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E.L.S. Recomendaciones del Código Técnico de la Edificación
Las recomendaciones el artículo 4.3.3.1, del DB SE (Seguridad Estructural) que en lo que respecta a las cubiertas de naves dice:
•La flecha activa de cualquier pieza, ante cualquier combinación característica, cuando se considere la integridad de los elementos constructivos, no debe ser superior a:
•1/500 en piso con tabiques frágiles o pavimentos rígidos; .
•1/400 en piso con tabiques ordinarios o pavimentos rígidos con juntas .
•1/300 en el resto de los casos.
•Cuando se considere la apariencia de la obra, se admite que la estructura horizontal de una cubierta es suficientemente rígida si, para cualquiera de sus piezas, ante cualquier combinación de acciones casi permanente, la flecha es menor que 1/300.
•Las condiciones anteriores deben verificarse entre dos puntos cualesquiera de la planta, tomando como luz el doble de la distancia entre ellos. En general serásuficiente realizar dicha comprobación en dos direcciones ortogonales.
La componente qy,Sd origina flexión en el eje débil del perfil. Para reducir su influencia se puede recurrir a una de las soluciones siguientes:
1. En cubiertas de chapa metálica unida firmemente a las correas mediante tornillos de roscachapa, la propia chapa puede absorber directamente la carga qy,Sd , figura a, siempre que sus características y uniones entre chapas estén proyectadas adecuadamente para esta función.
2. Utilizar perfiles que presenten una buena rigidez transversal, perfiles conformados C, Ω, y Z figura b
3. Disponer tirantillas que reduzcan la longitud del vano de la correa según el eje débil, figura c.
Disposición de tirantillas en faldones
Disposiciones constructivas para reducir la influencia de la carga transversal
qy, Sd carga de cálculo paralela a la dirección y.
s separación entre pórticos transversales en m.
n número de vanos, en el plano del faldón,
formados por las tirantillas
Momentos máximos:
En cuanto a la deformación perpendicular al plano del faldón, la flecha máxima se presenta en el primer vano y alcanza para este mismo caso el valor, en mm, siguiente:
δmax = k3 · qz · s4/ Iy ec (15.8)
qz carga característica paralela al eje z, en kN/m.
s separación entre pórticos transversales en m.
Iy momento de inercia respecto al eje principal y-y en cm4.
k3 coeficiente definido en la tabla 15.1, en función del número de vanos.
Formulario para el cálculo de los coeficientes k1, k2 y k3
Tabla 15.1 Coeficientes k1, k2 y k3
k2
(*) momento en la sección intermedia del vano(**) momento en la sección correspondiente al segundo apoyo de la viga continua (I o IV)n, número de vanos en el plano del faldón formados
Ha de considerarse además de las acciones de nieve y viento una sobrecarga de categoría de uso G1 (cubiertas con inclinación inferior a 20º) de 0,40 kN/m2 de proyección horizontal de cubierta. Se debe considerar como alternativa una carga puntual de 2 kN en cualquier posición de la correa pero en este caso se omite por resultar más favorable.
Modificación: BOE 23-10-07
Carga de viento:
De la distribución de los coeficientes de presión exterior (en los faldones) afectados por el coeficiente de exposición (1,59) y la presión dinámica del viento (0,42 kNm2) se deduce que el viento de presión mayor sobre los faldones corresponde a un valor de 0,067 kN/m2 (zona H del viento transversal B) y el de succión, también mayor a -0,43 kN/m2 (zona H del viento axial). Se excluyen, inicialmente, en esta comprobación zonas locales.
