DISEÑO DE CONEXIONES RÍGIDAS Y … las diferentes alternativas de atiesamiento y rigidización. CONEXIONES SOLDADAS SEMI-RÍGIDAS ENTRE COLUMNA HHS Y …

Sociedad Mexicana de Ingeniería Estructural

1

DISEÑO DE CONEXIONES RÍGIDAS Y SEMIRRIGIDAS DE VIGAS I A COLUMNAS

RECTANGULARES

Alonso Gómez Bernal1 y Hugón Juárez García2

RESUMEN

Se estudian las características momento-rotación, y la capacidad resistente de las conexiones de vigas I

soldadas a columnas cuadradas HSS sin diafragma de refuerzo. Se concluye que estas conexiones se

clasifican como simples o semirrígidas. De acuerdo a los resultados de las resistencias, al usar todo el

intervalo de perfiles comerciales HSS, incluidos las secciones Jumbo, se encuentra que es muy baja la

capacidad a momento que pueden resistir las conexiones soldadas directamente sin ningún tipo de diafragma.

Por otra parte, se propone una conexión con diafragma externo para usar en marcos dúctiles.

ABSTRACT

Moment-rotation characteristics, and the resistant capacity of the connections of welded I-beams to HSS

square HSS columns without reinforcement diaphragm are studied. It is concluded that these connections can

be classified as simple or semi-rigid. According to the capacity analysis, we used all the interval of

commercial HSS shapes, included them Jumbo sections, we found that these connections welded directly

without any type of diaphragm, have a very low resistance capacity. On the other hand, we propose a

connection with external diaphragm to use in ductile frames.

INTRODUCCIÓN

En años recientes se ha incrementado en México de forma considerable la construcción de edificios de acero

con columnas estructurales huecas conectadas con vigas de acero convencionales. Lo que implica que deben

establecerse especificaciones adecuadas para estos elementos y para sus conexiones.

Si se compara una columna de acero de sección transversal H, la cual se ha usada de forma más común en los

edificios de acero, contra otra de sección rectangular cerrada, como por ejemplo la sección estructural hueca

(HSS), y ambas tienen la misma longitud efectiva y la misma área, se encuentra que la relación de esbeltez

crítica de la columna de sección cerrada es menor que la columna de sección abierta en forma de H, debido al

radio de giro del eje menor del perfil H. Por otra parte, la distribución de esfuerzos residuales de la sección

cerrada es más favorable que la sección abierta. Estos dos factores pueden dar como resultado una mayor

capacidad resistente a compresión de columna de sección cerrada respecto a columnas en forma de H.

Partiendo de estas ventajas de las columnas rectangulares cerradas, los marcos de acero formados por

columnas tubulares cuadradas o rectangulares (SHS/RHS) y vigas de acero de sección H pueden ser atractivas

para ingenieros e investigadores.

En los sistemas de marcos rígidos formados por columnas tubulares de acero cuadradas o rectangulares (SHS

o RHS) con vigas H (W), las conexiones viga-columna usadas de forma más frecuente se rigidizan con

diafragmas, ya sea internamente con atiesadores, o externamente con placas de extensión, para poder

desarrollar la capacidad de momento completo. Debido a lo difícil de la construcción del diafragma, en los

1 Profesor Área de Estructuras, Universidad Autónoma Metropolitana Azcapotzalco, Av. San Pablo no. 180,

Col. Reynosa, 02200 México, D.F. Tel-fax (55)5318-9085; [email protected]

2 Profesor Área de Estructuras, Universidad Autónoma Metropolitana Azcapotzalco, Av. San Pablo no. 180,

Col. Reynosa, 02200 México, D.F. Tel-fax (55)5318-9085; [email protected]

mailto:[email protected]

mailto:[email protected]

XXCongreso Nacional de Ingeniería Estructural Mérida, Yucatán 2016

2

años recientes, junto con el continuo desarrollo y perfección de la teoría de la conexión semirrígida de

estructura de acero, las investigaciones correlacionales acerca de las conexiones semirrígido de diafragma no-

interno entre columnas HSS y vigas de perfil H, también han tenido un gran desarrollo.

