06-CIDECT - GUÍA DE DISEÑO PARA PERFILES TUBULARES ESTRUCT

CONSTRUCCIÓN CON P.ERFILES ffiUBUU\FaES O~ á CEF.lO

6

PARA PERFILES TUBULARES ESTRUCTURALES EN APLICACIONES MECÁNICAS

®ODM1 IDíl IDD0íl00® PARA PERFILES TUBULARES ESTRUCTURALES EN APLICACIONES MECÁNICAS

CONSTRUCCION CON PERFILES TUBULARES DE ACERO

Editado por:

Comité Internacional para el Desarrollo y el Estudio de la Construcción Tubular.

Autores:

Jaap Wardenier, Universidad Tecnológica de Delft, Holanda Dipak Dutta, Comisión Técnica del CIDECT Noel Yeomans, Jefe del Grupo de Trabajo Uniones y Fatiga del CIDECT Jeffrey A. Packer, Universidad de Toronto, Canadá Ómer Bucak, Universidad de Karlsruhe, Alemania.

Traductor:

Acentos, S.L.

Revisión:

Pedro J. Landa. Escuela de Ingenieros Industriales Bilbao

PARA PERFILES TUBULARES ESTRUCTURALES EN APLICACIONES MECÁNICAS J. Wardenier, D. Dutta, N. Yeomans, J. A. Packer, ó. Bucak

TÜV-Verlag

Die Deutsche Bibliothek - CIP-Einheitsaufnahme

Guía de diseño para perfiles tubulares estructurales en aplicaciones mecánicas/ [ed. por: Comité Internacional para el Desarrollo y el Estudio de la Construcción Tubular].

J. Wardenier ... [Trad.: Acentos, S.L.]. - Kóln : TÜV-Verlag, 1,998 (Construccion con perfiles tubulares de acero ; 6) ISBN 3-8249-0454-3

ISBN 3-8249-0454-3 © 1/üV-Verlag GmbH, Colonia 1998 Reilizado íntegramente por: TÜV-Verlag GmbH, Colonia Impreso en Alemania 1998

Prólogo

Los perfiles tubulares estructurales circulares y en especial los rectangulares han abierto nuevas posibilidades para el diseño y la construcción en el campo de la ingeniería mecánica.

Además de tener algunas propiedades físicas superiores a las de los perfiles abiertos, las cuales se manifiestan en mayores cargas de pandeo, y mayor resistencia a la torsión y a la flexión multiaxial, ofrecen ventajas especiales en cuanto a la aplicación, fabricación, ensamble y montaje. Existe una gran variedad de tamaños y tipos de acero, lo que permite una adecuada elección en las dimensiones de los elementos y en los materiales. La fabricación se simplifica al usar sencillos métodos de aserrado y de corte y una excelente soldabilidad sin restricciones en los aceros habitualmente utilizados. El ensamble se puede hacer mediante simples tornillos a través de empalmes y placas de testa, a pesar de la dificultad que presenta el atornillado directo. La relación resistencia frente a peso es más favorable en los perfiles tubulares, lo que da como resultado estructuras ligeras, facilitándose la elevación o alzamiento.

Además permiten diseños aerodinámicos, por ejemplo para cargas de viento, incluso con perfiles tubulares rectangulares (RHS) con las esquinas redondeadas. Los perfiles tubulares proporcionan mayor facilidad y seguridad durante la manipulación y el transporte.

Debido a que tienen superficies externas menores, comparados con los perfiles abiertos, los costes del pintado externo frente a la corrosión son más reducidos.

El alto índice de crecimiento en la aplicación de perfiles tubulares en el campo de la ingeniería mecánica demuestra que, desde los comienzos de la producción de perfiles tubulares de acero, los diseñadores y fabricantes han encontrado en ellos un instrumento capaz de alcanzar soluciones óptimas, tanto técnica como económicamente. Sin los perfiles tubulares, las estructuras habrían resultado más pesadas y más caras. Algunas de estas posibles aplicaciones son, por ejemplo, para tráfico y transporte, equipamiento urbano, ingeniería aeronáutica y naval, tecnología offshore, agricultura e ingeniería forestal, grúas y otros equipos de elevación, parques de atracciones, instalaciones de almacenaje, sistemas transportadores, máquinas herramientas y otros tipos de construcciones diferentes (en este libro se muestran varios de estos ejemplos).