Ejercicio de cálculo de nave. CorreasMomentos flectores
Puesto que las cargas mayores corresponden a qz,Sd= 1,962 kN/m y qy,Sd= 0,329 kN/m, los momentos en el apoyo I respecto a los ejes y-y y z-z del perfil, tabla 15.4.1, son:
No se considera, por ser despreciable, la influencia del esfuerzo cortante. Según el Código Técnico de la Edificación se calculan las flechas siguientes (en el plano y-y de la correa):
a) Flecha activa ante cualquier combinación característica:
wact = 3,07·(0,523+ 0,5·0,785+ 0,6·0,09)·54/318 = 5,90 mm (l/473)
b) En lo que respecta a la apariencia de la obra la flecha total para la combinación de acciones casi permanente la flecha es:
wtotal = 3,07·(0,376+ 0·0,523+ 0·0,785+ 0·0,09)·54/318 = 2,26 mm (l/2500)
Pórticos principales de alma llena. Leyes de esfuerzos
Pórtico de sección constante con f = 0,10·l , h = 0,20·l
Pórtico triarticulado
No le afectan los movimientos de la estructura ni los cambios de temperatura. Sin embargo las solicitaciones que se presentan son las mayores así como también las flechas alcanzadas
Pórtico biarticulado
Las solicitaciones y deformaciones son intermedias entre el pórtico triarticulado y el biempotrado
Pórtico biempotrado
Las solicitaciones y deformaciones son las menores Sin embargo las solicitaciones que se presentan debidas a los movimientos de la estructura son las mayores
El dintel de celosía puede estar formado por una viga de celosía o por una cercha. Las disposiciones constructivas que se se adoptan son las siguientes:
• Viga de celosía unida rígidamente a los pilares (figura a)
• Cercha o viga de celosía articulada en los pilares (figura b)
• Cercha o viga articulada en un pilar y apoyada mediante deslizadera en el otro (figura c)
En general los pilares son de sección constante, incluso si la nave dispone de puente-grúa. Pero si la potencia del puente-grúa es grande los pilares están formados por dos tramos de diferente sección. A esta clase de soporte se le denomina pilar en bayoneta,
Posibles disposiciones de enlace viga de celosía y pilar
Pórticos principales de celosía. Tipos de enlacesModelo de uniones rígidas
En este modelo, el dintel que enlaza las cabezas de los pilares es una viga de inercia casi infinita respecto a la de los soportes. En esta disposición el pilar puede estar en su base, empotrado, solución generalmente adoptada, o articulado.
Las cargas verticales (permanente y nieve) apenas provocan flexión en los pilares pero sí esfuerzos axiles de compresión.
El viento, si es sustituido por una carga horizontal H aplicada a la altura del dintel, da origen en los pilares empotrados a una leybitriangular con momento nulo en el centro y máximos en los extremos, Hh/4, figura 2a.
Longitud de pandeo de los pilares= h
Modelo de unión biarticulada
En la unión articulada (figuras 15.5.17.b) el dintel es una viga de área infinita, biarticulada en las cabezas de los pilares. Las cargas verticales (permanente y viento) sólo provocan esfuerzos axiles de compresión, mientras que la componente horizontal Hdel viento genera leyes triangulares de momentos obtenidas en la hipótesis de que el dintel es axilmente indeformable dando lugar al mismo desplazamiento de las cabezas de los pilares. El momento en la base de las columnas, si éstas son iguales, es Hh/2, es decir el doble que el caso anterior.
Longitud de pandeo de los pilares=2·h
Modelo de uniones articulación/deslizadera
Con los enlaces articulación-deslizadera (figuras c) las cargas verticales solamente provocan esfuerzos axiles de compresión (igual que en la celosía biarticulada). Frente a las cargas horizontales cada pilar es un voladizo independiente. La fuerza horizontal H es resistida por un solo pilar -momento en base Hh-mientras que el otro (el asociado a la deslizadera) no sufre esfuerzo alguno, si se ha reemplazado la totalidad del viento por la fuerza H.
Los pilares de los pórticos enlazados rígidamente a las vigas de celosía, representados en la figura a, se proyectan de sección constante. En general están formados por secciones en HEA o HEB o de secciones en doble T armadas según la importancia de los esfuerzos que reciben y, también, por secciones en cajón, figura b. Las secciones en I PE no son muy aconsejables ya que deben estar suficientemente arriostradas transversalmente para impedir el pandeo por flexión y torsión.
Para el modelo de pórtico transversal que corresponde a pilares con cerchas o vigas de celosía articuladas en los extremos, la selección del tipo de sección de los pilares sigue los criterios siguientes:
· En naves pequeñas con pilares de hasta unos 5 metros de altura, la disposición más usual es la indicada en las figuras a y b (un solo perfil en H o dos perfiles en U formando cajón).