Las conexiones semirrígidas entre viga y columna pueden ser una opción ventajosa para el diseño sísmico de

marcos de acero, porque un porcentaje de la energía se puede disipar dentro de la unión, y también porque

pueden disminuir sobrecargas innecesarias en áreas locales de las conexiones y evitar así la fractura frágil. Sin

embargo, el desarrollo de conexiones confiables semirrígidas bajo cargas cíclicas inelásticas, requiere

investigaciones más amplias y no son fácilmente aplicables en oficinas de diseño común. Así, la mayoría de

las conexiones de viga a columna para marcos resistentes a momento con diseño sísmico utilizan conexiones

totalmente rígidas. Las conexiones de placa de extremo de viga no son totalmente rígidas, salvo en algunas

pocas excepciones.

Martín del Campo y Gómez-Bernal (2010) presentan resultados de un estudio experimental del ensaye de tres

conexiones soldadas de unión viga-columna de acero, formadas por una viga W16x36 conectada a una

columna tubular HSS 12x12x½. Estas conexiones fueron sometidas a cargas cíclicas en el Laboratorio de

Estructuras de la UAM-A. Se probó una primera conexión soldada de manera directa sin refuerzo, y otras dos

reforzadas, una con diafragma externo y la otra con diafragma interno, con la finalidad de aumentar la

resistencia y la rigidez. Se investigaron las características de rotación y la capacidad resistente a momento, así

como las diferentes alternativas de atiesamiento y rigidización.

CONEXIONES SOLDADAS SEMI-RÍGIDAS ENTRE COLUMNA HHS Y VIGA H SIN DIAFRAGMA INTERNO

La conexión entre columna SHS/RHS a viga de perfil H sin incluir diafragma interno, ofrece una gran

conveniencia para la construcción de juntas. Pero sin el diafragma para transferir las fuerzas de los patines de

la viga, la rigidez de la pared de tubo de acero fuera del plano es muy débil, y la deformación de la pared del

tubo se convierte en un factor de influencia importante para la deformación del nudo. De acuerdo al criterio

de clasificación del Eurocódigo 3 para uniones viga-columna (CEN, 1992), el comportamiento de dicha

conexión muestra comportamiento semi-rígido en la mayoría de los casos. Esta es la característica más básica

para conexiones soldadas sin diafragma interno entre columnas SHS/RHS y vigas de perfil I. La

configuración específica de este tipo de uniones es variada. Al resumir la base de datos analítica existente,

ésta se puede dividir generalmente en tres tipos: 1) conexión soldada viga-columna sin refuerzo; 2) conexión

soldada con refuerzo en la cara de la columna; 3) conexión soldada de extremo de viga reforzada.

Conexión soldada de viga-columna sin refuerzo. Este tipo de conexión se utiliza principalmente para columna

tubular de tamaño medio-pequeño a viga H y usada ampliamente en marcos de acero de edificios y otras

estructuras costeras. El diseño básico se muestra en la Figura 1a, entre patín de viga y la cara de columna se

usa soldadura de penetración completa y entre alma de viga y cara de la columna se usa soldadura de filete.

Solo alguna parte del momento puede transferirse al soldar los patines de la viga de sección W en forma

directa a la placa de la columna HSS como se muestra la Figura 1b. La conexión de placa simple transfiere

toda la fuerza cortante y facilita el montaje de la viga. Estas conexiones pueden ser capaces de desarrollar la

resistencia a la flexión completa de la HSS (dependiendo sobre todo el ancho del patín en relación con el

ancho de columna HSS). La resistencia total a la flexión de la sección W rara vez se alcanza.

La fuerza de los patines en tensión y compresión se calculan al considerarlas como placas transversales que

actúan en la cara de la columna HSS. Para obtener la máxima eficiencia, el espesor de la HSS debe ser gruesa,

y el ancho del patín de la viga debe estar cerca del ancho de la columna HSS, estimado como B-3t.

