Este documento describe los efectos de la esbeltez en las columnas y cómo considerarlos en el diseño. Explica que las columnas pueden fallar por exceso de carga axial y momento (falla del material) o por pandeo (falla de estabilidad) si son muy esbeltas. También presenta límites para la relación de esbeltez y métodos permitidos para considerar los efectos de la esbeltez como análisis P-Δ o amplificación de momentos.
La resistencia de las columnas esbeltas se ve afectada por varios parámetros como su longitud, grado de restricción en los extremos, tipo de estructura, módulo de elasticidad y distribución de la sección transversal. Las columnas esbeltas fallan por inestabilidad lateral conocida como pandeo. Cuando una columna forma parte de un pórtico con o sin desplazamiento lateral, la aplicación de una carga axial produce momentos adicionales que amplifican los momentos existentes y reducen la resistencia de la columna.
1) La esbeltez de una columna se define como la relación entre su longitud y su sección transversal, y afecta su resistencia al reducirla debido a deformaciones de segundo orden. 2) Para columnas cortas se puede ignorar la esbeltez, mientras que para columnas esbeltas se requiere un análisis más complejo que considere los efectos de segundo orden. 3) Existen límites para la esbeltez dependiendo del tipo de pórtico, más allá de los cuales se requieren métodos de análisis específicos.
1 - Teoría de Estado Limite y Diseño a Flexión de Secciones Rectangulares.pdfantonytaipeosaita
El documento presenta los conceptos fundamentales del diseño a flexión de secciones rectangulares de elementos de hormigón armado utilizando el método de los estados límite. Explica las hipótesis de diseño, los tipos de secciones controladas, los criterios para el dimensionamiento geométrico y de armadura, y los modos de falla posibles. También compara los requerimientos de los reglamentos ACI 318 y CIRSOC 201.
El documento describe los efectos de esbeltez en columnas de concreto reforzado. La esbeltez causa momentos adicionales en las columnas que reducen su resistencia. Factores como la rigidez de las vigas de apoyo, la rigidez a flexión de la columna, y la relación de excentricidades en los extremos afectan la magnitud de esta reducción. Las columnas con curvatura simple experimentan una mayor reducción que aquellas con doble curvatura.
El documento describe las cargas que actúan en los puentes, clasificándolas en permanentes, variables y excepcionales. Explica que las cargas permanentes incluyen el peso propio de la estructura, cargas muertas y cargas del suelo. Las cargas variables incluyen vehículos, efectos dinámicos y fuerzas durante la construcción. Describe los detalles de la sobrecarga HL-93 de AASHTO utilizada para el diseño, incluidas las dimensiones y ubicación de las cargas de vehículos.
Este documento presenta conceptos básicos de diseño estructural, incluyendo: (1) la definición de diseño estructural y su relación con otros sistemas de un edificio, (2) las etapas del diseño estructural que incluyen estructuración, análisis y dimensionamiento, y (3) los principales elementos estructurales de concreto reforzado como losas, vigas, columnas y cimentaciones. También introduce brevemente el Código ACI 318 y conceptos de cargas y sistemas estructurales.
El documento trata sobre el comportamiento de columnas esbeltas de hormigón armado sometidas a flexo-compresión. 1) Explica la diferencia entre columnas no esbeltas y esbeltas, y cómo la esbeltez influye en la carga última que puede soportar una columna. 2) Describe los modelos de Euler para analizar el pandeo elástico e inelástico de columnas esbeltas. 3) Explica cómo las condiciones de apoyo en los extremos, como si son articulados o empotrados, afectan a la longitud
Este documento describe los puentes de losa, incluyendo sus características generales, cargas actuantes, cálculo de momentos, diseño del refuerzo y un ejemplo. Los puentes de losa se utilizan para luces pequeñas de 4.6 a 10 metros y la losa distribuye las cargas sobre vigas o apoyos. El documento explica cómo calcular los momentos actuantes debidos al peso propio, carga muerta y sobrecarga vehicular, y cómo diseñar el refuerzo principal, de repartición y de temperatura necesario.
La resistencia de las columnas esbeltas se ve afectada por varios parámetros como su longitud, grado de restricción en los extremos, tipo de estructura, módulo de elasticidad y distribución de la sección transversal. Las columnas esbeltas fallan por inestabilidad lateral conocida como pandeo. Cuando una columna forma parte de un pórtico con o sin desplazamiento lateral, la aplicación de una carga axial produce momentos adicionales que amplifican los momentos existentes y reducen la resistencia de la columna.
1) La esbeltez de una columna se define como la relación entre su longitud y su sección transversal, y afecta su resistencia al reducirla debido a deformaciones de segundo orden. 2) Para columnas cortas se puede ignorar la esbeltez, mientras que para columnas esbeltas se requiere un análisis más complejo que considere los efectos de segundo orden. 3) Existen límites para la esbeltez dependiendo del tipo de pórtico, más allá de los cuales se requieren métodos de análisis específicos.
1 - Teoría de Estado Limite y Diseño a Flexión de Secciones Rectangulares.pdfantonytaipeosaita
El documento presenta los conceptos fundamentales del diseño a flexión de secciones rectangulares de elementos de hormigón armado utilizando el método de los estados límite. Explica las hipótesis de diseño, los tipos de secciones controladas, los criterios para el dimensionamiento geométrico y de armadura, y los modos de falla posibles. También compara los requerimientos de los reglamentos ACI 318 y CIRSOC 201.
El documento describe los efectos de esbeltez en columnas de concreto reforzado. La esbeltez causa momentos adicionales en las columnas que reducen su resistencia. Factores como la rigidez de las vigas de apoyo, la rigidez a flexión de la columna, y la relación de excentricidades en los extremos afectan la magnitud de esta reducción. Las columnas con curvatura simple experimentan una mayor reducción que aquellas con doble curvatura.
El documento describe las cargas que actúan en los puentes, clasificándolas en permanentes, variables y excepcionales. Explica que las cargas permanentes incluyen el peso propio de la estructura, cargas muertas y cargas del suelo. Las cargas variables incluyen vehículos, efectos dinámicos y fuerzas durante la construcción. Describe los detalles de la sobrecarga HL-93 de AASHTO utilizada para el diseño, incluidas las dimensiones y ubicación de las cargas de vehículos.
Este documento presenta conceptos básicos de diseño estructural, incluyendo: (1) la definición de diseño estructural y su relación con otros sistemas de un edificio, (2) las etapas del diseño estructural que incluyen estructuración, análisis y dimensionamiento, y (3) los principales elementos estructurales de concreto reforzado como losas, vigas, columnas y cimentaciones. También introduce brevemente el Código ACI 318 y conceptos de cargas y sistemas estructurales.
El documento trata sobre el comportamiento de columnas esbeltas de hormigón armado sometidas a flexo-compresión. 1) Explica la diferencia entre columnas no esbeltas y esbeltas, y cómo la esbeltez influye en la carga última que puede soportar una columna. 2) Describe los modelos de Euler para analizar el pandeo elástico e inelástico de columnas esbeltas. 3) Explica cómo las condiciones de apoyo en los extremos, como si son articulados o empotrados, afectan a la longitud
Este documento describe los puentes de losa, incluyendo sus características generales, cargas actuantes, cálculo de momentos, diseño del refuerzo y un ejemplo. Los puentes de losa se utilizan para luces pequeñas de 4.6 a 10 metros y la losa distribuye las cargas sobre vigas o apoyos. El documento explica cómo calcular los momentos actuantes debidos al peso propio, carga muerta y sobrecarga vehicular, y cómo diseñar el refuerzo principal, de repartición y de temperatura necesario.
El documento describe el diseño de muros tipo cantiléver para contener desplazamientos de terreno en zonas con alturas menores a 8 metros. Explica que se debe estudiar previamente el suelo para obtener sus parámetros y características, y considerar las propiedades de los materiales a utilizar como el concreto y el acero, así como la altura del muro. También recomienda recursos adicionales sobre procedimientos de construcción de cimentaciones y estructuras de contención.
2. calibración del camión de diseño cc 14 - juan francisco correalElias Carabali
Este documento presenta el estudio realizado para calibrar la carga de diseño para puentes en la Norma Colombiana CCP 2014. Se definieron tipologías de puentes comunes en Colombia y se calibró un modelo computacional para reproducir los efectos de la carga según AASHTO. Luego se comparó AASHTO vs. CCP-95, mostrando que CCP-95 subestima la carga. Finalmente, se determinó el índice de confiabilidad estructural para puentes usando simulaciones de Monte Carlo para modelar la carga viva, considerando diferentes tipos
Este documento presenta el diseño y cálculo de un muro de contención de concreto armado de 9.40 metros de altura con contrafuertes. Incluye el predimensionamiento geométrico del muro, los análisis de estabilidad, las verificaciones de seguridad y el cálculo estructural de la base. El predimensionamiento propuesto cumple con todos los requisitos de seguridad.
Este documento describe los tipos y métodos de diseño de cimentaciones profundas. Explica que se usan cuando los suelos superficiales no son adecuados para soportar la carga, y describe pilotes, pilas y métodos de colocación. Además, resume los principales tipos de pilotes (acero, concreto, madera, compuestos), cómo se calcula su capacidad de carga, y métodos para hincarlos.
1) El documento describe los principios del diseño por capacidad para elementos de hormigón armado, el cual busca garantizar un comportamiento dúctil ante sismos.
2) Se explica que las "rótulas plásticas", zonas diseñadas para disipar energía de forma estable, deben ubicarse en las vigas, no en las columnas.
3) También se detallan los cálculos para determinar la capacidad a flexión de columnas y vigas, considerando factores como la carga axial y la contribución de la losa en el caso de
El documento habla sobre las líneas de influencia para estructuras estáticamente determinadas. Explica que las líneas de influencia muestran cómo varían la reacción, fuerza cortante, momento flexionante o deflexión en un punto cuando una fuerza se mueve a lo largo de la estructura. Detalla dos métodos para construir estas líneas de influencia: usando valores tabulados colocando una carga unitaria en diferentes posiciones, o ecuaciones donde la función se calcula para una carga unitaria en posición x variable. El ejercicio propuesto es constru
Este documento presenta tres ejercicios prácticos sobre el cálculo del momento resistente de secciones de vigas de concreto armado. Los ejercicios piden calcular el momento resistente de secciones dadas con diferentes configuraciones de acero, así como diseñar una viga triangular para resistir un momento dado. Para los cálculos se proporcionan las propiedades del concreto y el acero.
Este documento describe el análisis estructural de vigas hiperestáticas y el concepto de líneas de influencia. Explica cómo trazar las líneas de influencia de reacciones, cortes y momentos para una viga de dos luces. Aplica este análisis para calcular el momento máximo en un apoyo causado por un tren de cargas móviles.
1) El documento habla sobre la capacidad de apoyo de fundaciones superficiales y los diferentes tipos de falla que pueden ocurrir como falla general al corte, falla local al corte y falla por punzonamiento.
2) Explica métodos para determinar la carga última de apoyo como método de líneas de deslizamiento, método de elementos finitos y método de equilibrio límite.
3) Proporciona criterios para determinar qué tipo de falla ocurrirá dependiendo del tipo de suelo sobre el que se encuentra la fundación.
El documento describe diferentes tipos de obras de drenaje para carreteras, incluyendo drenaje longitudinal, transversal y subterráneo. El drenaje longitudinal incluye cunetas, contracunetas y bombeo para drenar el agua de la superficie de la carretera. El drenaje transversal permite el paso del agua a través de puentes, puentes-vado, bóvedas y alcantarillas. El drenaje subterráneo elimina la humedad debajo de la carretera. Todos estos tipos de dren
Este documento presenta un resumen sobre el cálculo de deformaciones y deformadas en estructuras. Explica que el cálculo de deformaciones se basa en los diagramas de esfuerzos internos y que el método de doble integración utiliza la relación entre curvatura, momento flector y momento de inercia. Propone dos ejercicios para calcular la deformación vertical y el ángulo de la deformada en vigas con condiciones de contorno específicas.
Este documento describe el análisis estructural mediante el método de la rigidez matricial. Explica que este método permite modelar una estructura como un sistema de ecuaciones que relaciona los desplazamientos nodales con las fuerzas en los elementos estructurales. Se detalla el proceso de análisis en seis pasos: 1) identificación estructural, 2) cálculo de matrices de rigidez y cargas nodales, 3) cálculo de matrices globales, 4) condiciones de contorno, 5) resolución del sistema de e
El documento describe los efectos de la esbeltez en las columnas. Explica que las columnas esbeltas tienen una relación de esbeltez más alta (longitud/radio) y por lo tanto son más propensas a fallar por pandeo que las columnas cortas. También presenta diferentes métodos para considerar los efectos de la esbeltez en el análisis y diseño de columnas, dependiendo de su relación de esbeltez.
Este manual presenta conceptos básicos sobre el diseño de elementos prefabricados de concreto pretensado e incluye secciones sobre materiales, propiedades geométricas de secciones y ejemplos de cálculo de esfuerzos. El manual introduce conceptos clave como presfuerzo, deformaciones, momentos de inercia y centroide, y proporciona ejemplos para ilustrar el cálculo de esfuerzos en elementos pretensados.
Manual de análisis estático y dinámico según la nte e.030 2016 [ahpe]Rafael Cine Paez
Este manual describe los procedimientos para realizar análisis estático y dinámico de un edificio de acuerdo a la norma peruana NTE E.030 utilizando el programa ETABS. Explica cómo modelar la estructura, definir los materiales y secciones, asignar cargas y realizar diferentes análisis para determinar parámetros como cortantes y desplazamientos. El objetivo es servir de guía para ingenieros e ingenieros civiles.
La capacidad de carga de una cimentación depende de la resistencia al corte del suelo, la cual está determinada por el esfuerzo normal y las propiedades del suelo. Existen diferentes tipos de falla como la falla por corte general, punzonamiento y corte local. Se debe aplicar un factor de seguridad a la capacidad de carga última para obtener la capacidad de carga admisible de la cimentación.
Este documento presenta un resumen de los conceptos y métodos de diseño de estructuras de cimentación de acuerdo a la norma NSR-10. Explica los tipos de cimentaciones superficiales y profundas, los métodos de análisis de interacción suelo-estructura, y el diseño de elementos como vigas de fundación, zapatas aisladas, medianeras, esquineras y enlazadas, zapatas continuas, losas de cimentación y pilotes.
1) El documento describe un sistema idealizado de un grado de libertad compuesto por una masa concentrada, una rigidez lateral y un amortiguador viscoso. 2) Explica que la fuerza de amortiguamiento depende de la velocidad del sistema, mientras que la fuerza elástica depende del desplazamiento. 3) Finalmente, establece la ecuación de movimiento para sistemas elásticos e inelásticos sometidos a una fuerza externa como la excitación sísmica.
El documento presenta el diseño del puente Chinchimachay utilizando el método de viga-losa de acuerdo a la normatividad vigente. Se realizó un levantamiento topográfico y luego el cálculo en gabinete. Inicialmente se describen conceptos de diseño de puentes y tipos de puentes. Luego se presentan los resultados del análisis y discusión, así como las conclusiones y recomendaciones del diseño del puente Chinchimachay utilizando vigas y losa.