· Si los soportes tienen alturas superiores a 7 u 8 metros y además existen puentes-grúa de cierta importancia, se proyectan pilares en bayoneta como se indica en la figura c. La parte situada por encima de la viga carril adopta una disposición semejante a la de las figura a, mientras que el resto es una sección armada
Tipos habituales de pilares en naves con vigas de celosía
Para elegir la teoría adecuada para el análisis de la estructura se calcula inicialmente la relación siguiente:
Psd /Pcr (Ec. G.2, anexo G, tomo 1)
Psd valor de cálculo de la carga vertical total en la combinación más desfavorable. Esta carga puede estimarse en función de la totalidad de las diferentes cargas verticales, ponderadas según los coeficientes anteriormente indicados
Pcr valor de la carga crítica vertical total considerando el pórtico translacional
Para determinar la carga crítica Pcr se determina la longitud de pandeo de los pilares aplicando la ecuación D.12, del anexo D del tomo 1 al pórtico considerado como translacional, figura .5
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de pilares
1) Esbeltez mecánica en el plano del pórtico
Puesto que se ha realizado un análisis de segundo orden el cálculo de la longitud de pandeo se realiza considerando el pórtico como intranslacional, sustituyendo los faldones por una viga horizontal de igual luz que la suma de las dos longitudes de los faldones y con inercia igual al 75% de la que realmente tiene.
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de pilares
2) Esbeltez mecánica en el plano perpendicular al del pórtico
Para el pandeo en dirección perpendicular al plano de la estructura el pilar puede considerarse, en función del detalle constructivo elegido para la basa, como una pieza articulada-articulada o empotrada-articulada. La articulación indesplazable de la cabeza se debe al arriostamiento que proporciona el entramado lateral, figura.
Suponiendo la hipótesis más desfavorable (columna articulada-articulada, figura 9), resulta:
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de pilares
3) Comprobación a pandeo por flexiónDe todas las situaciones de cálculo consideradas la solicitación más desfavorable corresponde al pilar derecho en la combinación 3ª, véase la figura 15.8.6.a, en la que esfuerzo axil máximo y momento máximo a lo largo del pilar alcanzan los valores siguientes:
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de pilaresFactor de momento flector uniforme: cm,y
De acuerdo con la ley de momentos flectores, véase la figura 6, combinación 3ª, cm,y= 0,6, pero por tratarse de un pórtico no arriostrado con longitud de pandeo (2,59·6,11=15,82 m) superior a la longitud del pilar,
cm,y= 0,9
90 0000 757 7 810
1 0310 9 159100 000
642 000245 262
1
2., • .
, •, • . .
./+ = < =
fN mmy
Mγ
Factor cm,y
Factor de interacción: ky
De acuerdo con la tabla 7.2 del DB SE A, ky= 1,031 Factor de interacción ky
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de pilares
4) Comprobación de agotamiento por plastificaciónLa solicitación más desfavorable corresponde al nudo de esquina del pilar derecho,también en la combinación 3ª:
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de dinteles
1) Longitud de pandeo en el plano de la estructura
Aplicando el cálculo matricial incluyendo la matriz de rigidez geométrica, véase el apartado D3 del Anexo D del tomo 1, se obtiene el modo de pandeo en el plano del pórtico representado en la figura, al que corresponde la longitud de pandeo siguiente:
lk,y=1,28·8.000=10.242 mm
Fig.. 11
2) Longitud de vuelco lateral
A efectos de vuelco lateral se considera como longitud de pandeo lateral la separación entre secciones firmemente inmovilizados en sentido transversal, figura 1. En este caso:
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de dintelesFactor de momento flector uniforme: cm,y
De acuerdo con la ley de momentos flectores del dintel, véase la figura 15.8.6, entre los dos extremos de la barra (cumbrera y nudo de esquina), resulta para la combinación 3ª, Φ=-200,3/228= -0,88; no existe máximo intermedio se asemeja a una variación lineal, luego, cm,y= 0,6-0,4·0,88= 0,25 que no puede ser menor de 0,40. Pero, además, por tratarse de una barra con longitud de pandeo superior a la longitud de la barra, cm,y= 0,9
Factor cm,y
Factor de interacción: ky
De acuerdo con la tabla 7.5 del tomo 1, ky= 1,017 Factor de interacción ky
Cálculo de nave. Pórtico tipo. Comprobación de dinteles
Coeficiente de pandeo al vuelco lateral, χLT:
Teniendo en cuenta la ley de momentos en la combinación 3ª, la separación entre secciones inmovilizadas (sección intermedia del dintel y nudo de esquina, véase la figura 6) y la relación entre sus momentos respectivos:
-43,30/159,10 = - 0,272, resulta: c1 = 2,30Aplicando la ecuación del Momento crítico
Para el cálculo de los desplazamientos se debe realizar también un análisis de segundo orden. En este caso apenas hay discrepancias con los resultados de un primer orden (las cargas no están ponderadas). En el cuadro que figura a continuación se indican los desplazamientos para cada una de las hipótesis de carga obtenidos en el análisis de primer orden.