Los estados límite que deben considerarse en la especificación del AISC son a) la fluencia del patín de la viga

debido a la distribución desigual de la carga, b) la fluencia por cortante o penetración de la sección HSS, c)

falla por tensión y compresión de las placas laterales (ver detalles en Martín del Campo y Gómez Bernal,

2010). Sin embargo, la falla de fluencia por cortante sólo necesita verificarse para ciertos anchos del patín, y

los estados límite de placas laterales sólo se aplican cuando el ancho del patín y la de la columna HSS son

iguales.


3

Figura 1 (a) Conexión soldada entre vigas sección I y columna tubular (Zhang y Shu, 2015). (b) según Packer et al (2010)

CONEXIONES RÍGIDAS ENTRE COLUMNA HHS Y VIGA I CON DIAFRAGMAS

Conexión con Diafragma Interno

La conexión de diafragma interno se hace al insertar el diafragma dentro del tubo de acero y conectar los

patines de la viga a la superficie del tubo, como se muestra en la Figura 2a. Tiene el mérito de no interferir

con los materiales de acabado fuera de la columna. En este caso, la fuerza de tensión del patín de la viga se

transmite directamente a los patines de la columna. Puesto que el diafragma interno es soldado alrededor de

su perímetro del tubo de acero y la columna de tubo de acero restringe la deformación del diafragma, la

mayoría de la deformación en la zona de panel se concentra a lo largo de la dirección del espesor de los

patines de la columna. Cuando la fuerza de tensión es bastante grande, la falla de las conexiones puede

acompañarse por perforación de cortante, que induce a la fractura de la soldadura entre los patines de la viga y

los de la columna. Además, el desgarramiento laminar del patín de la columna puede presentarse al mismo

tiempo.

Conexión con Diafragma Externo

Cuando se usa una conexión con diafragma externa, como muestra la Figura 2b, se fija el diafragma al

exterior del tubo de acero y no necesita ningún corte de tubo de acero para la fabricación. Sin embargo, esta

conexión de diafragma externo carece de estética y puede tener limitaciones en el tamaño del diafragma para

una junta de un marco exterior. Debido al abrupto cambio del área de la sección transversal entre el patín de la

viga y el diafragma externo, la concentración de esfuerzos y deformaciones provoca la falla de la soldadura de

penetración.

Conexión con Diafragma Atravesado

El detalle de conexión con diafragma atravesado, como se muestra en la Figura 2c, requiere que el diafragma

penetre los patines de tubo, y la viga de acero se suelda directamente al diafragma. En este caso, la fuerza de

tensión se transfiere de los patines de la viga al diafragma atravesado. Este detalle mueve significativamente

la articulación plástica de la cara del tubo de acero y suaviza la ruta de la transferencia de carga, aunque se

implica mucho en el sitio de la soldadura e impone la complicación de la construcción. La falla de las

conexiones es a menudo causada por la grieta en la soldadura de ranura entre el patín de la viga y el diafragma

atravesado, como se muestra en la Figura 2c.

Cara de Columna

Cara de Columna

Placa de corte

b) a)


4

Figura 2 Conexiones entre vigas sección I y columnas tubulares típicas usadas en Japón (según Chen et al, 2015)

CURVAS MOMENTO ROTACIÓN OBTENIDAS DE UNA PRUEBA EXPERIMENTAL

Martín del Campo y Gómez Bernal (2010) realizaron un estudio experimental que consistió en el ensaye de

tres conexiones soldadas de marco de acero, formadas por una viga de perfil W16x36 conectado a una

columna tubular cuadrada HSS 12x12x½. Estas conexiones fueron sometidas a cargas cíclicas en el

Laboratorio de Estructuras de la UAM-A. Se probó una primera conexión soldada (ES1) de manera directa sin

refuerzo, y las otras dos reforzadas con diafragma externo (ES2) y diafragma interno (ES3), para aumentar la

resistencia y la rigidez. Los parámetros que se investigaron fueron las características de rotación y la

capacidad resistente a momento, así como las diferentes alternativas de atiesamiento y rigidización.