El propósito de este manual es demostrar a toda la gente implicada en la ingeniería de proyectos y de productos, incluyendo también a arquitectos calculistas, así como a catedráticos, profesores y estudiantes de centros de formación, que es, sin duda, beneficioso dedicar tiempo a la evaluación de un proyecto o de un producto, para comprobar si el uso de perfiles tubulares de acero proporcionaría mejoras técnicas y arquitectónicas y, lo que es probablemente más importante, ahorraría dinero.

Se considera importante que los ingenieros mecánicos también tengan el suficiente conocimiento sobre el comportamiento estático y a la fatiga de los perfiles tubulares de acero y sus uniones, temas que a menudo no aprenden en las universidades y escuelas técnicas, debido especialmente a que el diseño y la construcción con perfiles tubulares necesitan tener en cuenta muchos aspectos que van más allá de la ingeniería estructural general. Para compensar esta posible falta de información, este libro incluye un capítulo que trata sobre los cálculos estáticos y de fatiga. Sin embargo, para aquellos que deseen profundizar en estos aspectos se les recomienda la lectura de los tres primeros libros de la serie "Construcción con perfiles tubulares de acero".

A continuación se facilita una lista de las guías de diseño en inglés, francés, alemán y español publicadas, así como en preparación: 1. Guía de diseño para nudos de perfiles tubulares circulares (CHS) bajo cargas predominantemente estáticas.

2. Estabilidad estructural de perfiles tubulares.

3. Guía de diseño para nudos de perfiles tubulares rectangulares (RHS) bajo cargas predominantemente estáticas.

4. Guía de diseño para columnas de perfiles tubulares estructurales sometidas a fuego.

5

5. Guía de diseño para columnas de perfiles tubulares rellenos de hormigón bajo cargas estáticas y sísmicas.

6. Guía de diseño para perfiles tubulares estructurales en aplicaciones mecánicas.

7. Guía de diseño para la fabricación, ensamble y montaje de construcciones con perfiles tubulares (en preparación).

8. Guía de diseño para nudos de perfiles tubulares circulares y rectangulares sometidos a ~olicitaciones de fatiga (en preparación).

Ex~resamos nuestro más sincero agradecimiento al Catedrático Dr. Jaap Wardenier de la Uníiversidad Tecnológica de Delft, Holanda, por escribir este libro. También agradecemos las importantes sugerencias y comentarios que aportaron el Dr. ómer Bucak de la Universidad Técnica de Karlsruhe, Alemania, el Ingeniero Diplomado Dietmar Grotmann de la Universidad de Aix-la-Chapelle, Alemania, el Catedrático Dr. Jeff Packer de la Universidad de Toronto, Canadá, y a Noel Yeomans de British Steel Tubes & Pipes, Reino Unido.

Finalmente, agradecemos sinceramente la ayuda de las firmas que son miembros del CIDECT.

D. Dutta Comisión Técnica CIDECT

6

Indice

1

Introducción ........................................................................................................

9

2

Campos generales de aplicación ................................................................... ..

10

2.1 2.2 2.3 2.4 2.5

10 14

2.9 2.10

Tráfico y transporte ..............................................................................................

Equipos de mantenimiento aeronáutico .......................................................... ..

Agricultura e ingeniería forestal .......................................................................... .

Grúas y equipos de elevación ............................................................................ .

Parques de atracciones ...................................................................................... .

Instalaciones de almacenaje ............................................................................... .

Sistemas transportadores ................................................................................... .

Ingeniería offshore .............................................................................................. .

Maquinaria de construcción ............................................................................... .

Varios ....................................................................................................................

40 41 42 45 49

3

Fabricación y montaje ........................................................................................

54

3.1 3.2 3.2.1 3.2.2 3.2.3 3.2.4 3.2.5

Fabricación ...........................................................................................................

Preparación de los extremos de barras ............................................................ ..

Corte por soplete .................................................................................................

Corte por láser ......................................................................................................

Corte por plasma .................................................................................................

Corte plano por aserrado ................................................................................... .

Uniones tubulares simples con aplastamiento de los extremos de las barras de relleno ..................................................................................................

Curvado de perfiles tubulares estructurales ...................................................... .

Curvado en caliente de perfiles tubulares circulares (CHS) ............................ ..

Curvado en frío de perfiles tubulares circulares (CHS) ..................................... .