Este documento explica el concepto de líneas de influencia y cómo se utilizan para analizar estructuras sometidas a cargas móviles. Define las líneas de influencia como curvas que muestran cómo varían las fuerzas internas como reacciones, cortes y momentos a medida que una carga unitaria se desplaza por la estructura. Explica cómo trazar líneas de influencia para vigas estáticamente determinadas y da ejemplos de su aplicación en el análisis y diseño de puentes.
El documento describe el Sunderland Aquatic Centre, un centro acuático y de bienestar en Sunderland, Inglaterra. Consta de tres módulos, incluyendo un módulo de piscinas con una cubierta soportada por marcos de madera laminada unidos por vigas de acero. El proyecto utiliza sistemas sostenibles como la recolección de agua de lluvia y cogeneración para reducir el uso de energía y agua.
El documento habla sobre el análisis y diseño de columnas esbeltas. Define columnas esbeltas como columnas con una reducción significativa en su capacidad de carga axial debido a momentos laterales. Explica que el coeficiente de esbeltez de una columna depende de su longitud entre apoyos, radio de giro y constantes relacionadas a sus condiciones de apoyo. También cubre temas como longitud efectiva, incremento de momento debido a esbeltez y carga crítica.
El documento describe el diseño de muros tipo cantiléver para contener desplazamientos de terreno en zonas con alturas menores a 8 metros. Explica que se debe estudiar previamente el suelo para obtener sus parámetros y características, y considerar las propiedades de los materiales a utilizar como el concreto y el acero, así como la altura del muro. También recomienda recursos adicionales sobre procedimientos de construcción de cimentaciones y estructuras de contención.
2. calibración del camión de diseño cc 14 - juan francisco correalElias Carabali
Este documento presenta el estudio realizado para calibrar la carga de diseño para puentes en la Norma Colombiana CCP 2014. Se definieron tipologías de puentes comunes en Colombia y se calibró un modelo computacional para reproducir los efectos de la carga según AASHTO. Luego se comparó AASHTO vs. CCP-95, mostrando que CCP-95 subestima la carga. Finalmente, se determinó el índice de confiabilidad estructural para puentes usando simulaciones de Monte Carlo para modelar la carga viva, considerando diferentes tipos
Este documento presenta el diseño y cálculo de un muro de contención de concreto armado de 9.40 metros de altura con contrafuertes. Incluye el predimensionamiento geométrico del muro, los análisis de estabilidad, las verificaciones de seguridad y el cálculo estructural de la base. El predimensionamiento propuesto cumple con todos los requisitos de seguridad.
Este documento describe los tipos y métodos de diseño de cimentaciones profundas. Explica que se usan cuando los suelos superficiales no son adecuados para soportar la carga, y describe pilotes, pilas y métodos de colocación. Además, resume los principales tipos de pilotes (acero, concreto, madera, compuestos), cómo se calcula su capacidad de carga, y métodos para hincarlos.
1) El documento describe los principios del diseño por capacidad para elementos de hormigón armado, el cual busca garantizar un comportamiento dúctil ante sismos.
2) Se explica que las "rótulas plásticas", zonas diseñadas para disipar energía de forma estable, deben ubicarse en las vigas, no en las columnas.
3) También se detallan los cálculos para determinar la capacidad a flexión de columnas y vigas, considerando factores como la carga axial y la contribución de la losa en el caso de
El documento habla sobre las líneas de influencia para estructuras estáticamente determinadas. Explica que las líneas de influencia muestran cómo varían la reacción, fuerza cortante, momento flexionante o deflexión en un punto cuando una fuerza se mueve a lo largo de la estructura. Detalla dos métodos para construir estas líneas de influencia: usando valores tabulados colocando una carga unitaria en diferentes posiciones, o ecuaciones donde la función se calcula para una carga unitaria en posición x variable. El ejercicio propuesto es constru
Este documento presenta tres ejercicios prácticos sobre el cálculo del momento resistente de secciones de vigas de concreto armado. Los ejercicios piden calcular el momento resistente de secciones dadas con diferentes configuraciones de acero, así como diseñar una viga triangular para resistir un momento dado. Para los cálculos se proporcionan las propiedades del concreto y el acero.
Este documento describe el análisis estructural de vigas hiperestáticas y el concepto de líneas de influencia. Explica cómo trazar las líneas de influencia de reacciones, cortes y momentos para una viga de dos luces. Aplica este análisis para calcular el momento máximo en un apoyo causado por un tren de cargas móviles.
1) El documento habla sobre la capacidad de apoyo de fundaciones superficiales y los diferentes tipos de falla que pueden ocurrir como falla general al corte, falla local al corte y falla por punzonamiento.
2) Explica métodos para determinar la carga última de apoyo como método de líneas de deslizamiento, método de elementos finitos y método de equilibrio límite.
3) Proporciona criterios para determinar qué tipo de falla ocurrirá dependiendo del tipo de suelo sobre el que se encuentra la fundación.
El documento describe diferentes tipos de obras de drenaje para carreteras, incluyendo drenaje longitudinal, transversal y subterráneo. El drenaje longitudinal incluye cunetas, contracunetas y bombeo para drenar el agua de la superficie de la carretera. El drenaje transversal permite el paso del agua a través de puentes, puentes-vado, bóvedas y alcantarillas. El drenaje subterráneo elimina la humedad debajo de la carretera. Todos estos tipos de dren
Este documento presenta un resumen sobre el cálculo de deformaciones y deformadas en estructuras. Explica que el cálculo de deformaciones se basa en los diagramas de esfuerzos internos y que el método de doble integración utiliza la relación entre curvatura, momento flector y momento de inercia. Propone dos ejercicios para calcular la deformación vertical y el ángulo de la deformada en vigas con condiciones de contorno específicas.
Este documento describe el análisis estructural mediante el método de la rigidez matricial. Explica que este método permite modelar una estructura como un sistema de ecuaciones que relaciona los desplazamientos nodales con las fuerzas en los elementos estructurales. Se detalla el proceso de análisis en seis pasos: 1) identificación estructural, 2) cálculo de matrices de rigidez y cargas nodales, 3) cálculo de matrices globales, 4) condiciones de contorno, 5) resolución del sistema de e
El documento describe los efectos de la esbeltez en las columnas. Explica que las columnas esbeltas tienen una relación de esbeltez más alta (longitud/radio) y por lo tanto son más propensas a fallar por pandeo que las columnas cortas. También presenta diferentes métodos para considerar los efectos de la esbeltez en el análisis y diseño de columnas, dependiendo de su relación de esbeltez.
Este manual presenta conceptos básicos sobre el diseño de elementos prefabricados de concreto pretensado e incluye secciones sobre materiales, propiedades geométricas de secciones y ejemplos de cálculo de esfuerzos. El manual introduce conceptos clave como presfuerzo, deformaciones, momentos de inercia y centroide, y proporciona ejemplos para ilustrar el cálculo de esfuerzos en elementos pretensados.
Manual de análisis estático y dinámico según la nte e.030 2016 [ahpe]Rafael Cine Paez
Este manual describe los procedimientos para realizar análisis estático y dinámico de un edificio de acuerdo a la norma peruana NTE E.030 utilizando el programa ETABS. Explica cómo modelar la estructura, definir los materiales y secciones, asignar cargas y realizar diferentes análisis para determinar parámetros como cortantes y desplazamientos. El objetivo es servir de guía para ingenieros e ingenieros civiles.
La capacidad de carga de una cimentación depende de la resistencia al corte del suelo, la cual está determinada por el esfuerzo normal y las propiedades del suelo. Existen diferentes tipos de falla como la falla por corte general, punzonamiento y corte local. Se debe aplicar un factor de seguridad a la capacidad de carga última para obtener la capacidad de carga admisible de la cimentación.
Este documento presenta un resumen de los conceptos y métodos de diseño de estructuras de cimentación de acuerdo a la norma NSR-10. Explica los tipos de cimentaciones superficiales y profundas, los métodos de análisis de interacción suelo-estructura, y el diseño de elementos como vigas de fundación, zapatas aisladas, medianeras, esquineras y enlazadas, zapatas continuas, losas de cimentación y pilotes.
1) El documento describe un sistema idealizado de un grado de libertad compuesto por una masa concentrada, una rigidez lateral y un amortiguador viscoso. 2) Explica que la fuerza de amortiguamiento depende de la velocidad del sistema, mientras que la fuerza elástica depende del desplazamiento. 3) Finalmente, establece la ecuación de movimiento para sistemas elásticos e inelásticos sometidos a una fuerza externa como la excitación sísmica.
El documento presenta el diseño del puente Chinchimachay utilizando el método de viga-losa de acuerdo a la normatividad vigente. Se realizó un levantamiento topográfico y luego el cálculo en gabinete. Inicialmente se describen conceptos de diseño de puentes y tipos de puentes. Luego se presentan los resultados del análisis y discusión, así como las conclusiones y recomendaciones del diseño del puente Chinchimachay utilizando vigas y losa.
Este documento explica el concepto de líneas de influencia y cómo se utilizan para analizar estructuras sometidas a cargas móviles. Define las líneas de influencia como curvas que muestran cómo varían las fuerzas internas como reacciones, cortes y momentos a medida que una carga unitaria se desplaza por la estructura. Explica cómo trazar líneas de influencia para vigas estáticamente determinadas y da ejemplos de su aplicación en el análisis y diseño de puentes.
El documento describe el Sunderland Aquatic Centre, un centro acuático y de bienestar en Sunderland, Inglaterra. Consta de tres módulos, incluyendo un módulo de piscinas con una cubierta soportada por marcos de madera laminada unidos por vigas de acero. El proyecto utiliza sistemas sostenibles como la recolección de agua de lluvia y cogeneración para reducir el uso de energía y agua.
El documento habla sobre el análisis y diseño de columnas esbeltas. Define columnas esbeltas como columnas con una reducción significativa en su capacidad de carga axial debido a momentos laterales. Explica que el coeficiente de esbeltez de una columna depende de su longitud entre apoyos, radio de giro y constantes relacionadas a sus condiciones de apoyo. También cubre temas como longitud efectiva, incremento de momento debido a esbeltez y carga crítica.
Este documento presenta un seminario sobre los derechos de los jóvenes. Discute estadísticas sobre la juventud mexicana, incluyendo que el 31.47% de la población económicamente activa son jóvenes y solo el 35% tiene acceso a servicios de salud. También cubre los objetivos del módulo sobre conocer los derechos de los jóvenes y comprender su importancia. Finalmente, define la juventud y discute que existe diversidad entre los jóvenes.
El documento describe un centro educativo en Cornwall, Inglaterra diseñado en 2005. El proyecto se basa en un núcleo central de concreto que soporta 12 columnas metálicas inclinadas formando un círculo. La cubierta de madera usa un sistema entramado flexible. El diseño se inspira en procesos naturales y promueve la sostenibilidad a través de la luz natural, energía renovable y reducción de residuos.
El documento describe el TEDRA, un sistema de comunicaciones inalámbrico desarrollado para funcionar debajo de la tierra. Usa electrodos insertados en el suelo para transmitir señales de radio a través de la roca, permitiendo comunicaciones a más de 1 km de profundidad. Consiste en unidades de comunicación, baterías, electrodos de acero y cableado. Transmite voz de forma semiduplex usando corriente eléctrica inyectada en la tierra para acceder al medio rocoso.
El documento analiza los requisitos para el diseño y dimensionamiento de columnas según el reglamento colombiano de construcción sismo resistente NSR-10, incluyendo la cuantía mínima de acero, distancias entre barras, requisitos geométricos y dimensiones mínimas. Finalmente, propone como taller determinar la sección de una columna de esquina superior izquierda de un edificio de 5 plantas usando los parámetros provistos y de acuerdo a los lineamientos del NSR-10.
Las Torres Petronas son un par de rascacielos gemelos ubicados en Kuala Lumpur, Malasia. Con una altura de 452 metros y 88 pisos cada una, fueron las torres gemelas más altas del mundo cuando se completaron en 1998. Su diseño combina elementos de la arquitectura islámica tradicional con una estructura de concreto innovadora que le otorga resistencia y estabilidad.
El documento describe las características de las columnas esbeltas y los métodos para calcular su resistencia. Explica que una columna es esbelta cuando sus dimensiones transversales son pequeñas en comparación con su longitud, lo que reduce su capacidad de carga debido a los momentos de segundo orden causados por la flexión. También cubre parámetros como la longitud, restricciones en los extremos, estructura, material y sección que controlan la resistencia, así como métodos en los códigos ACI para calcular la amplificación de momentos en pórticos con y
Este documento describe los tipos y diseño de columnas de concreto armado. Explica que las columnas soportan cargas de compresión y flexión y pueden clasificarse como robustas o esbeltas. Para columnas robustas, su resistencia depende de los materiales, mientras que para las esbeltas la resistencia se ve reducida por deflexiones. También cubre el análisis de flexo-compresión mediante diagramas de interacción y los requisitos de refuerzo, como la separación mínima y máxima de espirales. Finalmente
El documento introduce el tema del pandeo y describe tres conceptos clave: (1) El pandeo ocurre cuando una estructura cambia su forma sin cambios en la carga aplicada, (2) Existen tres tipos de equilibrio relacionados con el pandeo (estable, inestable y neutro), (3) La fórmula de Euler calcula la carga crítica para columnas sometidas a compresión.
Las columnas de acero pueden ser simples o compuestas de varios perfiles. Las uniones en estructuras metálicas se hacen mediante pernos, remaches y soldadura. La soldadura más común es de arco eléctrico. Las columnas mixtas de acero y hormigón ofrecen ventajas estructurales y económicas al proporcionar mayor rigidez y capacidad de carga con secciones más esbeltas.
El documento describe los diferentes tipos de columnas según su longitud y relación de esbeltez, así como las ecuaciones para calcular la carga crítica de pandeo. Explica que para columnas cortas la falla ocurre por cedencia, mientras que para columnas largas la ecuación de Euler predice con precisión la carga crítica. También analiza el efecto de la excentricidad de la carga y proporciona fórmulas alternativas como la de Johnson para columnas de longitud intermedia.
El documento describe conceptos básicos de ingeniería estructural como cargas estructurales, elementos estructurales como columnas y vigas, y materiales como acero y concreto. También cubre temas como diseño sismorresistente, losas aligeradas, encofrados, armaduras de fierro y normas de estructuras.
Clase 07 estructuras de fuerte pendiente obras hidraulicasDeynerth Cuchillo
Este documento describe las estructuras de rápidas para canales de riego en zonas montañosas. Una rápida conecta dos tramos de canal y permite pasar un desnivel de forma abrupta. Se compone de una transición de entrada, una sección de control crítica, un canal de rápida con pendiente fuerte, un colchón disipador y una transición de salida. El diseño hidráulico implica calcular el ancho crítico en la sección de control para lograr el flujo crítico y luego el tirante normal en el canal
El documento describe los diferentes tipos de columnas según su longitud y esbeltez, y cómo fallan. Explica que las columnas cortas fallan por aplastamiento, las intermedias por una combinación de pandeo y aplastamiento, y las largas por pandeo. También presenta fórmulas como las de Euler, Johnson y la secante para calcular la carga crítica de pandeo en columnas.