Resultados importantes

De los resultados de la primera conexión ECS1 ensayada se concluyó que el uso de esta conexión sin refuerzo

alguno debe usarse solo en casos en donde no se requiera de una conexión rígida, además se lleva a cabo una

alta concentración de esfuerzos en la zona de los bordes de los patines de la viga lo que ocasiona que

disminuya substancialmente el momento resistente. Si se utilizan espesores de las placas de las columnas

menores a las probadas en ese trabajo, entonces esta solución debe ser erradicada de la práctica de

construcción de edificios diseñados para resistir fuerzas laterales importantes, sobre todo si se diseñarán para

ductilidad alta. Debe calcularse correctamente la resistencia, que es significativamente menor a la

proporcionada por el perfil de la viga W, si no es adecuada entonces debe buscarse una manera adecuada de

reforzar la conexión.

En cuanto a la probeta ECS2 mostró el mejor comportamiento de las tres no solo por alcanzar el momento

más elevado sino porque presentó un comportamiento histerético muy estable, posteriormente se presentó una

falla de fluencia por pandeo en las placas y en los patines. La curva de histéresis indica que el

comportamiento observado permite proponer a la conexión para usarse en marcos de acero con ductilidad

alta, que requieren una capacidad de rotación mayor al 4%, con una resistencia casi total del momento

plástico máximo probable, y la rotación de la unión es mucho más cercana al ideal de conexión rígida.

En el caso del tercer espécimen, ECS3, aunque también tiene un incremento muy alto en cuanto a la

resistencia a momento, el hecho de presentar una falla frágil de la soldadura del atiesador interno hace que no

sea recomendada para usarse en marcos dúctiles, pero puede ser adecuada en edificios diseñados con bajos

niveles de coeficiente sísmico. Sin embargo, tienen el inconveniente de que su implementación requiere que

se realicen cortes en la columna para introducirse los atiesadores, y la calidad de la soldadura será más

cuestionada.

Curvas Momento Rotación obtenidas del ensaye experimental

A partir del trabajo de Martín del Campo y Gómez Bernal (2010), en la Figura 3 se comparan a la misma

escala las curvas de histéresis de las tres conexiones ensayadas. Así la conexión ECS1 mostró una resistencia

a flexión muy por debajo del Momento Plástico Mp nominal y del Momento plástico esperado Mpe, por lo

Diafragma Externo Diafragma Interno

Diafragma

Atravesado

a) b) c)


5

que se concluyó que esta conexión no puede desarrollar la resistencia correspondiente a la hipótesis usual en

los modelos de conexiones rígidas. Además, de acuerdo a la Figura 3a, la rigidez de la conexión se degrada

rápidamente a niveles de carga relativamente bajos. Es evidente, que esta conexión al ser muy flexible se

podría clasificar en la práctica como una conexión semi-rígida, o inclusive como conexión simple (articulada)

si el espesor de las placas de la columna es muy bajo, por lo que su comportamiento dista mucho de la

hipótesis usual en los modelos de conexión rígida.

En cuanto a la conexión ECS2, el comportamiento ante la historia de carga (Figura 3b) mostró un resultado

notablemente mejor que la probeta sin refuerzo ECS1, presentándose una falla de fluencia clara por pandeo en

las placas y en los patines. La curva de histéresis de la Figura 3b muestra que el comportamiento observado

permite usar a la conexión en marcos de acero con ductilidad alta, que requieren una capacidad de rotación de

al menos el 4%, conservando una resistencia mínima del 95% del momento plástico nominal, y la rotación de

la unión es mucho más parecida al ideal de conexión rígida.