2) Desplazamiento activo del nudo 4 según el eje general X:
82,35 (viento B)+ 0,5·7,95(nieve) = 86,32 mm = h/71
5,33 (mant.) + 0,5·7,95 + 0,6·82,35 (viento B) = 58,71 mm
Los desplazamientos totales en la combinación casi permanente, al ser el coeficiente, Ψ2=0, tanto para la nieve como para el viento, resultan:
1) Desplazamiento total de la clave según el eje general Y
- 28,70 (permanente) = L/549
2) Desplazamiento del nudo 4 según el eje general X:
5,02 (permanente) = h/1.217
Conclusiones:
En lo que respecta a los desplazamientos activos los resultados podrían ser admisibles ya que la clase material del cerramiento y cubierta, de panel sándwich, corresponde a un elemento de carácter dúctil.
En lo que respecta a la apariencia, los desplazamientos son muy pequeños.
Flechas
Desplaz. Horiz.
Coeficientes de combinación Ψ0: mantenimiento nieve viento
Entramados hastialesLa viga contraviento acompañada de los entramados laterales forma un sistema estable para resistir la carga de viento longitudinal y estabilizar la construcción.
En general en los faldones la triangulación se realiza en cruz de San Andrés.
En el entramado frontal se disponen,en general, pilares intermedios para recoger el cerramiento.
Entramados lateralesLos entramados laterales deben resistir las acciones del viento y fuerzas de frenado longitudinal de puentes grúa
Para las diagonales de la celosía en cruz de San Andrés se utilizan varillas tensadas de redondo de 16 a 25 mm de diámetro o ángulos de 45,5 o superiores. Cualquier otro modelo de triangulación, ante la seguridad de que las acciones del viento dentro de una misma dirección cambian de sentido generando solicitaciones que pueden ser de tracción o compresión, requiere secciones preferentemente en cajón.
Como ya se ha dicho las correas son los montantes de la viga contraviento y puesto que pueden quedar comprimidas axialmente, pueden resultar excesivamente esbeltas en dirección transversal (eje débil), lo que aconseja reforzar su sección. Lo más sencillo es duplicar la sección adosando otro perfil igual o sustituir el perfil IPE por un HEA.
Los nudos de unión de montantes, diagonales y cordones se forman soldando una cartela al cordón de la celosía o al ala superior de la viga de alma llena y atornillando o soldando las diagonales de la celosía, véase figura adjunta. Obsérvese que el plano de arriostramiento se sitúa por debajo de las alas de las correas.
Detalles constructivos referentes a la viga contraviento
En lo referente a la viga de celosía, figura 1, las longitudes de pandeo en el plano de la celosía son las ya indicadas anteriormente
Para el pandeo en dirección perpendicular y vuelco lateral la longitud base ha de tomarse entre puntos firmemente inmovilizados. Para ésta misión sólo son válidas aquellas correas que están enlazadas con las vigas trianguladas en el plano de la cubierta.
En la figura a se representa la planta de cubierta de una nave en la cual la viga contraviento en cruz de San Andrés se forma con recuadros que cubren tres correas. La forma modal del pandeo transversal de los cordones comprimidos se indica en la misma planta. A ella corresponde una longitud de pandeo que coincide con el ancho del recuadro (en el ejemplo la distancia entre tres correas). En la figura b se representa el modo de pandeo que adoptarían los mismos cordones de no disponerse viga contraviento. La longitud de pandeo, en este caso, es el largo total de la viga de celosía.
Un aspecto a considerar importante en construcciones de techumbre ligera es la posibilidad de que la succión del viento mayorada (1,5) resulte superior a la carga permanente sin mayorar (y aún ligeramente minorada-coeficiente 0,8) lo que produce en las barras de la celosía una inversión de esfuerzos, resultando el cordón inferior comprimido y traccionado el superior, debiéndose en este caso inmovilizar adecuadamente el cordón como se indica en la figura 2
Figura 1 Pandeo transversal del cordón comprimido de la celosía
Figura 2 Posibles arriostramientos del cordón inferior
La estructura completa se comporta como un conjunto espacial. No obstante, para facilitar su análisis es posible descomponerla en elementos planos más sencillos.