Este documento describe los diferentes tipos de columnas, incluyendo columnas de madera, acero y concreto. Explica cómo se clasifican las columnas según su longitud y esbeltez en cortas, intermedias y largas. También cubre conceptos como carga crítica, relación de esbeltez, métodos de Euler y Johnson para calcular la resistencia de columnas, y tipos de apoyo.
El documento describe el rascacielos Taipei 101 en Taiwán, que fue el edificio más alto del mundo cuando se completó en 2004. Mide 509 metros de altura y tiene 106 plantas. Debido al suelo inestable, el edificio se construyó sobre 380 pilotes de hasta 80 metros de profundidad. La estructura consta de 16 columnas principales y 8 mega columnas perimetrales con un núcleo central. Un péndulo de 660 toneladas entre los pisos 92 y 87 ayuda a amortiguar los movimientos del edificio durante
La fórmula de Euler describe el pandeo de una columna articulada en sus extremos. Se presenta la ecuación diferencial que rige el momento flector de la columna y se resuelve para tres casos posibles. La carga crítica se obtiene al igualar la solución a una función seno con las condiciones de frontera. Esto lleva a que la relación entre la carga crítica y las propiedades geométricas y mecánicas de la columna es proporcional a (EI/L2).
El documento describe los pasos para construir zapatas y columnas de concreto. 1) Se prepara la madera para encofrar usando tablas blandas para clavar y cuartones más duros. 2) Se construyen los encofrados para las zapatas y columnas usando tablas unidas con abrazaderas cada 50 cm. 3) Se aseguran los encofrados contra el piso con puntales para mantenerlos verticales y darles estabilidad.
Este documento describe los efectos de la esbeltez en las columnas. Explica que las columnas esbeltas tienen una relación de esbeltez (longitud entre apoyos dividida por el radio de giro) mayor que las columnas cortas. Las columnas esbeltas están sujetas a momentos de segundo orden que reducen su resistencia. También describe los diferentes modos de falla de las columnas (falla del material y falla por pandeo) y métodos para considerar los efectos de la esbeltez en el diseño.
El documento describe los efectos de la esbeltez en las columnas. Explica que las columnas esbeltas tienen una relación de esbeltez más alta (longitud/radio) y por lo tanto son más propensas a fallar por pandeo. También describe los diferentes métodos de análisis para considerar los efectos de la esbeltez, incluidos los análisis de segundo orden y los métodos de amplificación de momentos. Finalmente, resume los límites de esbeltez y los métodos de diseño permitidos según el código.
Columnas esbeltas sometidas a flexo compresión. prescripciones reglamentarias...rubengz
Este documento trata sobre el comportamiento de columnas esbeltas de hormigón armado sometidas a flexo-compresión. Introduce los conceptos de esbeltez, columnas no esbeltas y esbeltas. Explica que las columnas esbeltas tienen una carga última influenciada por la esbeltez, la cual produce un momento adicional debido a deformaciones transversales. Analiza factores como las condiciones de borde, longitud efectiva y carga crítica. Finalmente, describe los criterios del CIRSOC 201-05 para definir pórticos despl
Columnas esbeltas sometidas a flexo compresión. prescripciones reglamentarias...Percy Rumaja Santos
Este documento trata sobre el comportamiento de columnas esbeltas de hormigón armado sometidas a flexo-compresión. Explica que las columnas pueden clasificarse como no esbeltas o esbeltas dependiendo de su grado de esbeltez. Las columnas no esbeltas fallan por aplastamiento del hormigón, mientras que las columnas esbeltas fallan por pandeo, donde la carga de falla depende de factores como la longitud efectiva y el módulo de elasticidad. También discute las condiciones de borde de las columnas
El documento trata sobre columnas esbeltas de hormigón armado sometidas a flexo-compresión. Explica que una columna es esbelta cuando su carga última depende de su esbeltez, lo que produce un momento adicional debido a deformaciones transversales. Describe los factores que afectan el comportamiento de las columnas esbeltas como la longitud efectiva, el grado de esbeltez, las condiciones de borde y la rigidez lateral. Finalmente, resume los criterios del CIRSOC 201-05 para definir pórticos desplazables
El documento trata sobre las columnas y su estabilidad. Explica que las columnas son elementos sometidos a compresión que pueden fallar por pandeo. Define columnas largas, intermedias y cortas según su comportamiento ante cargas. Presenta la fórmula de Euler para calcular la carga crítica de pandeo de columnas esbeltas con extremos articulados, así como factores que afectan esta carga como las condiciones de apoyo y imperfecciones reales. También cubre métodos para columnas intermedias y factores de seguridad usados
Este documento describe los procedimientos para determinar la resistencia de elementos cortos de concreto reforzado sujetos a carga axial simple. Explica los modos de falla y las curvas carga-deformación de columnas con diferentes tipos de refuerzo. También presenta ecuaciones para calcular la resistencia nominal y de diseño de columnas rectangulares y circulares considerando los efectos del concreto, acero longitudinal y refuerzo transversal.
Este documento describe los procedimientos para determinar la resistencia de elementos cortos de concreto reforzado sujetos a carga axial simple. Explica los modos de falla y las curvas típicas de carga-deformación para diferentes tipos de elementos (concreto simple, con refuerzo longitudinal y con refuerzo helicoidal). También presenta fórmulas para calcular la resistencia de cada tipo de elemento en función de las propiedades del material y la geometría. Finalmente, discute cómo lograr que la curva de elementos con refuerzo helicoidal alcance un segundo máximo
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Este documento analiza los efectos de esbeltez en columnas de concreto reforzado sometidas a carga axial y flexión. Explica que la esbeltez puede generar deformaciones transversales que incrementan los momentos de segundo orden. Estos momentos aumentan las deflexiones y esfuerzos en la columna y pueden llevar a una falla por pandeo si la carga axial es cercana a la carga crítica. También presenta métodos para evaluar y considerar los efectos de esbeltez en el diseño de columnas según normas
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04 diseno estructuras de concreto 211 228Jose Vargas
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1. 11
Efectos de la esbeltez
CONSIDERACIONES GENERALES
El diseño de las columnas consiste básicamente en seleccionar una sección transversal adecuada para la misma, con armadura para
soportar las combinaciones requeridas de cargas axiales mayoradas Pu y momentos (de primer orden) mayorados Mu, incluyendo la
consideración de los efectos de la esbeltez de la columna (momentos de segundo orden).
La esbeltez de una columna se expresa en términos de su relación de esbeltez kℓu/r, donde k es un factor de longitud efectiva (que
depende de las condiciones de vínculo de los extremos de la columna), ℓu es la longitud de la columna entre apoyos y r es el radio
de giro de la sección transversal de la columna. En general, una columna es esbelta si las dimensiones de su sección transversal son
pequeñas en relación con su longitud.
A los fines del diseño, el término "columna corta" se usa para designar una columna que tiene una resistencia igual a la calculada
para su sección transversal, usando las fuerzas y los momentos obtenidos de un análisis para combinación de flexión y carga axial.
Una "columna esbelta" se define como una columna cuya resistencia se reduce debido a las deformaciones de segundo orden
(momentos de segundo orden). Según estas definiciones, una columna con una determinada relación de esbeltez se puede
considerar como columna corta bajo un determinado conjunto de restricciones, y como columna esbelta bajo otro conjunto de
restricciones. Con el empleo de hormigones y armaduras de mayor resistencia, y con métodos de análisis y diseño más precisos, es
posible diseñar secciones de menores dimensiones, lo cual da origen a elementos más esbeltos. En consecuencia, la necesidad de
contar con procedimientos de diseño confiables y racionales para las columnas esbeltas se convierte así en una consideración
importante en el diseño de columnas.
Una columna corta puede fallar a causa de una combinación de momento y carga axial que supere la resistencia de la sección
transversal. Este tipo de falla se conoce como "falla del material." A modo de ejemplo, consideremos la columna ilustrada en la
Figura 11-1. Debido a la carga, la columna tiene una deformación ∆ que provocará un momento adicional (de segundo orden) en la
columna. En el diagrama de cuerpo libre se puede ver que el momento máximo en la columna ocurre en la sección A-A, y es igual
al momento aplicado más el momento debido a la deformación del elemento, que es M = P (e + ∆).
La falla de una columna corta puede ocurrir en cualquier punto a lo largo de la curva de interacción de resistencias, dependiendo de
la combinación del momento y la carga axial aplicada. Como se mencionó anteriormente, se producirá alguna deformación y habrá
una "falla del material" cuando una combinación particular de carga P y momento M = P (e + ∆) interseque la curva de interacción
de resistencias.
2. Si la columna es muy esbelta, podría llegar a una deformación debida a carga axial P y momento Pe tal que la deformación
aumente indefinidamente sin que aumente la carga P. Este tipo de falla se conoce como "falla de estabilidad," como se indica en la
curva de interacción de resistencias.
P
P
M = Pe
M = Pe
P
Pe
A
P∆
A
∆
columna corta
falla del material
M = P (e+∆)
P
falla de estabilidad
M
M
P
Figura 11-1 – Interacción de las resistencias en columnas esbeltas
El concepto básico del comportamiento de las columnas esbeltas rectas con carga axial concéntrica fue desarrollado originalmente
por Euler, hace ya más de 200 años. El concepto establece que un elemento fallará por pandeo bajo la carga crítica Pc = π2EI/(ℓe)2,
siendo EI la rigidez flexional de la sección transversal del elemento y ℓe la longitud efectiva, que es igual a kℓu. Para las columnas
cortas "robustas," el valor de la carga de pandeo será mayor que la resistencia al aplastamiento por compresión directa
(correspondiente a la falla del material). En los elementos que son más esbeltos (es decir, elementos para los cuales el valor de
kℓu/r es más elevado), la falla puede ocurrir por pandeo (falla de estabilidad), con la carga de pandeo disminuyendo a medida que
aumenta la esbeltez (ver Figura 11-2).
P
Pc =
com presión
π2EI
( k u )2
pandeo
kℓu/r
Figura 11-2 – Carga de falla en función de la esbeltez de una columna
Como se puede observar, es imposible representar los efectos de la esbeltez y los momentos amplificados en una típica curva de
interacción de resistencias. En consecuencia, se puede desarrollar una "familia" de diagramas de interacción de resistencias para
columnas esbeltas con diferentes relaciones de esbeltez, como se ilustra en la Figura 11-3. El diagrama de interacción de
resistencias para kℓu/r = 0 corresponde a las combinaciones de momento y carga axial donde la resistencia no se ve afectada por la
esbeltez del elemento (resistencia de columna corta).
P
kℓu/r = 0
30
60
130
10
0
M
Figura 11-3 – Diagramas de interacción de resistencias para columnas esbeltas
11 - 2
3. CONSIDERACIÓN DE LOS EFECTOS DE LA ESBELTEZ
Se establecen límites para la esbeltez tanto de pórticos indesplazables como para pórticos desplazables, incluyendo métodos de
diseño permitidos para cada rango de esbeltez. Se establecen límites inferiores para la esbeltez, por debajo de los cuales los
momentos de segundo orden se pueden despreciar y sólo es necesario considerar la carga axial y los momentos de primer orden
para seleccionar la sección transversal y la armadura de las columnas (diseño de columnas cortas). Se debe observar que, para las
vigas y columnas de dimensiones habituales y las alturas de piso típicas de los sistemas de hormigón, los efectos de la esbeltez se
pueden despreciar en más del 90 por ciento de las columnas de los pórticos indesplazables y en alrededor del 40 por ciento de las
columnas de los pórticos desplazables. Cuando las relaciones de esbeltez son moderadas se permite un análisis aproximado de los
efectos de la esbeltez que se basa en un factor de amplificación de los momentos (ver 10.12 y 10.13). Cuando la relación de
esbeltez de la columna es elevada se requiere un análisis de segundo orden más exacto (ver 10.11.5), que considere el
comportamiento no lineal del material y la fisuración, así como los efectos de la curvatura y del desplazamiento lateral del
elemento, la duración de las cargas, la contracción y la fluencia lenta, y la interacción con las fundaciones. No se especifican
límites superiores para la esbeltez de las columnas. En la Figura 11-4 se resumen los límites de la relación de esbeltez indicados en
10.12.2 para pórticos indesplazables y en 10.13.2 para pórticos desplazables, junto con los métodos permitidos para considera la
esbeltez de las columnas.
Pórtico
desplazable
kℓu/r < 22
22≤ kℓu/r ≤ 100
kℓu/r > 100
Pórtico
indesplazable
Despreciar la
esbeltez
kℓu/r ≤
34–12(M1/M2)*
Métodos
aproximados
100≥ kℓu/r >
34–12(M1/M2)*
Análisis
P - ∆**
*
34–12(M1/M2) ≤ 40
**
kℓu/r > 100
Permitido para cualquier relación de esbeltez.
Figura 11-4 – Consideración de la esbeltez de las columnas
10.10
EFECTOS DE LA ESBELTEZ EN ELEMENTOS COMPRIMIDOS
10.10.1
Análisis de segundo orden
El código alienta el uso de análisis de segundo orden o análisis P-∆ para considerar los efectos de la esbeltez en los elementos
comprimidos. En general, los resultados de un análisis de segundo orden permiten obtener valores más realistas para los momentos
que los que se obtienen usando un análisis aproximado de acuerdo con las secciones 10.12 ó 10.13. En el caso de los pórticos
desplazables, utilizando análisis de segundo orden generalmente se obtendrán diseños más económicos. En las Referencias 10.24 10.29 se presentan procedimientos para realizar un análisis de segundo orden. En R10.10.1 el lector encontrará una discusión sobre
las limitaciones para la utilización de un análisis de segundo orden de acuerdo con 10.10.1.
11 - 3
4. Si por algún motivo no resulta práctico realizar un análisis más exacto, la sección 10.10.2 permite considerar los efectos de la
esbeltez mediante un método aproximado de amplificación de momentos. Sin embargo, se debe observar que para todos los
elementos comprimidos en los cuales la relación de esbeltez (kℓu/r) es mayor que 100 (ver Figura 11-4), para considerar los efectos
de la esbeltez se debe utilizar un análisis más exacto según lo definido en 10.10.1.
10.11
EVALUACIÓN APROXIMADA DE LOS EFECTOS DE LA ESBELTEZ
Se usa el factor de amplificación de momentos δ para amplificar los momentos de primer orden y así tomar en cuenta el aumento
de los momentos provocado por la curvatura y el desplazamiento lateral del elemento. El factor de amplificación de momentos δ
depende de la relación entre la carga axial aplicada y la carga crítica o de pandeo de la columna, de la relación entre los momentos
aplicados en los extremos de la columna, y de la geometría deformada de la columna.
10.11.1
Propiedades de la sección para el análisis del pórtico
De acuerdo con 10.11.1, las cargas axiales mayoradas (Pu), los momentos mayorados en los extremos de la columna (M1 y M2) y
las deformaciones laterales de piso, ∆o, se deberán calcular usando un análisis elástico de primer orden del pórtico, considerando la
presencia de regiones fisuradas a lo largo del elemento. Es evidente que realizar estos cálculos no es factible desde el punto de vista
económico, aún para estructuras pequeñas. Por lo tanto, para considerar la fisuración en el análisis se pueden usar las propiedades
de la sección dadas en 10.11.1 y resumidas en la Tabla 11-1. Los valores de E, I y A han sido seleccionados a partir de los
resultados obtenidos en ensayos y análisis de pórticos de acuerdo con la Referencia 10.28. Es importante observar que para analizar
la estructura a nivel de la carga de servicio resulta satisfactorio multiplicar los momentos de inercia especificados en la Tabla 11-1
por 1/0,70 = 1,43 (R10.11.1). Además, los momentos de inercia se deben dividir por (1 + βd) en el caso que sobre la estructura
actúen cargas horizontales de larga duración (por ejemplo, las cargas horizontales provocadas por las presiones del suelo) o para
verificación de la estabilidad frente a cargas gravitatorias realizadas de acuerdo con 10.13.6.