Por su parte la conexión ECS3, mostró un comportamiento frágil (Figura 3c), aunque sí incrementó en

aproximadamente 3 veces la capacidad a momento respecto al espécimen ECS1, y también aumentó la

rigidez, debe tomarse en cuenta que después de la falla de la soldadura, disminuyen drásticamente el

momento resistente y la rigidez, llegando a una situación similar al caso uno, como si no existieran placas de

refuerzo.

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Mo

me

nto

(To

n-m

)

Rotación (rad)

Mpe

Mp

Mpe

Mp

-60

-40

-20

0

20

40

60

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Mo

me

nto

(To

n-m

)

Rotación (rad)

Mpe

Mp

Mpe

Mp

-60

-40

-20

0

20

40

60

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06M

om

en

to (

T-m

)

Rotación (rad)

crack en placa superior

Figura 3 Comparación a la misma escala de las curvas de histéresis de las tres conexiones ensayadas por Martín del Campo y Gómez Bernal (2010)

En la Figura 4 se presentan las tres curvas momento rotación para cada una de las 3 conexiones del ensaye de

Laboratorio realizado por Martín del Campo y Gómez Bernal (2010), las cuales se obtuvieron a partir de la

envolvente de las tres curvas de histéresis de la Figura 3.

-60

-40

-20

0

20

40

60

-0.08 -0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06 0.08

MO

MEN

TO (T

-M)

ROTACION (RAD)

DIAFRAGMA EXTERNO

DIAFRAGMA INTERNO

SOLDADA SIN REFUERZO

Figura 4 Curvas Momento-Rotación de las tres conexiones ensayadas por Martín del Campo y Gómez Bernal (2010)

ECS1 ECS2 ECS3

a) b) c)


6

CURVA M- PARA CONEXIONES SEMIRRÍGIDAS SOLDADAS SIN REFUERZO.

Modelo de potencia de tres parámetros

Con el objetivo de definir la curva Momento-Rotación, M- de la conexión soldada sin refuerzo, ECS1,

ensayada en Laboratorio, en este trabajo se usó el modelo de potencia de tres parámetros, que consiste en

definir una curva momento-rotación no-lineal M- para conexiones semirrígidas. Esta relación fue propuesta

primero por Richard y Abbot (1985). Para mayores detalles de cómo obtener este tipo de curvas ver el trabajo

de Cruz M. y Gómez Bernal (2007). El modelo tiene tres parámetros para definir la curva; Rki es la rigidez

inicial (pendiente de la primera recta), Mu, la capacidad de momento último (momento de referencia); y, n, es

un parámetro de forma de la curva M-r. El modelo tiene la forma adimensional siguiente:

nn

m/1)1(

(1)

en donde M-r son el momento y la rotación relativa en la conexión respectivamente, m=M/Mu, = r/o, y

o=Mo/Rki.

0

2

4

6

8

10

12

14

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07

MO

MEN

TO (T

-M)

ROTACION, (RAD)

CNX SIN REFUERZO

ELASTOPLÁSTICO

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07

MO

ME

NTO

, m

ROTACION, (RAD)

CNX SIN REFUERZO

n = oo

n=2.35

Mo = 11.2 Ton-m; o = 0.01512; Rki = 767.2 T-m

Figura 5 (a) Curva Momento-Rotación de la conexión soldada sin refuerzo; (b) curva ajustada según el modelo de potencia de tres parámetros

La rigidez inicial de la conexión ensayada ECS1, de acuerdo a la Figura 5 se calcula igual a Kcon=767.2 Ton-

m/rad. Considerando que la viga de la conexión ensayada es una W16x36, y suponiendo que se utilizara para

un marco con longitud de crujía igual a 6 metros, la rigidez de la viga sería (EI/L)viga=621.6 Ton-m. De

acuerdo a la clasificación de las conexiones de la Tabla 1 definida por Gómez Bernal (2012) la rigidez

relativa de esta conexión sería de 1.23, es decir, una conexión simple, ni siquiera se puede clasificar como una

conexión semirrígida.