Así, por ejemplo, en el entramado hastial de la figura a, cada pilar Pi recibe la carga de viento asociada a su superficie de influencia. Estos pilares se calculan, en general, como columnas apoyadas (en la viga contraviento) - empotradas (en la cimentación), figura b, o articuladas -articuladas. Consecuencia de estas hipótesis de cálculo se presentan sobre la viga contraviento fuerzas puntuales Rp,i, iguales y contrarias a las reacciones, a las que debe añadirse la carga q (carga de imperfección equivalente) definida anteriormente mediante las ecuaciones 15.9-10
Si la triangulación de la celosía contraviento es en Cruz de San Andrés (estructura altamente hiperestática) figura c, ésta se transforma, solamente a efectos de cálculo, en una viga tipo Pratt, figura d, en la que las diagonales son las barras traccionadas por el conjunto de las fuerzas. Se prescinde de las restantes diagonales, al entender que son incapaces de soportar esfuerzos de compresión por ser muy esbeltas.
La viga contraviento, calculada como si estuviese isostáticamente apoyada en los entramados laterales, no constituye un sistema plano (en realidad está formado por dos planos: los faldones) pero puede tratarse como tal si la inclinación de los faldones no es excesiva.
Los esfuerzos en las barras obtenidos son reales para las barras horizontales (montantes M1, M2...), pero no para las diagonales y cordones, barras inclinadas. Para ellas el esfuerzo real se obtiene dividiendo los valores deducidos en el sistema plano por el coseno del ángulo que forma la barra con su proyección horizontal.
EJERCICIO XV.2.Determinar las fuerzas de barra de la viga contraviento, debidasexclusivamente a la acción del viento del entramado de la figura a, para una presión dinámica del viento, incluido ya su coeficiente eólico, de 0,80 kN/m2.Las cargas de servicio aplicadas en los nudos de la viga contraviento del faldón de cubierta, considerando los pilares articulados en las zapatas, son:
1º En el nudo a: Rp,1 = 2,00 · 4 · 0,80 = 6,40 kN
2º En el nudo b: Rp,2 = 4,00 · 4,50 · 0,80 = 14,40 kN
3º En el nudo c: Rp,3 = 4,00 · 5 · 0,80 = 16,00 kN
4º En el nudo d: Rp,4 = 4,00 · 5,50 · 0,80 = 17,60 kN
Las fuerzas obtenidas en la viga Pratt son las siguientes:
Estas fuerzas son las verdaderas únicamente para las barras no inclinadas (montantes M1, M2, M3...). Para obtener los esfuerzos reales de diagonales y cordones se dividirán los valores obtenidos anteriormente por el coseno del ángulo que forma cada barra con su proyección horizontal. En este ejemplo estos ángulos son, para cordones y diagonales 14,03º y 7,89º, respectivamente. Siendo cos 14,03º = 0,9701 y cos 7,89º = 0,9905. Valores que apenas modifican los resultados anteriores
w0 ; flecha de imperfección inicial, ecuación 8.25nr ; número de piezas arriostradas o sujetas al arriostramientoNd:
En celosías: esfuerzo máximo de cálculo a lo largo del cordónEn vigas:
Nd = Md /h;Md; momento máximo a lo largo de la vigah; canto de la viga
δq; flecha del arriostrado. Depende de la carga externa, qv (p.e; el viento) y de la carga equivalente qeq, que a priori es desconocida, lo que requiere de un proceso iterativo de cálculo
Flecha de la imperfección inicial
2·8··L
wNnq qo
dreq
δ+=
Carga uniforme equivalente a la imperfección
rr
r
nk
Lkw
12,0
;500
·0
+=
= (8.25)
(8.26)
(8.27)
nr ; número de piezas arriostradas o sujetas al arriostramiento
La planta de la estructura de cubierta de una nave industrial responde al esquema representado en la figura. Si se tiene en cuenta que, δq = 0,020 m; Nd = 500 kN y L = 20 m, determinar la carga equivalente qequiv a las imperfecciones w0.
Valor al que corresponde una carga concentrada en los nudos intermedios del arriostramiento igual a: 1,872· 20/4 = 9,36 kN.
Ejemplos de fuerzas transmitidas a la cimentación por los arriostramientos
En las figuras 1.a y b se representan para un entramado lateral, formado con una sola diagonal, las fuerzas de barra originadas por el empuje H (H=-RA o -RB) transmitido por la viga contraviento.
En el entramado frontal se pueden disponer también arriostramientospara absorber los empujes transversales del viento sobre el primer módulo de la nave, figura 2. Como ejemplo también se indican los valores que alcanzan las reacciones debidas a la fuerza horizontal H, para los casos representados en las figuras 2.a y b, considerando que sólo resiste la diagonal traccionada.