Tabla 11-1 – Propiedades de las secciones para el análisis de pórticos
Módulo de elasticidad
Vigas
Columnas
Tabiques no fisurados
Tabiques fisurados
Placas planas y losas planas
†
Ec de 8.5.1
Momento de inercia†
0,35 lg
0,70 Ig
0,70 lg
0,35 lg
0,25 lg
Área
1,0 Ag
Dividir por (1 + βd) cuando actúen cargas de larga duración, o para las verificaciones de estabilidad realizadas
de acuerdo con 10.13.6.
Para los análisis a nivel de la carga de servicio multiplicar por 1/0,70 = 1,43.
10.11.2
Radio de giro
En general el radio de giro, r, es
Ig / A g . En particular, para los elementos de sección rectangular r se puede tomar igual a 0,30
por la dimensión en la dirección en la cual se está considerando la estabilidad, mientras que para los elementos de sección circular
se puede tomar igual a 0,25 por el diámetro de la sección, como se ilustra en la Figura 11-5.
11 - 4
5. h
r = 0,3h
b
D
r = 0,25 D
r = 0,3b
r=
Ig
Ag
Figura 11-5 – Radio de giro, r
10.11.3, 10.12.1
Longitud sin apoyo lateral y longitud efectiva de elementos comprimidos
La longitud sin apoyo lateral (o longitud no soportada) ℓu de una columna, definida en 10.11.3, es la distancia libre entre apoyos
laterales, como se ilustra en la Figura 11-6. Observar que la longitud ℓu puede ser diferente para el pandeo respecto de cada uno de
los ejes principales de la sección transversal de la columna. La ecuación básica de Euler para la carga crítica de pandeo se puede
expresar como Pc = π2EI/(ℓe)2, siendo ℓe la longitud efectiva kℓu. Las ecuaciones básicas para el diseño de columnas esbeltas fueron
desarrolladas para extremos articulados y, por lo tanto, se las debe modificar para considerar los efectos de las condiciones de
vínculo. La longitud efectiva de la columna, kℓu, y no la longitud real sin apoyo lateral ℓu, es la que se utiliza para estimar las
resistencias de las columnas esbeltas. Esta longitud efectiva considera tanto las condiciones de vínculo como la condición de
sistema indesplazable o desplazable.
ℓu
ℓu
ℓu
Dirección
analizada
Figura 11-6 – Longitud sin apoyo lateral, ℓu
Cuando se produce la carga crítica definida por la ecuación de Euler, un elemento originalmente recto pandea con una forma de
semionda sinusoidal, como se ilustra en la Figura 11-7(a). Con esta configuración, en cada sección actúa un momento adicional P∆, siendo ∆ el desplazamiento lateral en el punto específico considerado a lo largo de la columna. Este desplazamiento lateral
continúa aumentando hasta que la tensión por flexión provocada por el momento (P-∆), más la tensión de compresión original
provocada por las cargas aplicadas, excede la resistencia a la compresión del hormigón y la columna falla. La longitud efectiva ℓe
(= kℓu) es la longitud entre los apoyos articulados, entre puntos de momento nulo o entre puntos de inflexión. Para la condición de
ambos extremos articulados ilustrada en la Figura 11-7(a), la longitud efectiva es igual a la longitud sin apoyo lateral o no
soportada, ℓu. Si el elemento está empotrado en ambos extremos (restringido contra la rotación), el pandeo se producirá en la forma
ilustrada en la Figura 11-7(b); habrá puntos de inflexión en los puntos indicados, y la longitud efectiva ℓe será igual a la mitad de la
longitud sin apoyo lateral, ℓu. La carga crítica de pandeo Pc para la condición de extremos empotrados es cuatro veces mayor que
para la condición de extremos articulados. En las estructuras reales rara vez las columnas son perfectamente articuladas o
empotradas, sino que sus extremos están parcialmente restringidos contra la rotación por los elementos solidarios a la columna. En
consecuencia, la longitud efectiva está comprendida entre ℓu/2 y ℓu, como se indica en la Figura 11-7(c), siempre que esté impedido
el desplazamiento lateral de un extremo de la columna respecto del otro. El valor real de la longitud efectiva depende de la rigidez
de los elementos solidarios a los extremos superior e inferior de la columna.
11 - 5
6. Pc
Pc
Pc
ℓu/4
pi
pi
∆
ℓu/2 = ℓe
ℓe = ℓu
pi
Pc
ℓu>ℓe>ℓu/2
ℓu
Pc
(a)
ℓu
pi
Pc
(b)
pi = punto de inflexión
(c)
Figura 11-7 – Longitud efectiva, ℓe (condición indesplazable)
Una columna que está empotrada en un extremo y totalmente libre en el otro (en voladizo) pandeará como se ilustra en la Figura
11-8(a). El extremo superior tendrá un desplazamiento lateral relativo con respecto al extremo inferior. La geometría deformada
de estos elementos es similar a la mitad de la deformada sinusoidal del elemento articulado en ambos extremos ilustrado en la
Figura 11-7(a). En consecuencia, la longitud efectiva es igual a dos veces la longitud real. Si la columna está impedida contra la
rotación en ambos extremos pero uno de los extremos se puede desplazar lateralmente respecto del otro, la columna pandeará como
se ilustra en la Figura 11-8(b). La longitud efectiva ℓe será igual a la longitud real ℓu, con un punto de inflexión (pi) ubicado como
se indica. La carga de pandeo de la columna de la Figura 11-8(b), en la cual el desplazamiento lateral no está impedido, es un
cuarto de la de la columna de la Figura 11-7(b), en la cual el desplazamiento lateral sí está impedido. Como se indicó
anteriormente, los extremos de las columnas rara vez son totalmente articulados o totalmente empotrados, sino que están
parcialmente restringidos contra la rotación por los elementos solidarios a la columna. Por lo tanto, la longitud efectiva variará
entre ℓu e infinito, como se indica en la Figura 11-8(c). Si los elementos que restringen el movimiento (vigas o losas) son muy
rígidos en relación con la columna, el pandeo se aproximará al esquema ilustrado en la Figura 11-8(b). En cambio, si los elementos
que restringen el movimiento son bastante flexibles, la columna se aproximará a una condición articulada en ambos extremos y la
columna (o las columnas), y posiblemente la estructura, se aproximarán a la instabilidad.
En las estructuras habituales de hormigón armado el diseñador rara vez se ocupa de elementos individuales, sino que analiza
sistemas aporticados rígidos compuestos por conjuntos de viga-columna y losa-columna. El comportamiento de pandeo de un
pórtico que no está arriostrado contra el desplazamiento lateral (desplazable) se puede ilustrar mediante el pórtico sencillo de la
Figura 11-9. Como no tiene restricción lateral en el extremo superior, la totalidad del pórtico (no arriostrado) es libre de moverse
lateralmente. El extremo inferior puede ser articulado o estar parcialmente restringido contra la rotación. En general, la longitud
efectiva ℓe depende del grado de restricción contra la rotación de los extremos de la columna y ℓu < ℓe < ∞.
Pc
Pc
Pc
pi
ℓu
pi
ℓu
ℓe = 2ℓu
ℓu < ℓe < ∞
ℓe = ℓu
Pc
(a)
ℓu
Pc
(b)
Pc
(c)
pi
pi = punto de inflexión
Figura 11-8 – Longitud efectiva, ℓe (condición desplazable)
11 - 6
7. P
c
P
c
ℓu
ℓe > ℓu
P
c
P
c
Figura 11-9 – Pórtico rígido (condición desplazable)
Resumiendo, se pueden hacer los siguientes comentarios.
1. Para los elementos solicitados a compresión en pórticos indesplazables, la longitud efectiva ℓe está comprendida entre ℓu/2 y ℓu,
siendo ℓu la longitud real sin apoyo lateral de la columna.
2. Para los elementos solicitados a compresión en pórticos desplazables, la longitud efectiva ℓe siempre es mayor que la longitud
real de la columna ℓu, y puede ser igual a 2ℓu o mayor. En este caso un valor de k inferior a 1,2 no sería realista.
3. El uso de los nomogramas de las Figuras 11-10 y 11-11 (también en la Figura R10.12.1) permiten determinar gráficamente los
factores de longitud efectiva para los elementos solicitados a compresión de pórticos indesplazables y desplazables,
respectivamente. Si ambos extremos de una columna de un pórtico indesplazable tienen mínima rigidez rotacional, o se
aproximan a ψ = ∞, y entonces k = 1,0. Si ambos extremos se aproximan al empotramiento perfecto, ψ = 0, y k = 0,5. Si ambos
extremos de una columna de un pórtico desplazable tienen mínima rigidez rotacional, o se aproximan a ψ = ∞, entonces k = ∞.
Si ambos extremos se aproximan al empotramiento perfecto, ψ = 0, entonces k = 1,0.
R10.12.1 presenta un método alternativo para calcular los factores de longitud efectiva para los elementos comprimidos en pórticos
indesplazables y desplazables. Para los elementos comprimidos en pórticos indesplazables, se puede tomar como límite superior
para el factor de longitud efectiva el menor de los valores dados por las siguientes expresiones, tomadas del documento 1992
British Standard Code of Practice (Referencias ACI 10.33 y 10.34):
k = 0, 7 + 0, 05 ( ψ A + ψ B ) ≤ 1, 0
k = 0,85 + 0, 05ψ min ≤ 1, 0
donde ψA y ψB son los valores de ψ en los extremos de la columna y ψ min es el menor de los dos valores.
Para los elementos comprimidos restringidos en ambos extremos, en pórticos desplazables, el factor de longitud efectiva se puede
tomar como (Referencia ACI 10.32):
Para ψ m < 2, k =
20 − ψ m
1 + ψm
20
Para ψ m ≥ 2, k = 0,9 1 + ψ m
donde ψ m es el promedio de los valores de ψ en ambos extremos de la columna.
11 - 7
9. P
∆
ψA
A
∑
M
A
B
ψA
B
cols.
c
ψ=
M
EI
∑
EI
vigas
B
8
8
30,0
20,0
100,0
50,0
5,0
10,0
9,0
8,0
7,0
6,0
5,0
8
20,0
10,0
100,0
50,0
3,0
4,0
30,0
20,0
4,0
ψA
ψB
2,0
10,0
9,0
8,0
7,0
6,0
5,0
4,0
3,0
3,0
2,0
2,0
1,5
1,0
0
1,0
1,0
0
Figura 11-11 – Factores de longitud efectiva para elementos comprimidos en pórticos desplazables
10.11.4
Pórticos indesplazables y Pórticos desplazables
En las estructuras reales rara vez existen condiciones totalmente indesplazables o desplazables. Esto no se puede determinar
fácilmente mediante inspección; las secciones 10.11.4.1 y 10.11.4.2 presentan dos manera posibles para determinar si un pórtico es
indesplazable o desplazable. De acuerdo con 10.11.4.1, una columna de una estructura se puede considerar indesplazable si los
momentos de segundo orden en los extremos de la columna no son superiores a 5 por ciento de los momentos de primer orden en
dichos extremos. De acuerdo con 10.11.4.2, también se permite asumir que un entrepiso de una estructura es indesplazable si:
Q=
∑ Pu ∆o ≤ 0, 05
Vu
Ec. (10-6)
c
donde
Q = índice de estabilidad de un entrepiso
∑Pu = carga vertical total mayorada en el entrepiso correspondiente al caso de carga horizontal para el cual ∑Pu es
máximo (R10.11.4)
Vu = corte total en el entrepiso
11 - 9
10. ∆o = desplazamiento relativo de primer orden entre la parte superior y la parte inferior del entrepiso debido a Vu
ℓc = longitud de la columna, medida entre los ejes de los nudos del pórtico
Observar que la Ecuación (10-6) no es aplicable cuando Vu = 0.
10.11.6
Factor de amplificación de momentos δ para flexión biaxial
Cuando en una columna hay flexión biaxial, se deben amplificar los momentos calculados para cada eje principal. Los factores de
amplificación de momentos, δ, se calculan considerando la carga de pandeo, Pc, respecto de cada eje en forma separada, en base a
las longitudes efectivas correspondientes y a la rigidez relativa de la columna y las vigas en cada dirección. En consecuencia, si las
capacidades de pandeo respecto de los dos ejes son diferentes, los factores de amplificación de momentos en ambas direcciones
también serán diferentes. Los momentos respecto de los dos ejes se amplifican de forma separada, y luego la sección transversal se
dimensiona para una carga axial Pu y los momentos biaxiales amplificados.
10.12.2, 10.13.2
Consideración de los efectos de la esbeltez
Para los elementos comprimidos en pórticos indesplazables, los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando kℓu/r es menor o
igual que [34 - 12 (M1/M2)], siendo M2 el mayor de los momentos en ambos extremos y M1 el menor de estos momentos. La
relación M1/M2 es positiva si la columna se deforma con curvatura simple, y negativa si el elemento se deforma con curvatura
doble. Observar que M1 y M2 son los momentos mayorados en los extremos obtenidos a partir de un análisis de pórtico elástico, y
que el término [34 - 12 (M1/M2)] no se debe tomar mayor que 40. Para los elementos comprimidos en pórticos desplazables, los
efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando kℓu/r es menor que 22 (10.13.2). El método del factor de amplificación de
momentos se puede usar para columnas en las cuales la relación de esbeltez es mayor que estos límites inferiores.
El límite superior de la esbeltez de las columnas para que sea aplicable el método del factor de amplificación de momentos es kℓu/r
igual a 100 (10.11.5). Si kℓu/r es mayor que 100 se deberá realizar un análisis de acuerdo con lo definido en 10.10.1, tomando en
cuanta la influencia de las cargas axiales y los momentos de inercia variables sobre la rigidez del elemento y los momentos de los
extremos empotrados, el efecto de las deformaciones sobre los momentos y las fuerzas, y los efectos de la duración de las cargas
(efecto de las cargas sostenidas o de larga duración). En la Figura 11-4 se resumen los criterios para la consideración de la esbeltez
de las columnas.
Los límites inferiores de la esbeltez permitirán despreciar los efectos de la esbeltez para una gran cantidad de columnas.
Considerando la esbeltez kℓu/r en términos de ℓu/h para columnas rectangulares, los efectos de la esbeltez se pueden despreciar
cuando ℓu/h es menor que 10 para elementos comprimidos en pórticos indesplazables y con restricción nula en ambos extremos.