Tabla 1 Clasificación de las conexiones de acuerdo a su rigidez relativa

Rígida Semirrígida Simple

Kcon > 20 (EI/L)viga 20 (EI/L)viga > Kcon > 2 (EI/L)viga Kcon < 2 (EI/L)viga

Edificio de dos niveles con conexiones semirrígidas

Con la intención de comparar el efecto de las conexiones en la respuesta de los marcos de acero se modeló un

edificio de dos niveles utilizando como los elementos viga y columna de los marcos, las secciones

transversales del ensaye experimental, es decir secciones W16x36ny HSS12x12x½. Las características


7

geométricas del edificio analizado en el ETABS se muestran en la Figura 6. En el modelo A se definieron

conexiones rígidas, mientras que en el B conexiones soldadas sin refuerzo, como las ECS1. Las diferencias

son notables, al usar conexiones soldadas sin refuerzo, el periodo aumenta 42%, los desplazamientos en la

parte superior se duplican (17.7 mm vs 36.6 mm). Este resultado indica que es necesario modelar

adecuadamente en los programas de análisis las conexiones cuando las uniones viga columna no tengan

diafragmas como refuerzo (externos o internos). Como puede observarse, los momentos en las vigas al

modelar como conexión rígida excede el valor máximo observado en la prueba experimental, y un mal

modelado sería peligroso para la seguridad del edificio.

Figura 6 Geometría de los modelos A (conexiones rígidas), y B (conexiones soldadas semirrígidas).

Tabla 2 Comparación de las respuestas de los modelos A y B

Modelo Periodo

(seg) Despl.

Máx. (mm) Dist.

Máx. (rad) Mom. Máx. Vigas (T-m)

Mom. Máx. cols

A. Con conexiones rígidas 0.486 17.7 0.0028 -15.8 -10.2 B. Con conexiones semirrígidas 0.689 36.6 0.0067 -7.51 -13.4

GRÁFICAS DE RESISTENCIA A FLEXIÓN DE UNIONES ENTRE VIGAS W Y COLUMNAS RECTANGULARES HSS

Las investigaciones iniciales sobre conexiones de viga de sección I a columna rectangular HSS fueron

realizadas por Kanatani et al. (1980); e investigaciones sobre conexiones de placa de patín a columnas HSS se

llevaron a cabo por Wardenier (1982), y por Davies y Packer (1982). Otros estudios recientes se realizaron

por Lu (1997). En estos estudios, se han propuesto expresiones de diseño para estimar la resistencia de estas

conexiones. Se han publicado en Guías de Diseño (Packer et al., 1992), en el Eurocódigo 3 Anexo K (CEN

1992). y en las especificaciones del AISC (2010). Estas fórmulas, han sido comprobadas con estudios

recientes y ajustadas cuando es necesario.

Una comparación de las fórmulas de resistencia de diseño para los diferentes criterios de falla de las

conexiones en la placa del patín a columna HSS (Wardenier 1982, Packer et al., 1992), demuestra que para

espesores del patín menores que el de la columna, tp ≤ tc, el criterio de ancho efectivo de la placa (ecuación 2)

es generalmente crítico, en comparación con el de penetración por cortante, plastificación de la cara de la

columna, y falla lateral de la pared de la columna (véase).


8

Fórmula del CIDECT (Kurobane et al., 2004)

La capacidad a momento de una conexión de viga I a columna HSS está dado por:

(2)

donde:

(3)

es la capacidad axial resistente de la placa del patín. Con:

(4)

donde:

be- ancho efectivo

bc- ancho de la columna

tc- espesor de la columna

bp-ancho del patín

fc,y- esfuerzo de fluencia de la columna

fp,y- esfuerzo de fluencia del patín

Fórmula del AISC (2010)

Usando la especificación AISC sección K1.3b(a) se puede determinar la resistencia disponible de acuerdo a la

distribución de carga desigual en la placa del patín. Como puede observarse la fórmula 4 es la misma que la

Fórmula 1.

