET, Marcial. Behavior of Large Steel Beam-Column

Connections. XI World Conference on Earthquake Engineering 1996. 29. POPOV, Egor P; BLONDET, Marcial; STEPANOV, Lev. Experimental Studies on

the Cyclic Response of Full-Scale Steel Beam-Column Connections. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000.

30. ROEDER, Charles W. Performance of Moment-Resisting Connections. XII World

Conference on Earthquake Engineering 2000. 31. SAC. Interim Guidelines Advisory No.2 Supplement to FEMA-267 Interim

Guidelines: Evaluation, Repair, Modification and Design of Welded Steel Moment Frame Structures. Report No. SAC-99-01. Sacramento, California. 1999

32. SAC. Interim Guidelines: Evaluation, Repair, Modification and Design of Steel

Moment Frames. Report No. SAC-95-02. Sacramento, California. 1995 33. SAC. Protocol for Fabrication, Inspection, Testing, and Documentation of Beam-

Column Connection Test and Other Experimental Specimens. Report No. SAC/BD-97-02. Version 1.1. Sacramento, California. 1997.

34. SAC. Seismic Design Criteria for New Moment-Resisting Steel Frame

Construciton. Sacramento, California. 1999. 35. SAC. Stengh and Ductility of FR Welded-Bolted Connections. Report No. SAC/BD-

98-01. Sacramento, California. 1998. 36. STEEL MOMENT-RESISTING CONNECTIONS TESTED AFTER 1994.

<http://www.ce.berkeley.edu/~epp/conn94.html> (Consulta: Junio de 2000) 37. STOJADINOVIC, Bozidar; GOEL, Subhash C; LEE, Kyoung-Hyeog. Development

of Post-Northridge Steel Moment Connections. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000.

38. THE SAC STEEL PROJECT. <http://quiver.eerc.berkeley.edu:8080/> (Consulta:

Junio de 2000) 39. TRAUTNER, Janice J; BAGGALEY, Bryan L. Finite Element Modeling of Shear

Transfer in Bolted Connections.


114

40. TSAI, K.C; CHEN, Chia-Yeou. Performance of Ductile Steel Beam-Column Moment Connections. XI World Conference on Earthquake Engineering 1996.

41. UANG, C. M; BONDAD, D. M.. Dynamic Testing of Full -Scale Steel Moment Connecitons. XI World Conference on Earthquake Engineering 1996.

42. URIBE ESCAMILLA, Jairo. Desarrollo de la Construcción Metálica en el Mundo

y su Aplicación en Colombia. II Encuentro Latinoamericano de Estructuras Metálicas. Fedestructuras, Escuela Colombiana de Ingeniería. Bogotá, D.C. 1997.

43. VARGAS CAICEDO, Hernando. Evolución en Diseño y Construcción de Edifi cios

con Estructura Metálica en Bogotá. II Encuentro Latinoamericano de Estructuras Metálicas. Fedestructuras, Escuela Colombiana de Ingeniería. Bogotá, D.C. 1997

44. WHITTAKER, A; BERTERO, V; WIGHT, J; HIGASHINO, M. Earthquake

Damage Distribution. Earthquake Engineering Research Center. University of California. Berkeley.

45. YANG, Tzong-Shouh; POPOV, Egor Paul. Analytical Studies of Pre-Northridge

Steel Moment-Resisting Connections. XI World Conference on Earthquake Engineering 1996.

46. YU, Qui-Song; UANG, Chia-Ming. Cyclic Performance and Retrofit Design of

Pre-Northridge Steel Moment Connection With Welded Haunch. XII World Conference on Earthquake Engineering 2000.

4.- Conexiones (Documento Prof. Escamilla)

Documents

Transcript of 4.- Conexiones (Documento Prof. Escamilla)