Este límite aumenta a 18 para el caso de columnas con doble curvatura con momentos iguales en sus extremos y una relación entre
la rigidez de la columna y la rigidez de las vigas igual a 1,0 en ambos extremos. Para las columnas con poca o ninguna restricción
en sus extremos, se debería utilizar un valor k = 1,0. Para las columnas robustas restringidas mediante losas planas, k está
comprendido entre alrededor de 0,95 y 1,0 por lo cual se puede estimar conservadoramente igual a 1,0. Para las columnas de los
pórticos formados por vigas y columnas, k varía entre alrededor de 0,75 y 0,90 por lo cual se puede estimar conservadoramente
igual a 0,90. Si el cálculo inicial de la esbeltez en base a los valores k estimados indica que es necesario considerar los efectos de la
esbeltez en el diseño, se debería calcular un valor de k más exacto y evaluar nuevamente la esbeltez. Para los elementos
comprimidos en pórticos desplazables donde la relación entre la rigidez de la columna y la rigidez de las vigas es igual a 1,0 en
ambos extremos, los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando ℓu/h es menor que 5. Este valor se reduce a 3 si la rigidez
de las vigas se reduce a un quinto de la rigidez de la columna en cada extremo de la misma. En consecuencia, las rigideces en la
parte superior e inferior de las columnas de los edificios en altura en los cuales el desplazamiento lateral no está restringido
mediante muros estructurales u otros elementos afectarán significativamente el grado de esbeltez de la columna.
El límite superior de la esbeltez indicado, kℓu/r = 100, corresponde a ℓu/h = 30 para un elemento comprimido en un pórtico
indesplazable con restricción nula en ambos extremos. Este límite de ℓu/h aumenta a 39 cuando la relación entre la rigidez de la
columna y la rigidez de las vigas en ambos extremos es igual a 1,0.
10.12.3 Momentos amplificados – Pórticos indesplazables
Las ecuaciones para el diseño aproximado de columnas esbeltas indicadas en 10.12.3 para pórticos indesplazables se basan en el
concepto de un factor de amplificación de momentos, δns, que se aplica al mayor de los momentos mayorados, M2, de ambos
11 - 10
11. extremos del elemento comprimido. Luego la columna se diseña para la carga axial mayorada Pu y el momento amplificado Mc,
siendo Mc:
M c = δns M 2
Ec. (10-8)
donde
δns =
Pc =
Cm
≥ 1, 0
Pu
1−
0, 75Pc
Ec. (10-9)
π2 EI
Ec. (10-10)
( k u )2
La carga crítica Pc se calcula para condición indesplazable usando un factor de longitud efectiva, k, menor o igual que 1,0. Cuando
k se determina usando los nomogramas o las ecuaciones de R10.12, en los cálculos se deben usar los valores de E e I de 10.11.1.
Observar que el factor 0,75 de la Ecuación (10-9) es un factor de reducción de la rigidez (ver R10.12.3).
Para definir la carga crítica de una columna, la principal dificultad radica en elegir un parámetro de rigidez EI que aproxime
razonablemente las variaciones de la rigidez debidas a la fisuración, la fluencia lenta y la no linealidad de de la curva tensióndeformación del hormigón. Si no se realiza un análisis más exacto, EI se deberá tomar como:
EI =
( 0, 2Ec Ig + Es Ise )
Ec. (10-11)
1 + βd
o bien
EI =
0, 4E c Ig
Ec. (10-12)
1 + βd
La segunda ecuación es una aproximación simplificada de la primera. Ambas ecuaciones aproximan los límites inferiores de EI
para las secciones habituales y, por lo tanto, son conservadoras. La Figura 11-12 ilustra la naturaleza aproximada de las ecuaciones
para determinar EI, comparándolas con valores obtenidos de diagramas momento-curvatura para el caso que no hay carga
sostenida (βd = 0).
Ec. (10-12)
ρ = 1%
2
ρ = 8%
1
0,6
0,7
0,8
EI Teórico
EI Ec. (10-12)
EI Teórico
EI Ec.(10-11)
Ec. (10-11)
0,9
ρ = 8%
5
4
3
2
ρ = 1%
1
0,6
P /Po
u
0,7
0,8
0,9
P /Po
u
Figura 11-12 – Comparación de EI obtenido mediante las ecuaciones con valores de EI obtenidos de diagramas
momento-curvatura
11 - 11
12. La Ecuación (10-11) representa el límite inferior del rango práctico de los valores de rigidez. Esto es particularmente válido para
las columnas fuertemente armadas. Como se observó anteriormente, la Ecuación (10-12) es más fácil de usar pero subestima en
gran medida el efecto de la armadura en las columnas fuertemente armadas (ver Figura 11-12).
Ambas ecuaciones para determinar EI fueron desarrolladas para valores de e/h pequeños y valores de Pu/Po elevados, caso en el
cual el efecto de la carga axial es más pronunciado. El término Po es la resistencia nominal a la carga axial para excentricidad nula.
En las columnas de hormigón armado solicitadas por cargas de larga duración, la fluencia lenta transfiere parte de la carga del
hormigón a la armadura, aumentando así las tensiones en el acero. En las columnas poco armadas esta transferencia de carga puede
provocar que el acero llegue a fluencia de forma prematura, provocando una pérdida en el valor efectivo de EI. Esto se toma en
cuenta dividiendo EI por (1 + βd). Para los pórticos indesplazables βd se define de la siguiente manera (ver 10.0):
βd =
Máxima carga axial de larga duración mayorada
Máxima carga axial mayorada asociada con la misma combinación de cargas
En las columnas compuestas en las cuales un perfil de acero representa un gran porcentaje de la sección transversal total de la
columna, la transferencia de carga debida a la fluencia lenta no es significativa. En consecuencia, sólo la parte de EI
correspondiente al hormigón se debería reducir aplicando (1 + βd) para tomar en cuenta los efectos de la carga de larga duración.
El término Cm es un factor de corrección para momentos equivalentes. Para elementos sin cargas transversales entre sus apoyos, el
término Cm es (10.12.3.1):
M
Cm = 0, 6 + 0, 4 1 ≥ 0, 4
M2
Ec. (10-13)
En los elementos con cargas transversales entre sus apoyos, es posible que el momento máximo ocurra en una sección alejada de
los extremos del elemento. En este caso, el mayor momento calculado que ocurre en cualquier sección de la longitud del elemento
se debería amplificar aplicando δns, y Cm se debe tomar igual a 1,0. La Figura 11-13 muestra algunos de los valores del coeficiente
Cm, en función de la deformada de la columna y las condiciones de vínculo de los extremos.
Si en la Ecuación (10-8) el momento M2 calculado es pequeño o nulo, el diseño de una columna indesplazable se debe basar en el
momento mínimo M2,min (10.12.3.2):
M 2,min = Pu ( 0, 6 + 0, 03h )
Ec. (10-14)
Para los elementos en los cuales se verifique M2,min > M2, el valor de Cm se debe tomar igual a 1,0 o bien se debe calcular mediante
la Ecuación (10-13) considerando el cociente de los momentos reales calculados para los extremos, M1 y M2.
Cm = 1,0
Cm = 0,6
Cm = 0,4
C m= 0,6 + 0,4 (M 1 /M 2 )
Figura 11-13 – Valores del coeficiente Cm
11 - 12
13. 10.13.3
Momentos amplificados – Pórticos desplazables
El diseño de los pórticos desplazables considerando los efectos de la esbeltez consiste esencialmente en tres pasos:
1. Se calculan los momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral, δmMs, de una de las tres manera siguientes:
a. Un análisis elástico de segundo orden del pórtico (10.13.4.1)
b. Un análisis de segundo orden aproximado (10.13.4.2)
c. Un método aproximado en base a un factor de amplificación de los códigos ACI anteriores (10.13.4.3)
2. Los momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral, δmMs, se suman a los momentos Mns, no amplificados y sin
considerar el desplazamiento lateral, en cada extremo de la columna (10.13.3):
M1 = M1ns + δs M1s
Ec. (10-15)
M 2 = M 2ns + δs M 2s
Ec. (10-16)
Los momentos que no consideran el desplazamiento lateral, M1ns y M2ns, se calculan usando un análisis elástico de primer
orden.
3. Si la columna es esbelta y las cargas axiales que actúan sobre la misma son elevadas, se debe verificar si los momentos en los
puntos entre los extremos de la columna son mayores que los momentos en dichos extremos. De acuerdo con 10.13.5, esta
verificación se realiza usando el factor de amplificación δns para pórticos indesplazables, calculando Pc en base a k = 1,0 o menor.
10.13.4
Determinación de δsMs
Como se indicó anteriormente, existen tres maneras para calcular los momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral,
δsMs. Si para calcular δsMs se utiliza un análisis elástico de segundo orden, las deformaciones deben ser representativas del estado
inmediatamente anterior a la carga última. Por este motivo en los análisis de segundo orden se deben usar los valores de EI dados
en 10.11.1. Observar que I se debe dividir por (1 + βd), donde para pórticos desplazables βd se define de la siguiente manera (ver
10.0):
βd =
Máximo corte de larga duración mayorado en un entrepiso
Máximo corte mayorado en el entrepiso
Para cargas sísmicas βd = 0. Un ejemplo de un valor de βd diferente de cero puede ocurrir cuando los elementos están solicitados
por presiones del suelo.
La sección 10.13.4.2 permite utilizar un análisis de segundo orden aproximado para determinar δsMs. En este caso, la solución de la
serie infinita que representa el análisis iterativo P-∆ para los momentos de segundo orden es:
δs M s =
Ms
≥ Ms
I−Q
Ec. (10-17)
donde
Q = índice de estabilidad de un entrepiso
=
∑ Pu ∆o
Vu
Ec. (10-7)
c
11 - 13
14. Observar que la Ecuación (10-7) predice en forma precisa los momentos de segundo orden en los pórticos desplazables para
valores de δs menores que 1,5. Cuando se verifica δs > 1,5: δmMs se debe calcular usando 10.13.4.1 ó 10.13.4.3.
El código también permite determinar δsMs usando el procedimiento de amplificación de momentos incluido en los códigos ACI
anteriores (10.13.4.3):
Ms
δs M s =
1−
∑ Pu
0, 75∑ Pc
≥ Ms
Ec. (10-18)
donde
∑Pu
= sumatoria de todas las cargas verticales en un piso
∑Pc
= sumatoria de las cargas críticas para todas las columnas que resisten el desplazamiento lateral de un piso
Es importante observar que, en las construcciones con desplazamientos torsionales significativos, el procedimiento de
amplificación de momentos puede subestimar la amplificación de los momentos de las columnas más alejadas del centro de
rotación. En estos casos se debería considerar un análisis de segundo orden tridimensional.
10.13.5
Ubicación del máximo momento
Al sumar los momentos no amplificados y sin considerar el desplazamiento lateral en los extremos de la columna con los
momentos amplificados debidos al desplazamiento lateral, uno de los momentos totales resultantes obtenidos generalmente es el
máximo momento de la columna. Sin embargo, en las columnas esbeltas con elevadas cargas axiales, el máximo momento puede
ocurrir en un punto ubicado entre ambos extremos de la columna. En 10.13.5 se indica una manera sencilla de determinar si esto
ocurre: si en un elemento individual comprimido
u
r
>
35
Ec. (10-19)
Pu
f 'c A g
el máximo momento ocurrirá en un punto ubicado entre ambos extremos de la columna. En este caso, M2, definido en la Ecuación
(10-16) se debe amplificar aplicando el factor de amplificación de momentos para pórticos indesplazables dado en la Ecuación (109). Luego la columna se diseña para la carga axial mayorada Pu y el momento Mc, donde Mc se calcula de la siguiente manera:
M c = δns M 2
Cm
=
Pu
1 − 0, 75P
c
Ec. (10-8)
( M 2ns + δs M 2s )
Observar que k se determina de acuerdo con 10.12.1 y δns ≥ 1,0.
10.13.6
Estabilidad estructural bajo cargas gravitatorias
En los pórticos desplazables se debe investigar la posibilidad de inestabilidad por desplazamiento lateral de la estructura en su
conjunto. Esto se verifica de tres maneras diferentes, dependiendo del método usado para determinar δmMs:
1. Cuando δsMs se determina mediante un análisis de segundo orden (10.13.4.1) se debe satisfacer la siguiente expresión:
11 - 14
15. deformaciones laterales de segundo orden
≤ 2,5
deformaciones laterales de primer orden
Observar que estas deformaciones se basan en una carga aplicada de 1,4PD y 1,7PL más la carga horizontal aplicada. El pórtico
se debería analizar dos veces para este conjunto de cargas: el primer análisis debería ser un análisis de primer orden, y el
segundo un análisis de segundo orden. La carga horizontal se puede tomar como las cargas horizontales reales usadas en el
diseño, o bien puede ser una carga horizontal única aplicada en la parte superior del pórtico. En cualquier caso, la carga
horizontal debe ser lo suficientemente grande para producir deformaciones con valores de tal magnitud que puedan ser
comparadas con precisión.
2. Cuando δsMs se determina mediante un análisis de segundo orden aproximado (10.13.4.2):
Q=
∑ Pu ∆o ≤ 0, 60
Vu
c
donde el valor de Q se evalúa usando 1,4PD y 1,7PL. Observar que la expresión anterior equivale a δs = 2,5. Los valores de Vu y
∆o se pueden determinar usando el conjunto real de las cargas horizontales o bien un conjunto arbitrario de cargas horizontales.
Esta verificación de la estabilidad se considera satisfecha si el valor de Q calculado en 10.11.4.2 es menor o igual que 0,2.
3. Cuando δsMs se determina usando las expresiones de los códigos ACI anteriores (10.13.4.3), la verificación de la estabilidad se
considera satisfecha cuando
0 < δs ≤ 2,5
En este caso ∑Pu y ∑Po corresponden a las cargas permanentes y sobrecargas mayoradas.
Es importante observar que en cada uno de los tres casos presentados βd se deberá tomar como:
βd =
10.13.7
Máxima carga axial de larga duración mayorada
Máxima carga axial mayorada
Amplificación de momentos para elementos solicitados a flexión
La resistencia de un pórtico desplazable depende de la estabilidad de las columnas y del grado de restricción proporcionado por las
vigas del pórtico. Si en las vigas que proveen restricción se forman rótulas plásticas, el comportamiento de la estructura se
aproxima al de un mecanismo, y su capacidad de resistir cargas axiales se reduce en forma drástica. La sección 10.13.7 especifica
que los elementos solicitados a flexión (vigas o losas) que proveen restricción deben tener capacidad para resistir los momentos
amplificados de las columnas. El método del factor de amplificación de momentos permite obtener una buena aproximación de los
momentos amplificados reales que actúan en los extremos de los elementos de los pórticos no arriostrados; esto es un avance
significativo con respecto al método de los factores de reducción para columnas largas que se especificaba en códigos anteriores de
ACI para tomar en cuenta la esbeltez de los elementos en el diseño.
11 - 15
16. RESUMEN DE LAS ECUACIONES DE DISEÑO
Creemos que el siguiente resumen de ecuaciones para el diseño de columnas esbeltas bajo cargas permanentes, sobrecargas y
cargas de viento, tanto en pórticos indesplazables como en pórticos desplazables, puede ser de utilidad para el diseñador. Los
Ejemplos 11.1 y 11.2 ilustran la aplicación de estas ecuaciones para el diseño de columnas en pórticos indesplazables y pórticos
desplazables, respectivamente.
•
Pórticos indesplazables
1. Determinar las combinaciones de cargas mayoradas de acuerdo con 9.2.
En los ejemplos que siguen se asume que el factor de carga para sobrecarga es 0,5 (es decir, se aplica la condición 9.2.1(a)) y
que la carga de viento ha sido reducida aplicando el factor de direccionalidad (9.2.1(b)).