(5)

Fórmula de Lu (1997)

Lu (1997), recopiló una serie de investigaciones sobre conexiones de viga I con columna HSS, estas

conexiones probadas fueron sometidas a carga estática y los parámetros principales estudios incluyeron:

relación de carga axial de compresión, relación del peralte de la viga al ancho de la cara de la columna (),

proporción entre el ancho del patín de la viga a la cara de la columna (), cociente de espesores del patín de

viga a cara de columna (), relación ancho-espesor de la cara de la columna (2). A través de los estudios

experimentales, se obtuvieron los modelos de falla de este tipo de conexiones y la fuerza final correspondiente

a los modelos de falla diferencial. Basado en los estudios experimentales y en análisis de elementos finitos,

Lu (1997) estableció fórmulas de capacidad máxima. Para el caso del estado límite de falla por ancho

efectivo:

(6)


9

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 5 10 15 20 25

Mre

s/M

pv

Espesor de placa de HSS (mm)

W33X130

HSS20X20_1 HSS20X20_2 HSS18X18_1

HSS18X18_2 HSS16X16_1 HSS16X16_2

HSS14X14_1 HSS14X14_2 HSS12X12_1

HSS12X12_2 HSS10X10_1 HSS10X10_2

=1.150.960.820.720.640.58

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 5 10 15 20 25

Mre

s/M

pv


W27X84

HSS20X20_1 HSS20X20_2 HSS18X18_1

HSS18X18_2 HSS16X16_1 HSS16X16_2

HSS14X14_1 HSS14X14_2 HSS12X12_1

HSS12X12_2 HSS10X10_1 HSS10X10_2

1.000.830.710.630.560.50

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 5 10 15 20 25

Mre

s/M

pv


W24X76

HSS20X20_1 HSS20X20_2 HSS18X18_1

HSS18X18_2 HSS16X16_1 HSS16X16_2

HSS14X14_1 HSS14X14_2 HSS12X12_1

HSS12X12_2 HSS10X10_1 HSS10X10_2

=0.900.750.640.560.500.45

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 5 10 15 20 25

Mre

s/M

pv


W24x55

HSS20X20_1 HSS20X20_2 HSS18X18_1

HSS18X18_2 HSS16X16_1 HSS16X16_2

HSS14X14_1 HSS14X14_2 HSS12X12_1

HSS12X12_2 HSS10X10_1 HSS10X10_2

=0.700.580.500.440.390.35

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 5 10 15 20 25

Mre

s/M

pv


W21x44

HSS20X20_1 HSS20X20_2 HSS18X18_1

HSS18X18_2 HSS16X16_1 HSS16X16_2

HSS14X14_1 HSS14X14_2 HSS12X12_1

HSS12X12_2 HSS10X10_1 HSS10X10_2

=0.650.540.460.410.360.33

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1.0

0 5 10 15 20 25

Mre

s/M

pv


W16X26

HSS20X20_1 HSS20X20_2 HSS18X18_1

HSS18X18_2 HSS16X16_1 HSS16X16_2

HSS14X14_1 HSS14X14_2 HSS12X12_1

HSS12X12_2 HSS10X10_1 HSS10X10_2

=0.700.580.500.440.390.35

Figura 7 Graficas del cociente entre el Momento nominal resistente y el Momento plástico de la viga I, en conexiones soldadas a columna HSS. Se presentan para todos los perfiles cuadrados y para seis

casos de viga W. Curvas 2 (línea continua) = Fórmula 2. Curvas 1 (línea discontinua) = Fórmula 6.