Curvado de perfiles tubulares rectangulares (RHS) ......................................... ..

Soldadura .............................................................................................................

Procedimiento y secuencia de soldadura .......................................................... .

Nudos soldados de celosías con soldaduras en ángulo y en ángulo/a tope ..

Uniones en prolongación soldadas a tope ....................................................... .

Uniones en prolongación con soldadura de tapón ......................................... ..

Recomendaciones generales sobre soldadura ................................................ ..

Atornillado ............................................................................................................

Nudos en ángulo recto atornillados ................................................................... .

Uniones con bridas ..............................................................................................

Uniones por manguitos ...................................................................................... .

Nudos con extremos de horquilla ..................................................................... ..

Tensor de rosca ....................................................................................................

Tornillos pasantes .................................................................................................

Uniones atornilladas con extremos aplastados ................................................. .

Soporte articulado .............................................................................................. .

Bases de columnas ..............................................................................................

Uniones con cubrejuntas .............................................................. :.................... .

Atornillado de montajes parciales ...................................................................... .

Tornillos de fijación con orificios de acceso manual ......................................... .

Barrenado con fluencia en perfiles tubulares .................................................... .

Unión con tornillos ciegos .................................................................................. .

Unión con tornillos prisioneros .......................................................................... .

2.6 2.7

2.8

3.3 3.3.1 3.3.2 3.3.3 3.4 3.4.1 3.4.2 3.4.3 3.4.4 3.4.5 3.5 3.5.1 3.5.2 3.5.3 3.5.4 3.5.5

3.5.6 3.5.7 3.5.8 3.5.9 3.5.10 3.5.11 3.5.12 3.5.13 3.5.14

3.5.15

26 32

36

54

57 57 58 58 58 64

68 69 69 71 71 72

75 76 77

77

79 79 81 81

82 83 83 83 84 84

85 85 86 87

88 88 7

3.5.16 Recomendaciones generales .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .... .. ..

Montaje ...................................................................................................... ...........

3.6 Transporte y montaje de las estructuras de perfiles tubulares ..........................

3.7

88 88 89

4

91

4.1 4.1.1 4.1.2 4.1.3 4.1.4 4.2 4.2.1 4.2,2 4.213 4.2[4 4.2.5 4.2.6 4.2.7 4.2,8 4.3 4.3.1 4.3.2 4.3.3 4.3.4

5

Factores a tener en cuenta en el diseño de barras.......................................

Propiedades mecánicas.......................................................................................

Aceros estructurales.............................................................................................

Dimensiones de los perfiles tubulares estructurales ........ ..................................

Tolerancias dimensionales de los perfiles tubulares estructurales ........ ............

Formas especiales ...............................................................................................

Comportamiento estático de las barras ............................. ......... ........................

Resistencia, rigidez y capacidad de deformación ........ ......................................

Tracción .. ................ ....... ............... ................ ....... ......................... ........................

Compresión ............. ......... ....... ........................ ....... ......... .....................................

Flexión .................... ........ ........ ........ ........ ........ ........ ......... ......... .................... ........

Esfuerzo cortante .................................................................................................

Torsión .................................................................................................. ................

Presión interna.....................................................................................................

Cargas combinadas ....... ................ ....... ................ ......... ........ .......... .......... ..........

Comportamiento a fatiga de las barras...............................................................

Factores influyentes .................. ....... ........ ................ ................. ...........................

Efectos de la carga...............................................................................................

Resistencia a la fatiga .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. ... .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. ... .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. ...

Coeficientes parciales de seguridad ........... ............... .................. .......................

91 93 94 96 96 97 97 99 101 103 104 104 105 105 105 106 107 108 108

Factores a tener en cuenta en el diseño de uniones....................................

112

5.1 ¡ 5.1 l1 5.1 [2 5.2 5.3 5.3,1 5.3.2 5.4 5.4.1 5.4.2

Capacidad estática de las uniones soldadas......................................................

Capacidad estática de nudos de perfiles tubulares circulares ..........................

Capacidad estática de nudos de perfiles tubulares rectangulares .... ................

Capacidad estática de las uniones atornilladas y claveteadas ..........................

Capacidad a fatiga de las uniones soldadas......................................................

Aproximación geométrica de las tensiones........................................................

Método de clasificación basado en carreras de tensiones nominales..............

Capacidad a fatiga de uniones atornilladas........................................................