Observar que los momentos mayorados Mu,sup y Mu,inf en los extremos superior e inferior de la columna, respectivamente, se
han de determinar usando un análisis de pórtico de primer orden, en base a las propiedades de la sección fisurada del elemento.
2. Determinar Mc para cada combinación de cargas, siendo Mc el mayor momento mayorado que actúa en un extremo de la
columna, incluyendo los efectos de la esbeltez (si fuera necesario). Observar que Mc se puede determinar mediante uno de los
siguientes métodos:
a. Análisis de segundo orden (P-∆) (10.10.1)
b. Método del factor de amplificación de momentos (sólo si kℓu/r ≤ 100; ver 10.12 y el paso (3) siguiente)
Determinar la armadura requerida en la columna para la combinación de cargas crítica determinada en el paso (1) anterior.
Cada combinación de cargas consiste en Pu y Mu.
3. Método del factor de amplificación de momentos (10.12):
Los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando:
k
u
r
M
≤ 34 − 12 1
M2
Ec. (10-7)
donde [34 − 12M1 / M 2 ] ≤ 40 . El término M1 / M 2 es positivo si la columna se deforma con curvatura simple, y negativo si el
elemento se deforma con curvatura doble.
Si es necesario considerar los efectos de la esbeltez, determinar Mc para cada combinación de cargas:
M c = δns M 2
Ec. (10-8)
donde
M2 = valor mayor entre Mu,inf y Mu,sup
≥ Pu ( 0, 6 + 0, 03h )
δns =
10.12.3.2
Cm
≥ 1, 0
Pu
1−
0, 75Pc
Ec. (10-9)
11 - 16
17. Pc =
EI =
π2 EI
Ec. (10-10)
( k u )2
( 0, 2Ec Ig + Es Ise )
Ec. (10-11)
1 + βd
o bien
EI =
βd =
0, 4E c Ig
Ec. (10-12)
1 + βd
Máxima carga axial de larga duración mayorada
Máxima carga axial mayorada asociada con la misma combinación de cargas
M
Cm = 0, 6 + 0, 4 1
M2
= 1,0
≥ 0, 4
(sin cargas transversales)
10.0
Ec. (10-13)
(con cargas transversales)
El factor de longitud efectiva se deberá tomar igual a 1,0 o bien se deberá determinar mediante análisis (por ejemplo, usando el
nomograma o las ecuaciones dadas en R10.12). En este último caso, k se deberá basar en los valores de E e I usados en 10.11.1
(ver 10.12.1).
•
Pórticos desplazables
1. Determinar las combinaciones de cargas mayoradas.
a. Cargas gravitatorias (permanentes y sobrecargas)
Todos los momentos (Mu,inf)ns y (Mu,sup)ns en la parte inferior y superior de la columna, respectivamente, se deben determinar
usando un análisis de pórtico elástico de primer orden, en base a las propiedades de la sección fisurada de los elementos.
Los momentos M1 y M2 son el valor menor y el valor mayor de los momentos (Mu,inf)ns y (Mu,sup)ns, respectivamente. Los
momentos M1ns y M2ns son los momentos mayorados en los extremos correspondientes a los extremos en los cuales actúan
M1 y M2, respectivamente.
b. Cargas gravitatorias (permanentes y sobrecargas) más cargas de viento
Los momentos totales en la parte superior e inferior de la columna son Mu,sup = (Mu,sup)ns + (Mu,sup)s y Mu,inf = (Mu,inf)ns +
(Mu,inf)s, respectivamente. Los momentos M1 y M2 son el valor menor y el valor mayor de los momentos Mu,sup y Mu,inf,
respectivamente. Observar que en esta etapa M1 y M2 no incluyen los efectos de la esbeltez. Los momentos M1ns y M1s son
los momentos mayorados indesplazables y desplazables, respectivamente, que actúan en el extremo de la columna donde
actúa M1, mientras que M2ns y M2s son los momentos mayorados indesplazables y desplazables, respectivamente, que actúan
en el extremo de la columna donde actúa M2.
c. Cargas gravitatorias (permanentes) más cargas de viento
Para esta combinación de cargas los momentos se definen como se especifica en el punto 1(b).
d. En las combinaciones de cargas especificadas en los puntos 1(b) y 1(c) anteriores se deben considerar los efectos que se
producen cuando las cargas de viento actúan en la dirección de análisis inicial y en la opuesta.
11 - 17
18. 2. Determinar la armadura requerida en la columna para la combinación de cargas crítica determinada en el punto (1) anterior.
Cada combinación de cargas está compuesta por Pu, M1 y M2, donde ahora M1 y M2 son los momentos mayorados totales que
actúan en los extremos, incluyendo los efectos de la esbeltez. Observar que si la carga crítica Pc se calcula usando EI de la
Ecuación (10-11), también es necesario estimar primero la armadura de la columna. Los momentos M1 y M2 se determinan
mediante uno de los métodos siguientes:
a. Análisis de segundo orden (P - ∆) (10.10.1)
b. Método del factor de amplificación de momentos (sólo si kℓu/r ≤ 100; ver 10.13 y el paso (3) a continuación)
3. Método del factor de amplificación de momentos (ver 10.13):
Los efectos de la esbeltez se pueden despreciar cuando
k
u
r
< 22
10.13.2
Si es necesario considerar los efectos de la esbeltez:
M1 = M1ns + δs M1s
Ec. (10-15)
M 2 = M 2ns + δs M 2s
Ec. (10-16)
Los momentos δsM1s y δsM2s se deben calcular usando uno de los métodos siguientes (ver 10.13.4):
a. Análisis de segundo orden (P - ∆) (ver 10.13.4.1)
b. Análisis de segundo orden aproximado (10.13.4.2)
δs M s =
Ms
≥ M s , 1, 0 ≤ δs ≤ 1,5
1− Q
Ec. (10-17)
donde
Q=
∑ Pu ∆o
Vu
Ec. (10-6)
c
c. Método aproximado dado en códigos ACI anteriores (ver 10.13.4.3):
δs M s =
Ms
∑ Pu
1−
0, 75∑ Pc
≥ Ms
Ec. (10-18)
donde
Pc =
EI =
π2 EI
Ec. (10-10)
( k u )2
( 0, 2Ec Ig + Es Ise )
Ec. (10-11)
1 + βd
11 - 18
19. o bien
0, 4E c Ig
EI =
Ec. (10-12)
1 + βd
El factor de longitud efectiva, k, debe ser mayor que 1,0 y se debe basar en los valores de E e I indicados en 10.11.1. (ver
10.13.1).
4. Determinar si el máximo momento ocurre en los extremos de la columna o en un punto ubicado entre los extremos (10.13.5).
Si
u
r
>
35
Ec. (10-19)
Pu
f 'c A g
la columna se debe diseñar para la carga axial mayorada Pu y el momento Mc, siendo
M c = δns M 2
Cm
=
Pu
1 − 0, 75P
c
( M 2ns + δs M 2s )
En este caso, k se determina de acuerdo con los requisitos de 10.12.1 y δns ≥ 1,0.
5. Verificar la posibilidad de inestabilidad por desplazamiento lateral bajo cargas gravitatorias (10.13.6):
a. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.1:
Deformaciones laterales de segundo orden
≤ 2,5
Deformaciones laterales de primer orden
en base a una carga de 1,4PD y 1,7PL más la carga horizontal.
b. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.2:
Q=
∑ Pu ∆o ≤ 0, 60
Vu
c
en base a una carga de 1,4PD y 1,7PL más la carga horizontal.
c. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.3:
0 < δs ≤ 2,5
donde δs se calcula usando ∑Pu y ∑Pc correspondientes a una carga de 1,4PD y 1,7PL.
En los tres casos βd se deberá tomar como:
11 - 19
20. βd =
Máxima carga axial de larga duración mayorada
Máxima carga axial mayorada
La referencia 11.1 contiene el desarrollo de las ecuaciones de diseño para los requisitos de esbeltez presentados en esta sección.
REFERENCIA
11.1
MacGregor, J. G., "Design of Slender Concrete Columns – Revisited," ACI Structural Journal, V. 90, No. 3, Mayo-Junio
1993, pp. 302-309.
11 - 20
21. Ejemplo 11.1 – Efectos de la esbeltez para columnas en un pórtico indesplazable
Diseñar las columnas A3 y C3 para el primer piso del edificio de oficinas de 10 pisos ilustrado. La luz libre del primer piso es de
21 ft-4 in., y en todos los demás pisos es de 11 ft-4 in. Suponer que las cargas horizontales que actúan en el edificio son provocadas
por el viento, y que las cargas permanentes son las únicas cargas de larga duración. Los demás datos necesarios son los siguientes:
Propiedades de los materiales:
Hormigón:
Entrepisos: f'c = 4000 psi,
wc = 150 lb/ft3
Columnas y tabiques: f'c = 6000 psi,
wc = 150 lb/ft3
Armadura: fy = 60 ksi
1
20 × 20 in.
24 × 24 in.
12 in.
2
28'-0"
3
28'-0"
4
28'-0"
5
28'-0"
6
28'-0"
28'-0"
A
Nervios
(típ)
28'-0"
B
C
28'-0"
N
28'-0"
D
28'-0"
E
F
R
10
9 a 13´-0" = 117´-0"
Peso de los nervios de las losas = 86 lb/ft2
Carga permanente impuesta = 32 lb/ft2
Sobrecarga en la cubierta = 30 lb/ft2
Sobrecarga en los entrepisos = 50 lb/ft2
Las cargas de viento se calculan de
acuerdo con ASCE 7.
9
8
7
6
5
4
3
23'-0"
Vigas:
24 × 20 in.
Columnas exteriores:
Columnas interiores:
Muros de cortante:
2
G
5 a 28´-0" = 140´-0"
11 - 21
22. Referencia
del Código
Cálculos y discusión
1. Cargas axiales y momentos flectores mayorados para las columnas A3 y C3 en el primer piso.
Columna A3
Carga axial
(kips)
Caso de Carga
Permanente (D)
Sobrecarga (L)*
Sobrecarga en la cubierta (Lr)
Viento (W)
Ec.
No.
Combinación de Cargas
9-1
1
1,4D
9-2
2
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
3
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
9-3
4
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
5
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
6
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
9-4
7
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
8
0,9D + 1,6W
9-6
9
0,9D - 1,6W
718,0
80,0
12,0
±8,0
1005,2
995,6
920,8
887,2
874,4
920,4
894,8
659,0
633,4
Momento flector
(ft-kips)
Superior
Inferior
79,0
40,0
30,3
15,3
0,0
0,0
±1,1
±4,3
110.6
143,3
110,0
95,7
93,9
111,7
108,2
72,9
69,3
56.0
72,5
55,7
51,4
44,6
62,5
48,8
42,9
29,1
* Incluye la reducción de la sobrecarga de acuerdo con ASCE 7
Columna C3
Carga axial
(kips)
Caso de Carga
Permanente (D)
Sobrecarga (L)*
Sobrecarga en la cubierta (Lr)
Viento (W)
Ec.
9-1
9-2
9-3
9-4
9-6
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1269,0
147.0
24.0
±3,0
Combinación de Cargas
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
* Incluye la reducción de la sobrecarga de acuerdo con ASCE 7
11 - 22
1776,6
1770,0
1634,7
1563,6
1558,8
1613,1
1603,5
1146,9
1137,3
Momento flector
(ft-kips)
Superior
Inferior
1.0
0.7
32.4
16.3
0.0
0.0
±2,5
±7,7
1,4
53,0
17,4
3,2
-0,8
21,4
13,4
4,9
-3,1
1,0
26,9
7,0
9,0
-5,3
21,3
-3,3
13,0
-11,7
23. Observar que las columnas A3 y C3 se deforman con curvatura doble.
2. Determinar si el pórtico en el primer piso es indesplazable o desplazable.
Los resultados de un análisis elástico de primer orden en base a las propiedades seccionales indicadas en 10.11.1
son los siguientes:
∑Pu = carga vertical total en el primer piso correspondiente al caso de carga lateral para el cual ∑Pu es máximo
Las cargas totales del edificio son: D = 37.371 kips, L = 3609 kips, y Lr = 602 kips.
∑Pu máxima se determina en base a la Ecuación (9-4):
∑ Pu = (1, 2 × 37.371) + ( 0,5 × 3609 ) + ( 0,5 × 602 ) + 0 = 46.951 kips
Vu = corte de piso mayorado en el primer piso correspondiente a las cargas de viento
= 1,6 × 324,3 = 518,9 kips
Ec. (9-4), (9-6)
∆o = deformación relativa de primer orden entre la parte superior e inferior del primer piso debida a Vu
= 1,6 × ( 0, 03 − 0 ) = 0, 05in.
Índice de estabilidad Q =
∑ Pu ∆o
Vu
c
=
46.951× 0, 05
= 0, 02 < 0, 05
518,9 × ( 23 × 12 ) − ( 20 / 2 )
Como Q < 0,05 el pórtico a nivel del primer piso se considera indesplazable.
Ec. (10-6)
10.11.4.2
3. Diseño de la columna C3.
a. Determinar si es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
Usando un factor de longitud efectiva k = 1,0:
k
u
r
=
10.12.1
1, 0 × 21,33 × 12
= 35, 6
0,3 × 24
M
Como la columna se deforma con curvatura doble, el menor valor de 34 − 12 1 se obtiene de la
M2
combinación de cargas No. 5:
− ( −0,8 )
M
34 − 12 1 = 34 − 12
= 35,8 < 40
M2
−5,3
Para la columna C3 no es necesario considerar los efectos de la esbeltez, ya que kℓu/r < 34 – 12 (M1–M2).
Observar que en este caso no es necesario calcular un valor de k más exacto ya que la columna no es esbelta
para k = 1,0.
b. Determinar la armadura requerida.
Para la columna de 24 × 24 in., intentar con 16 barras No. 7.
11 - 23
10.12.2
24. Determinar la máxima fuerza de compresión axial admisible, φPn,max:
(
)
φPn,max = 0,80φ 0,85f 'c A g − Ast + f y Ast
(
Ec. (10-2)
)
= ( 0,80 × 0, 65 ) ( 0,85 × 6 ) 242 − 9, 6 + ( 60 × 9, 6 )
= 1801, 6 kips > Pu máx. = 1776, 6 kips
VERIFICA
La siguiente tabla contiene los resultados obtenidos de un análisis de compatibilidad de las deformaciones; las
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7).
21,69"
16,84"
12,00"
24"
7,16"
2,31"
24"
Recubrimiento libre 1,5" para los estribos No. 3
No.
Pu
(kips)
Mu
(ft-kips)
c
(in.)
εt
φ
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1776,6
1770,0
1634,7
1563,6
1558,8
1613,1
1603,5
1146,9
1137,3
1,4
53,0
17,4
7,0
5,3
21,4
13,4
13,0
11,7
25,92
25,83
23,86
22,85
22,78
23,55
23,41
17,25
17,13
0,00049
0,00048
0,00027
0,00015
0,00014
0,00024
0,00022
-0,00077
-0,00080
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
φPn
(kips)
1776,6
1770,0
1634,7
1563,6
1558,8
1613,1
1603,5
1146,9
1137,3
φMn
(ft-kips)
367,2
371,0
447,0
480,9
483,2
457,8
462,5
609,9
611,7
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna cuadrada de 24 × 24 in. con 16 barras No. 7
(ρg = 1,7%).