En la Figura 7 se muestran los resultados del análisis paramétrico de estimar el cociente de los momentos

nominales dados por las ecuaciones 2 y 6, entre el momento plástico de la viga, Mpv. Se presentan para seis

casos de perfiles W, en cada caso se usaron doce perfiles rectangulares HSS con sus respectivos espesores

comerciales. Como puede observarse, en el perfil más pesado de los seis estudiados, es decir, en el W33x130,

solo se alcanza el 50 por ciento de la capacidad a momento para el espesor más grueso con la fórmula 6, y

solo el 40% con la fórmula 1 (del AISC) las secciones transversales HSS más grandes por ser más anchas

tienen menor valor de , y tienen la proporción menor de la resistencia a flexión, así para el perfil HSS20x20,


10

se alcanza menos del 30% de la capacidad total para el espesor más grueso, mientras que para el menor

espesor se alcanza alrededor del 5%. Esta tendencia es más o menos la misma en todos los seis casos, aunque

en algunos casos hay discrepancia entre las dos fórmulas estudiadas. En general las dos fórmulas dan

resultados similares, un poco mayores la Fórmula 5, sin embargo, cuando el valor de b tiende a 1.0 los

cocientes proporcionados por las dos fórmulas tienden a alejarse. Otra tendencia derivada de estos casos es

que a medida que el perfil de la viga es más ligero los porcentajes aumentan, como se puede constatar con la

sección W16x26 que alcanza valores hasta del 80%.

En conclusión, de acuerdo a los resultados de usar todo el intervalo de perfiles comerciales HSS, incluidos las

secciones Jumbo, es muy baja la capacidad a momento que pueden resistir las conexiones soldadas

directamente sin ningún tipo de diafragma. Por ejemplo, para los espesores de ½ pulgada (12.7 mm) en todos

los casos, la eficiencia eta comprendida entre 10% y 40%.

Figura 8 Detalles de dos conexiones con Diafragma Externo propuestas para marcos dúctiles.


11

PROPUESTA DE CONEXIONES A MOMENTO CON DIAFRAGMA EXTERNO

Cuando se usa una conexión con diafragma externa, este se fija al exterior del tubo de acero y no necesita

ningún corte de tubo de acero para la fabricación. Sin embargo, esta conexión de diafragma externo carece de

estética y puede tener limitaciones en el tamaño del diafragma para una junta de un marco exterior. Como se

mostró en la sección anterior, debido al abrupto cambio del área de la sección transversal entre el patín de la

viga y el diafragma externo, la concentración de esfuerzos y deformaciones provoca la falla de la soldadura de

penetración, además de que se reduce drásticamente la capacidad a momento, por lo tanto, se requiere de una

transición suave del patín a la columna y además es necesario reforzar la zona de la unión viga-columna.

A partir de los resultados experimentales del espécimen ECS2 (Martín del Campo y Gómez Bernal, 2010), en

donde la conexión mostró un excelente comportamiento de resistencia y ductilidad se propone una conexión

soldada (Figura 8a) y otra atornillada (Figura 8b), con diafragma externo.

CONCLUSIONES

La curva momento-rotación (M-) de la conexión de viga W soldada sin diafragma a columna HSS, ensayada

en Laboratorio, fue estimada con el método de potencia de tres parámetros. De acuerdo a la clasificación de

las conexiones, la rigidez relativa de esta conexión es menor a 2, lo que la ubica como una conexión simple, y

no se puede clasificar como una conexión semirrígida.

Se estudió la resistencia a flexión de las conexiones de vigas I soldadas a columnas cuadradas HSS sin

diafragma de refuerzo, se concluye, de acuerdo a los resultados de usar todo el intervalo de perfiles

comerciales HSS, incluidos las secciones Jumbo, que es muy baja la capacidad a momento que pueden resistir

las conexiones soldadas directamente sin ningún tipo de diafragma. Y es más crítico cuando es menor la

relación entre anchos del patín y de la columna (). Por ejemplo, para los espesores de ½ pulgada (12.7 mm)

en todos los casos, la eficiencia está comprendida entre 10% y 40%.

Con base en los resultados experimentales de una conexión con diafragma externo se propone una conexión

para usarse en marcos dúctiles.

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DISEÑO DE CONEXIONES RÍGIDAS Y … las diferentes alternativas de atiesamiento y rigidización. CONEXIONES SOLDADAS SEMI-RÍGIDAS ENTRE COLUMNA HHS Y …

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