El cálculo de las fuerzas de barra de estos arriostramientos se efectúa por los procedimientos ya expuestos para las vigas de celosía.
EJEMPLO DE ENTRAMADO HASTIAL DE GRANDES DIMENSIONES
Si la altura del muro frontal es considerable pueden resultar excesivas las dimensiones de los pilares intermedios. Para evitarlo se añade otra viga contraviento intermedia. En la figura se representa la perspectiva de un entramado con dos vigas contraviento: una situada en los planos de los faldones de la cubierta; la otra, al nivel de la viga carril, colgada de los elementos verticales.
Además para estabilizar transversalmente el entramado frontal se incorpora en su propio plano un sistema de celosía que debe resistir los empujes transversales del viento y puente-grúa (si lo hay) sobre el primer módulo de la nave
Ejemplo de entramado hastial con doble viga contraviento
Cálculo de nave. Entramados hastial y lateral. Cargas.
Cargas sobre el arriostrado equivalentes a las imperfecciones:
Se aplican las ecuaciones del CTE:
nr = 4; kr= (0,2+1/4)0,5 = 0,67 (8.26)
w0 = kr·L/500 = 0,67·15,76/500 = 0,0211 m (8.25)
Teniendo en cuenta que el momento máximo que se presenta en el dintel del pórtico tipo es para las cuatro primeras combinaciones del orden de, MSd= 200 kN·m y que la flecha provocada por las cargas de viento e imperfecciones se estima en 0,011 m (este valor difiere en cada combinación, a favor de la seguridad se elige el más desfavorable), resulta:
NSd = 132/0,33 = 400 kN (0,4 m, altura de la viga)
Considerando que esta carga hay que repartirla entre las dos vigas contraviento, la fuerza aplicada en cada nudo intermedio es: Feq= (1,654/2)·3,94 ≈ 3,25 kN (figura 15.8.16-7)
La comprobación de las barras del entramado hastial formado por pilares (barras 0 a 4) vigas (barras (5 a 8) y celosías, barras 26 y 27, figura 14, se realiza aplicando el procedimiento habitual teniendo en cuenta que en los pilares, debido a la orientación de las cargas de viento, se presentan flexiones respecto a sus dos ejes principales.
En la viga contraviento, las diagonales son tirantes sometidos a tracción. La comprobación de éstos se efectúa seleccionando la tracción mayor que corresponde a las diagonales extremas (20 o 24). De no colgarse los tirantes de las correas ha de incluirse también la flexión debida a su propio peso.
Los montantes de la viga contraviento son correas y por lo tanto se deberá tener en cuenta además del esfuerzo axial de compresión o tracción correspondiente, la flexión debida a las cargas de cubierta. En las combinaciones 12ª, 13ª y 14ª se presentan los mayores esfuerzos de compresión coincidiendo con solicitaciones flexión de poca importancia debidas principalmente, a la succión del viento en los faldones. Interesa que la esbeltez de la correa no resulte excesiva. En nuestro caso al ser las correas de perfil HEA 120: λy= 5.000/40,6= 123 y λz= 5000/25,1 = 199
En los entramados laterales las diagonales son también tirantes sometidos a tracción. Su comprobación se efectúa seleccionando la tracción mayor que corresponde a las diagonales extremas (20 o 24). De no apoyarse estos tirantes en las correas, ha de incluirse, también, la flexión debida a su propio peso en el cálculo de las correas laterales
Algunos de los valores obtenidos son los siguientes:
Cálculo de nave. Entramados hastial y lateral. Comprobaciones
Para las diagonales de la viga contraviento, entramados laterales y hastiales, se realiza la comprobación de la sección extrema en la zona roscada considerando su área resistente y también la de su sección central solicitada a tracción combinada con la flexión debida a su propio peso.
Así, por ejemplo, para la barra 20:
En el extremo, NSd = 20.991 N
Considerando una calidad 4.6 y que su área resistente es 157 mm2
En el centro del vano, se comprueba a agotamiento por plastificación
NSd = 20.991 N;
MSd=1,35·0,0157·6.3662/8 = 107.368 N·mm (momento debido al p. propio)
Teniendo en cuenta que la sección es de clase 1
A = 201 mm2; Wpl,y= 1,7·Wel,y =1,7·402 = 683 mm3
Resulta
Cálculo de nave. Entramados hastial y lateral. Comprobaciones