4. Diseño de la columna A3.
a. Determinar si es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
11 - 24
25. Determinar k usando el nomograma de la Figura 11-10 o la Figura R10.12.1:
204
Icol = 0, 7
12
E c = 57.000
4
= 9333in.
10.11.1(b)
6000
= 4415 ksi
1000
8.5.1
Para la columna debajo del nivel 2:
Ec I
4415 × 9333
= 155 × 103 in.-kips
=
( 23 × 12 ) − ( 20 / 2 )
c
Para la columna encima del nivel 2:
E c I 4415 × 9333
= 264 × 103 in.-kips
=
13 × 12
c
24 × 203
4
I viga = 0,35
12 = 5600 in.
EI
=
10.11.1(b)
57 4000 × 5600
= 60 × 103 in.-kips
28 × 12
ΨA =
∑ Ec I / c
∑ Ec I /
Asumir Ψ B = 1, 0
=
155 + 264
= 7, 0
60
(columna esencialmente empotrada en la base)
De la Figura R10.12.1(a), k = 0,86.
M
Por lo tanto, para la columna A3, deformada con doble curvatura, el menor valor de 34 − 12 1 se obtiene
M2
de la combinación de cargas No. 9:
−29,1
34 − 12
= 39, 0
69,3
k
u
r
=
0,86 × 21,33 × 12
= 36, 7 < 39, 0
0,3 × 20
M
Para la columna A3, deformada con curvatura simple, el menor valor de 34 − 12 1 se obtiene de la
M2
combinación de cargas No. 8:
k
42,9
== 36, 7 > 34 − 12
= 26,9
r
72,9
u
11 - 25
26. Esto significa que no es necesario considerar la esbeltez para la columna A3 si ésta se deforma con curvatura
doble. Sin embargo, para ilustrar el procedimiento de diseño, incluyendo la consideración de los efectos de la
esbeltez para columnas indesplazables, asumir que se deforma con curvatura simple.
b. Determinar el momento total Mc (incluyendo los efectos de la esbeltez) para cada combinación de cargas.
M c = δ ns M 2
Ec. (10-8)
donde
δns =
Cm
≥ 1, 0
Pu
1−
0, 75Pc
Ec. (10-9)
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna A3 para todas las
combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para la combinación No. 6 incluido
para ilustrar el procedimiento.
No.
Pu
(kips)
M2
(ft-kips)
βd
El x 106
(kip-in.2)
Pc
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1005,2
995,6
920,8
887,2
874,4
920,4
894,8
659,0
633,4
110,6
143,3
110,0
95,7
93,9
111,7
108,2
72,9
69,3
1,00
0,87
0,94
0,97
0,99
0,94
0,96
0,98
1,02
9,88
10,60
10,21
10,03
9,96
10,21
10,07
9,98
9,78
2013
2158
2080
2042
2028
2079
2051
2033
1993
Cm
δns
M2,min
(ft-kips)
Mc
(ft-kips)
0,80
0,80
0,80
0,82
0,79
0,82
0,78
0,84
0,77
2,40
2,08
1,96
1,94
1,86
2,01
1,87
1,47
1,33
100,5
99,6
92,1
88,7
87,4
92,0
89,5
65,9
63,3
265,6
298,6
215,3
185,3
174,5
224,6
201,8
107,2
92,4
Combinación de cargas No. 6:
U = 1, 2D + 0,5L + 0,5L r + 1, 6W
M
C m = 0, 6 + 0, 4 1 ≥ 0, 4
M2
Ec. (10-13)
62,5
= 0, 6 + 0, 4
= 0,82
111, 7
Pc =
EI =
π2 EI
Ec. (10-10)
( k u )2
( 0, 2Ec Ig + Es Ise )
Ec. (10-11)
1 + βd
E c = 57.000
6000
= 4415 ksi
1000
8.5.1
11 - 26
27. Ig =
204
= 13.333in.4
12
Es = 29.000 ksi
8.5.2
Suponiendo 8 barras No. 8 con 1,5 in. de recubrimiento para estribos No. 3:
1, 00
20
Ise = 2 ( 3 × 0, 79 ) − 1,5 − 0,375 −
2
2
2
4
= 276 in.
Como la carga permanente es la única carga de larga duración,
βd =
1, 2PD
1, 2PD + 0,5PL + 0,5PLr + 1, 6Pw
1, 2 × 718
= 0,94
(1, 2 × 718 ) + ( 0,5 × 80 ) + ( 0,5 × 12 ) + (1, 6 × 8 )
=
EI =
10.0
( 0, 2 × 4415 ×13.333) + ( 29.000 × 276 )
1 + 0,94
= 10, 21× 106 kip-in.2
De la Ecuación (10-12):
0, 4E c Ig
EI =
=
1 + βd
0, 4 × 4415 × 13.333
= 12,14 × 106 kip-in.2
1 + 0,94
Usando EI de la Ecuación (10-11), la carga crítica Pc es:
Pc =
π2 × 10, 21× 106
( 0,86 × 21,33 × 12 )2
= 2079 kips
Por lo tanto, el factor de amplificación δns es:
δns =
0,82
= 2, 01
920, 4
1−
0, 75 × 2079
Verificar requisito de momento mínimo:
M 2,min = Pu ( 0, 6 + 0, 03h )
Ec. (10-14)
= 920, 4 0, 6 ( 0, 03 × 20 ) /12
= 92,0 ft-kips < M 2 = 111,7 ft-kips
Por lo tanto,
11 - 27
28. M c = 2, 01× 111, 7 = 224, 6 ft-kips
c. Determinar la armadura requerida.
Para la columna de 20 × 20 in., intentar con 8 barras No. 8.
Determinar la máxima fuerza de compresión axial admisible, φPn,max:
(
)
φPn,max = 0,80φ 0,85f´c A g − Ast + f y Ast
(
Ec. (10-2)
)
= ( 0,80 × 0, 65 ) ( 0,85 × 6 ) 202 − 6,32 + ( 60 × 6,32 )
= 1242 kips > Pu máx. = 1005, 2 kips
VERIFICA
La siguiente tabla contiene los resultados obtenidos de un análisis de compatibilidad de las deformaciones; las
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7).
17,625"
10,0"
20"
2,375"
20"
No.
Pu
(kips)
Mu
(ft-kips)
c
(in.)
εt
φ
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1005,2
995,6
920,8
887,2
874,4
920,4
894,8
659,0
633,4
265.6
298.6
215.3
185.3
174.5
224.6
201.8
107.2
92.4
17.81
17.64
16.42
15.88
15.67
16.41
16.00
12.36
12.00
0.00003
0.00000
-0.00022
-0.00033
-0.00037
-0.00022
-0.00030
-0.00128
-0.00141
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
φPn
(kips)
1005,2
995,6
920,8
887,2
874,4
920,4
894,8
659,0
633,4
φMn
(ft-kips)
298,0
301,1
321,4
329,3
332,1
321,6
327,6
364,8
367,2
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna cuadrada de 20 × 20 in. con 8 barras No. 8
(ρg = 1,6%).
11 - 28
29. Ejemplo 11.2 – Efectos de la esbeltez en un pórtico desplazable
Diseñar las columnas C1 y C2 para el primer piso del edificio de oficinas de 12 pisos ilustrado. La luz libre del primer piso es de
13 ft-4 in., y en todos los demás pisos es de 10 ft-4 in. Suponer que las cargas horizontales que actúan en el edificio son provocadas
por el viento, y que las cargas permanentes son las únicas cargas de larga duración. Los demás datos necesarios son los siguientes:
Propiedades de los materiales:
Hormigón:
Armadura:
= 6000 psi para las columnas en los dos pisos inferiores (wc = 150 lb/ft3)
= 4000 psi para el resto de los elementos (wc = 150 lb/ft3)
fy = 60 ksi
Vigas:
24 × 20 in.
Columnas exteriores:
Columnas interiores:
22 × 22 in.
24 × 24 in.
Carga permanente impuesta = 30 lb/ft2
Sobrecarga en la cubierta = 30 lb/ft2
Sobrecarga en los entrepisos = 50 lb/ft2
Las cargas de viento se calculan de
1
acuerdo con ASCE 7.
A
B
D
C
24´-0"
24´-0"
24´-0"
24´-0"
E
24´-0"
F
24´-0"
Losa de 7"
2
24´-0"
N
24´-0"
3
4
R
12
11 a 12'-0" = 132'-0"
11
10
9
8
7
6
5
4
15´-0"
3
2
G
5 a 24´-0" = 120´-0"
11 - 29
30. Referencia
del Código
Cálculos y discusión
1. Cargas axiales y momentos flectores mayorados para las columnas C1 y C2 en el primer piso.
Como se trata de un pórtico simétrico, las cargas gravitatorias no provocarán una deformación lateral apreciable.
Columna C1
Caso de Carga
Carga
axial
(kips)
Momento flector
(ft-kips)
Superior
Inferior
34,8
17,6
15,4
7,7
0,0
0,0
17,1
138,8
-17,1
-138,8
Permanente (D)
622,4
Sobrecarga (L)*
73,9
Sobrecarga en la cubierta (Lr)
8,6
Viento (W) (N-S)
-48,3
Viento (W) (S-N)
48,3
No.
Combinación de cargas
9-1
1
1,4D
871,4
9-2
2
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
869,4
3
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
797,6
9-3
4
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
722,0
5
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
799,3
6
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
710,9
9-4
7
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
865,4
8
0,9D + 1,6W
482,9
9-6
9
0,9D - 1,6W
637,4
* Incluye la reducción de la sobrecarga de acuerdo con ASCE 7
24,6
33,4
25,0
131,5
-89,3
245,8
-195,8
236,6
-205,0
M2
48,7
66,4
49,5
131,5
-89,3
245,8
-195,8
236,6
-205,5
M1ns
24,6
33,4
25,0
41,8
41,8
49,5
49,5
31,3
31,3
M2ns
48,7
66,4
49,5
21,1
21,1
25,0
25,0
15,8
15,8
M1s
------13,7
-13,7
27,4
-27,4
27,4
-27,4
M2s
------110,4
-110,4
220,8
-220,8
220,8
-220,8
M1
48,7
66,4
49,5
55,4
28,1
76,8
22,1
58,7
4,0
M1
24,6
33,4
25,0
55,4
28,1
76,8
22,1
58,7
4,0
M2
M1ns
M2ns
M1s
M2s
-1,4
-13,7
-5,1
32,4
-37,2
59,4
-79,8
67,8
-71,4
-2,8
-27,4
-10,2
162,8
-165,2
322,9
-333,1
327,1
-328,9
-1,4
-13,7
-5,1
-2,4
-2,4
-10,2
-10,2
-1,8
-1,8
-2,8
-27,4
-10,2
-1,2
-1,2
-5,1
-5,1
-0,9
-0,9
------34,8
-34,8
69,6
-69,6
69,6
-69,6
----0,0
164,0
-164,0
328,0
-328,0
328,0
-328,0
Columna C2
Caso de Carga
Permanente (D)
Sobrecarga (L)*
Sobrecarga en la cubierta (Lr)
Viento (W) (N-S)
Viento (W) (S-N)
Carga
axial
(kips)
1087,5
134,5
17,3
-0,3
0,3
Momento flector
(ft-kips)
Superior
Inferior
-2,0
-1,0
-15,6
-7,8
0.0
0.0
43,5
205,0
-43,5
-205,0
No.
Combinación de cargas
1
1,4D
1522,6
2
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1529,0
3
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1400,1
9-3
4
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1332,6
5
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1333,0
6
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
1380,5
9-4
7
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
1381,5
8
0,9D + 1,6W
978,4
9-6
9
0,9D - 1,6W
979,3
* Incluye la reducción de la sobrecarga de acuerdo con ASCE 7
9-1
9-2
-2,8
-27,4
-10,2
32,4
-37,2
59,4
-79,8
67,8
-71,4
-1,4
-13,7
-5,1
162,8
-165,2
322,9
-333,1
327,1
-328,9
2. Determinar si el pórtico en el primer piso es indesplazable o desplazable.
Los resultados de un análisis elástico de primer orden en base a las propiedades seccionales indicadas en 10.11.1
son los siguientes:
11 - 30
31. ∑Pu = carga vertical total en el primer piso correspondiente al caso de carga lateral para el cual ∑Pu es máximo
Las cargas totales del edificio son: D = 17.895 kips, L = 1991 kips, Lr = 270 kips.
∑Pu máxima se determina en base a la Ecuación (9-4):
∑ Pu = (12 ×17.895) + ( 0,5 ×1991) + ( 0,5 × 270 ) + 0 = 22.605 kips
Vu = corte de piso mayorado en el primer piso correspondiente a las cargas de viento
= 1,6 × 302,6 = 484,2
Ec. (9-4), (9-6)
∆o = deformación relativa de primer orden entre la parte superior e inferior del primer piso debida a Vu
= 1,6 × ( 0, 28 − 0 ) = 0, 45in.
Índice de estabilidad Q =
∑ Pu ∆o
Vu
c
=
22.605 × 0, 45
= 0,12 > 0, 05
484, 2 × (15 × 12 ) − ( 20 / 2 )
Como Q > 0,05 el pórtico a nivel del primer piso se considera desplazable.
Ec. (10-6)
10.11.4.2
3. Diseño de la columna C1.
a. Determinar si es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
Determinar k usando el nomograma de R10.12.1.
224
Icol = 0, 7
12
E c = 57.00
4
= 13.665 in.
10.11.1
6000
= 4415 ksi
1000
8.5.1
Para la columna debajo del nivel 2:
E c I 4415 × 13.665
= 355 × 103 in.-kips
=
c (15 × 12 ) − 10
Para la columna encima del nivel 2:
E c I 4415 × 13.665
= 419 × 103 in.-kips
=
12 × 12
c
24 × 203
4
I viga = 0,35
12 = 5600 in.
Para la viga:
Ec I
c
=
10.11.1
57 4000 × 5600
= 70 × 103 in.-kips
24 × 12
11 - 31
32. ΨA =
∑ Ec I / c
∑ Ec I /
=
355 + 419
= 11,1
70
Asumir Ψ B = 1, 0
(columna esencialmente empotrada en la base)
Del nomograma (Figura R10.12.1(b)), k = 1,9.
k
u
r
=
1,9 × 13,33 × 12
= 46 > 22
0,3 × 22
10.13.2
Por lo tanto es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
b. Determinar el momento total M2 (incluyendo los efectos de la esbeltez) y las combinaciones de cargas de diseño,
usando el análisis aproximado de 10.13.4.2.
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna C1 para todas las
combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para las combinaciones No. 4 y 5,
incluido para ilustrar el procedimiento.
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Combinación de Cargas
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
∑Pu
(kips)
25.053
24.795
22.902
21.906
21.906
22.605
22.605
16.106
16.106
∆o
(in.)