Uniones atornilladas sometidas a carga de tracción ...... ...................................

Uniones atornilladas sometidas a esfuerzo cortante..........................................

112 113 122 128 131 131 138 138 138 141

6

142

6.1 6.2

Detallado de uniones.........................................................................................

Uniones soldadas ................................................................................................

Uniones atornilladas.............................................................................................

7

Símbolos ............................................... ............................................................ ...

148

8

Referencias.........................................................................................................

151

Información general sobre el CIDECT Objetivos, ~ctividades, publicaciones, miembros, etc...............................................

155

8

1

142 146

1 Introducción En la actualidad, los perfiles tubulares estructurales se utilizan en numerosas aplicaciones arquitectónicas, y en las ingenierías estructural y mecánica. Los perfiles tubulares tienen propiedades excelentes, en especial para resistir la torsión, la compresión y la flexión en varias direcciones. Además, la forma cerrada reduce los costes de protección, y al mismo tiempo la ausencia de cantos vivos proporciona una mejor protección contra la corrosión.

El perfil tubular circular tiene una forma especialmente atractiva y ofrece una distribución del acero muy efectiva alrededor del eje centroidal. Este perfil opone las mínimas resistencias frente a cargas de viento, agua y oleaje. Sin embargo, a la hora de unir formas circulares entre sí puede que se precise de un perfilado especial. Como consecuencia, los perfiles tubulares rectangulares se han convertido en una alternativa en la práctica, ya que permiten hacer uniones sencillas en las caras planas. Los perfiles tubulares circulares se usan sobre todo en las aplicaciones en las que se prefiere la forma circular por estética, por el tipo de carga (de viento, de agua) o en aquellos casos en los que los aspectos de fabricación no son predominantes. En los otros casos, cuando el perfil tubular resulta la elección más apropiada, el perfil tubular cuadrado o rectangular será, en general, la solución más económica. En casos concretos, una posible razón para elegir perfiles circulares, los cuales • se hacen hasta diámetros muy grandes, es la limitación de la mayor dimensión de perfil disponible para los perfiles tubulares rectangulares.

Existen numerosas normas nacionales e internacionales que describen los tipos de acero, propiedades físicas y tamaños de los perfiles tubulares de acero. Ver por ejemplo [17, 18, 19, 20, 26, 27].

El diseño óptimo de las estructuras hechas con perfiles tubulares precisa conocer el comportamiento de las uniones. Los costes de fabricación, protección y mantenimiento serán mínimos y la estética mejorará si se eliminan las cartelas o las placas rigidizadoras. Así pues, la primera elección debe ser la de la unión directa entre barras. Como las propiedades geométricas de las barras influyen sobre la capacidad resistente de la unión, sólo se puede obtener el mejor diseño si el diseñador comprende el comportamiento de la unión y lo tiene en cuenta desde el diseño conceptual.

Información detallada sobre el diseño de uniones se encuentra en dos de las guías de diseño de CIDECT [49, 63] anteriormente publicadas. Esta guía de diseño para ingeniería mecánica proporciona una orientación simple en formato gráfico para lograr un diseño rápido y mostrar cómo parámetros concretos influyen sobre la capacidad resistente de la unión.

Aunque en algunos países se usan normas especiales para grúas, parques de atracciones, instalaciones, etc., la información suministrada en esta guía se basa en los desarrollos más recientes. El objetivo es profundizar en los diferentes aspectos a tener en cuenta en el cálculo de las barras y de las uniones de los perfiles tubulares utilizados en la ingeniería mecánica y mostrar varios ejemplos de aplicaciones.

1

1

9

2 Campos

aplicación

El campo de aplicación de los perfiles tubulares en !a ingeniería mecánica es amplio. Las aplicaciones son numerosas. por ejemplo, en trenes, camiones. coches, autobuses, contenedores, bicicletas, maquinaría, transportadores, material agrícola, instalaciones para a!macenaje y parques de atracciones [5, 6, 7, 43].

Las razones fundamentales para el uso de perfiles tubulares circulares o rectangulares son principalmente: la relación entre el peso y la resistencia, el área que hay que proteger y conservar, la fácil limpieza y e! aspecto limpio. En este capítulo aparecen fotografías que muestran diferentes aplicaciones.