------0,22
0,22
0,45
0,45
0,45
0,45
Vu
(kips)
------242,1
242,1
484,2
484,2
484,2
484,2
M 2 = M 2ns + M 2s
δs M 2s =
------0,12
0,12
0,12
0,12
0,09
0,09
δs
------1,14
1,14
1,14
1,14
1,10
1,10
M2ns
(ft-kips)
48,7
66,4
49,5
21,1
21,1
25,0
25,0
15,8
15,8
M2s
(ft-kips)
------110,4
-110,4
220,8
-220,8
220,8
-220,8
M2
(ft-kips)
48,7
66,4
49,5
147,0
-104,8
276,7
-226,8
257,9
-226,2
Ec. (10-16)
M 2s
≥ M 2s
1− Q
Ec. (10-17)
Para las combinaciones de cargas No. 4 y 5:
U = 1, 2D + 1, 6L r ± 0,8W
∑ Pu = (1, 2 ×17.895) + (1, 6 × 270 ) ± 0 = 21.906 kips
∆ o = 0,8 × ( 0, 28 − 0 ) = 0, 22 in.
Vu = 0,8 × 302, 6 = 240,1 kips
c
Q
= (15 × 12 ) − ( 20 / 2 ) = 170 in.
11 - 32
33. ∑ Pu ∆o
Q=
δ=
•
Vu
=
c
21.906 × 0, 22
= 0,12
240,1× 170
1
1
=
= 1,14
1 − Q 1 − 0,12
Para deformación lateral de norte a sur (combinación de cargas No. 4):
δs M 2s = 1,14 × 110, 4 = 125,9 ft-kips
M 2 = M 2ns + δs M 2s = 21,1 + 125,9 = 147, 0 ft-kips
Pu = 722, 0 kips
•
Para deformación lateral de sur a norte (combinación de cargas No. 5):
δs M 2s = 1,14 × ( −110, 4 ) = −125,9 ft-kips
M 2 = 21,1 − 125,9 = −104,8 ft-kips
Pu = 799,3 kips
c. A fin de poder realizar una comparación, calcular nuevamente δs M 2s usando el método del factor de
amplificación de momentos descrito en 10.13.4.3.
δs M 2s =
1−
M 2s
∑ Pu
≥ M 2s
Ec. (10-18)
0, 75∑ Pc
La carga crítica Pc se calcula con la Ecuación (10-10) usando k de 10.13.1 y EI de las Ecuaciones (10-11) o
(10-12). Como aún no se conoce cuál será la armadura, para determinar EI usar la Ecuación (10-12).
Para cada una de las 12 columnas exteriores a lo largo de las líneas de columnas 1 y 4 (es decir, las columnas
en las cuales en la dirección de análisis concurre una viga), en el punto 3(a) anterior se determinó que k es
igual a 1,9.
EI =
Pc =
0, 4E c I 0, 4 × 4415 × 224
=
= 34,5 × 106 in.2-kips
1 + βd
12 (1 + 0 )
π2 EI
=
π2 × 34,5 × 106
( k u )2 (1,9 ×13,33 × 12 )2
Ec. (10-12)
= 3686 kips
Ec. (10-10)
Para cada una de las columnas exteriores A2, A3, F2 y F3 (es decir, las columnas en las cuales en la dirección
de análisis concurren dos vigas):
ΨA =
355 + 419
= 5,5
2 × 70
Ψ B = 1,0
11 - 33
34. Del nomograma, k = 1,75
Pc =
π2 × 34,5 × 106
(1, 75 × 13,33 ×12 )2
= 4345 kips
Ec. (10-10)
Para cada una de las 8 columnas interiores:
244
Icol = 0, 7
12
4
= 19.354 in.
10.11.1
Para la columna debajo del nivel 2:
Ec I
=
c
4415 × 19.354
= 503 × 103 in.-kips
(15 ×12 ) − 10
Para la columna encima del nivel 2:
Ec I
=
c
ΨA =
4415 × 19.354
= 593 × 103 in.-kips
12 × 12
503 + 593
= 7,8
20 × 70
Ψ B = 1, 0
Del nomograma, k = 1,82.
242
= 48,8 × 106 in.-kips
12
EI = 0, 4 × 4415 ×
Pc =
π2 EI
=
π2 × 48,8 × 106
( k u )2 (1,82 × 13,33 × 12 )2
Ec. (10-12)
= 5683 kips
Ec. (10-10)
Por lo tanto,
∑ Pc = 12 ( 3686 ) + 4 ( 4345) + 5 ( 5683) = 107.076 kips
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna C1 usando 10.13.4.3 para
todas las combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para las combinaciones
No. 4 y 5, incluido para ilustrar el procedimiento.
No.
1
2
3
4
Combinación de Cargas
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
∑Pu
(kips)
25.053
24.795
22.903
21.908
11 - 34
δs
------1,38
M2ns
(ft-kips)
48,7
66,4
49,5
21,1
M2s
(ft-kips)
------110,4
M2
(ft-kips)
48,7
66,4
49,5
173,5
35. No.
Combinación de Cargas
5
6
7
8
9
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr +1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr -1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
∑Pu
(kips)
21.908
22.605
22.605
16.106
16.106
δs
1,38
1,39
1,39
1,25
1,25
M2ns
(ft-kips)
21,1
25,0
25,0
15,8
15,8
M2s
(ft-kips)
-110,4
220,8
-220,8
220,8
-220,8
M2
(ft-kips)
-131,3
331,9
-281,9
292,0
-260,3
Para las combinaciones de cargas No. 4 y 5:
U = 1, 2D + 1, 6L r ± 0,8W
1
δs =
1−
•
∑ Pu
0, 75∑ Pc
=
1
= 1,38
21.908
1−
0, 75 × 107.076
Para deformación lateral de norte a sur (combinación de cargas No. 4):
δs M 2s = 1,38 × 110, 4 = 152, 4 ft-kips
M 2 = 21,1 + 152, 4 = 173,5 ft-kips
Pu = 722, 0 kips
•
Para deformación lateral de sur a norte (combinación de cargas No. 5):
δs M 2s = 1,38 × ( −110, 4 ) = −152, 4 ft-kips
M 2 = 21,1 − 152, 4 = −131,3 ft-kips
Pu = 799,3 kips
En la siguiente tabla se presenta un resumen de los momentos amplificados para la columna C1 para todas las
combinaciones de cargas.
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Combinación de cargas
Pu
(kips)
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr +1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr -1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
871,4
869,4
797,6
722,0
799,3
710,9
865,4
482,9
637,4
11 - 35
10.13.4.2
δs
M2
(ft-kips)
--48,7
--66,4
--49,5
1,14
147,0
1,14
-104,8
1,14
276,7
1,14
-226,8
1,10
257,9
1,10
-226,2
10.13.4.3
δs
M2
(ft-kips)
--48,7
--66,4
--49,5
1,38
173,5
1,38
-131,3
1,39
331,9
1,39
-281,9
1,25
292,0
1,25
-260,3
36. d. Determinar la armadura requerida.
Para la columna de 22 × 22 in. intentar con 8 barras No. 8. Determinar la máxima fuerza de compresión axial
admisible, φPn,max:
(
)
φPn,max = 0,80φ 0,85f 'c A g − Ast + f y Ast
(
Ec. (10-2)
)
= ( 0,80 × 0, 65 ) ( 0,85 × 6 ) 222 − 6,32 + ( 60 × 6,32 )
= 1464, 0 kips > Pu máx. = 871, 4 kips
VERIFICA
La siguiente tabla contiene los resultados obtenidos de un análisis de compatibilidad de las deformaciones; las
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7). Usar Mu = M2 del método P - ∆
aproximado de 10.13.4.2.
19,625"
11"
22"
2,375"
22"
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Pu
(kips)
871,4
869,4
797,6
722,0
799,3
710,9
865,4
482,9
637,4
Mu
(ft-kips)
48,7
66,4
49,5
147,0
-104,8
276,7
-226,8
257,9
-226,2
c
(in.)
14,85
14,82
13,75
12,75
13,78
12,61
14,76
7,36
11,68
εt
φ
-0,00096
-0,00097
-0,00128
-0,00162
-0,00127
-0,00167
-0,00099
-0,00500
-0,00204
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,65
0,90
0,65
φPn
(kips)
871,4
869,4
797,6
722,0
799,3
710,9
865,4
482,9
637,4
φMn
(ft-kips)
459,4
459,7
468,2
474,1
468,0
474,8
460,2
557,2
478,8
Por lo tanto, como φMn > Mu para cualquier φPn = Pu, usar una columna de 22 × 22 in. con 8 barras No. 8 (ρg =
1,3%). Esta misma armadura es adecuada para las combinaciones de cargas del método del factor de
amplificación de momentos de 10.13.4.3.
4. Diseño de la columna C2
a. Determinar si es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
En el punto 3(c) se determinó que k es igual a 1,82 para las columnas interiores. Por lo tanto,
11 - 36
37. k
u
r
=
1,82 × 13,33 × 12
= 40, 4 > 22
0,3 × 24
10.13.2
Es necesario considerar los efectos de la esbeltez.
b. Determinar el momento total M2 (incluyendo los efectos de la esbeltez) y las combinaciones de cargas de diseño,
usando el análisis aproximado de 10.13.4.2.
La siguiente tabla resume el cálculo de los momentos amplificados para la columna C2 para todas las
combinaciones de cargas, y a continuación se presenta el cálculo detallado para las combinaciones No. 4 y 5,
incluido para ilustrar el procedimiento.
No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Combinación de Cargas
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
∑Pu
(kips)
25.053
24.795
22.902
21.906
21.906
22.605
22.605
16.106
16.106
∆o
(in.)
------0,22
0,22
0,45
0,45
0,45
0,45
Vu
(kips)
------242,1
242,1
484,2
484,2
484,2
484,2
Q
δs
------0,12
0,12
0,12
0,12
0,09
0,09
------1,14
1,14
1,14
1,14
1,10
1,10
M 2 = M 2ns + M 2s
δs M 2s =
M 2s
≥ M 2s
1− Q
M2
(ft-kips)
-2,8
-27,4
-10,2
185,8
-188,2
368,8
-379,6
358,6
360,4
Ec. (10-17)
U = 1, 2D + 1, 6L r ± 0,8W
En el punto 3(b) se determinó que δs es igual a 1,14.
Para deformación lateral de norte a sur (combinación de cargas No. 4):
δs M 2s = 1,14 × 164 = 187, 0 ft-kips
M 2 = M 2ns + δs M 2s = −1, 2 + 187, 0 = 185,8 ft-kips
Pu = 1332, 6 kips
•
M2s
(ft-kips)
------164,0
-164,0
328,0
-328,0
328,0
-328,0
Ec. (10-16)
Para las combinaciones de cargas No. 4 y 5:
•
M2ns
(ft-kips)
-2,8
-27,4
-10,2
-1,2
-1,2
-5,1
-5,1
-0,9
-0,9
Para deformación lateral de sur a norte (combinación de cargas No. 5):
δs M 2s = 1,14 × ( −164 ) = −187, 0 ft-kips
M 2 = −1, 2 − 187, 0 = −188, 2 ft-kips
Pu = 1333, 0 kips
11 - 37
38. c. A fin de poder realizar una comparación, calcular nuevamente δs M 2s usando el método del factor de
amplificación de momentos descrito en 10.13.4.3. Usar los valores de ∑Pu, ∑Pc y δs calculados en el punto
3(c).
No.
Combinación de cargas
1
2
3
4
5
6
7
8
9
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
∑Pu
(kips)
25.053
24.795
22.903
21.908
21.908
22.605
22.605
16.106
16.106
δs
------1,38
1,38
1,39
1,39
1,25
1,25
M2ns
(ft-kips)
-2,8
-27,4
-10,2
-1,2
-1,2
-5,1
-5,1
-0,9
-0,9
M2s
(ft-kips)
------164,0
-164,0
328,0
-328,0
328,0
-328,0
M2
(ft-kips)
-2,8
-27,4
-10,2
225,1
-227,5
451,4
-461,6
409,4
-411,2
U = 1, 2D + 1, 6L r ± 0,8W
δs = 1,38 (del punto 3(c))
•
Para deformación lateral de norte a sur (combinación de cargas No. 4):
δs M 2s = 1,38 × 164, 0 = 226,3 ft-kips
M 2 = −1, 2 + 226,3 = 225,1 ft-kips
Pu = 1332, 6 kips
•
Para deformación lateral de sur a norte (combinación de cargas No. 5):
δs M 2s = 1,38 × ( −164, 0 ) = −226,3 ft-kips
M 2 = −1, 2 − 226,3 = −227,5 ft-kips
Pu = 1333, 0 kips
En la siguiente tabla se presenta un resumen de los momentos amplificados para la columna C2 para todas las
combinaciones de cargas.
11 - 38
39. No.
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Combinación de Cargas
1,4D
1,2D + 1,6L + 0,5Lr
1,2D + 0,5L + 1,6Lr
1,2D + 1,6Lr + 0,8W
1,2D + 1,6Lr - 0,8W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr + 1,6W
1,2D + 0,5L + 0,5Lr - 1,6W
0,9D + 1,6W
0,9D - 1,6W
Pu
(kips)
1522,6
1529,0
1400,1
1332,6
1333,0
1380,5
1381,5
978,4
979,3
10.13.4.2
M2
(ft-kips)
---2,8
---27,4
---10,2
1,14
185,8
1,14
-188,2
1,14
368,8
1,14
-379,6
1,10
358,6
1,10
-360,4
δs
10.13.4.3
M2
δs
(ft-kips)
---2,8
---27,4
---10,2
1,38
225,1
1,38
-227,5
1,39
451,4
1,39
-461,6
1,25
409,4
1,25
-411,2
4. Determinar la armadura requerida.
Para la columna de 24 × 24 in., intentar con 8 barras No. 8.
Determinar la máxima fuerza de compresión axial admisible, φPn,max:
(
)
φPn,max = 0,80φ 0,85f 'c A g − Ast + f y Ast
(
Ec. (10-2)
)
= ( 0,80 × 0, 65 ) ( 0,85 × 6 ) 242 − 6,32 + ( 60 × 6,32 )
= 1708 kips > Pu máx. = 1529, 0 kips
VERIFICA
La siguiente tabla contiene los resultados obtenidos de un análisis de compatibilidad de las deformaciones; las
deformaciones de compresión se consideran positivas (ver Partes 6 y 7). Usar Mu = M2 del método P - ∆
aproximado de 10.13.4.2.
21,625"
12"
24"
2,375"
24"
11 - 39
41. Q = 1,87 × 0,12 = 0, 22 < 0, 60
Por lo tanto, la estructura es estable en este nivel. De hecho, si se calcula Q modificado en cada nivel de piso
se puede ver que toda la estructura es estable.
b. Si δsMs se calcula en base a 10.13.4.3, el valor de δs calculado usando ∑Pu y ∑Pc correspondientes a las cargas
permanentes y sobrecargas mayoradas debe ser positivo y no mayor que 2,5. Para verificar la estabilidad, EI
se debe dividir por (1 + βd). En consecuencia, los valores de Pc se deben volver a calcular considerando los
efectos de βd.
107.076
∑ Pc = 1 + 0,87 = 57.260 kips
y
δs =
1−
1
= 3,1 > 2,5
1, 4 × 17.895 ) + (1, 7 × 2261)
(
0, 75 × 57.260
La estructura es inestable cuando se utiliza el método del factor de amplificación de momentos de 10.13.4.3.
11 - 41