2. 1 Tráfico y transporte

Figura 2.1 - locomotora

10

Figura 2.2 - Fabricación del chasis de una locomotora

Figura 2.3 - Instalación para esquí. Vista 1

1i

osouL Vista

12

Figura 2.6 ···· Instalación para

Vista4

13

Figura 2. 7 - Vista lateral y trasera de un transporte de automรณviles

14

Figura 2.8 - Vista frontal de un transporte de automรณviles

Figura 2.9 -- Chasis de autocar

15

Figura 2.1 O -- Cabina de seguridad

Figura 2.11 - Bicicieta

Ă­6

Figura 2.12 - Ciclocarro

Figura 2.13 - Plancha de carga de un buque

17

Figura 2.14 -Máquina para transferir petróleo y gas líquido

18

Figura 2.15 - Puente para tuberĂ­as

19

Figura 2.16 - Fuste de montacargas

20

Figura 2.17 ·· Pórtico de señalización en autopista. Vista 1

Figura 2.18 - Pórtico de señalización en autopista. Vista 2

21

Figura 2.19- Vallas protectoras para carreteras

Figura 2.20 - Parapeto para puente de carretera

22

Figura 2.21 - Caballete para soporte del tendido de cables elĂŠctricos para ferrocarriles

Figura 2.22 - Caballete para apoyo del tendido de cables elĂŠctricos en una terminal ferroviaria

23

2.2 Equipos de mantenimiento aeronรกutico.

Figura 2.23 - Plantilla de construcciรณn en la industria aeronรกutica

Figura 2.24-Andamio en un taller aeronรกutico

24

Figura 2.25 路- Plataforma de acceso de carga al avi贸n

Figura 2.26 - Plataforma telesc贸pica de acceso al avi贸n

25

2.3 Agrlcultura e ingenierĂ­a forestal

Figura 2.27 - Arado de rotaciĂłn completa

Figura 2.28 - Detalle de reja de arado conectado al larguero del bastidor

26

Figura 2.29 - Desgarrador y desmenuzador de tierra para la siembra

Figura 2.30 - Cultivador de arrastre

27

Figura 2 .31 - Cosechadora para remolacha

Figura 2.32 -- Detalle de una cosechadora para remolacha

28

Figura 2.33 - Discos para gradar la tierra

Figura 2.34 - Cucharรณn de quijadas

29

Figura 2.35 - Mรกquina cosechadora

Figura 2.36- Cosechadora

30

Figura 2.37 - Pala excavadora universal

Figura 2.38 - Carretilla

31

2.4 Grúas y equipos de elevación

Figura 2.39 - Grúa torre giratoria. Vista 1

Figura 2 .41 - Transporte de grúa torre giratoria

32

Figura 2.40 - Grúa torre giratoria. Vista 2

Figura 2.42 - Grúa móvil

Figura 2.43 - Grúa pórtico para parque de material de acero

33

Figura 2.44 GrĂşas de ribera de muelle

Figura 2.45 - Elevador de contenedores

34

Figura 2.46 - GrĂşa pĂłrtico en un muelle de barcos

Figura 2.47 - Plataforma elevadora de tijera

35

2.5 Parques de atracciones

Figura 2.48 - Noria gigante

36

Figura 2.49 - MontaĂąa rusa

37

Figura 2.50 - Barca gigante

38

Figura 2.51 - Estructura de soporte para un gran tobogรกn acuรกtico

39

2.6

Instalaciones de almacenaje

Figura 2.52 - Construcción de almacén con sistema de estanterías de alto nivel

Figura 2.53 - Detalle del sistema de estanterías de alto nivel

40

2.7 Sistemas transportadores

Figura 2.54 - Instalaciones de transportadores automáticos (Fotografía: Mannesrnann Demag Fordertechník, Wetter/Alemania)

Figura 2.55 -- Instalación de transportador eléctrico por suspensión para chasis de automóviles (Fotografía: AFT Automatisierungs- und Fordertechnik GmbH, Schópfheim/Alernania)

41

2.8 Ingeniería offshore

Figura 2.56 - Plataforma de perforación semisumergible con cubierta para helicópteros

Figura 2.57 ·- Zona inferior de una plataforma de perforación fija

42

Figura 2.58 - Terminal de atraque en alta mar

Figura 2.59- Instalaciรณn de atraque para barcos en alta mar

43

Figura 2.60a - Módulo para viviendas de una plataforma marina durante su elevación con una grúa móvil

Figura 2.60b Subestructura de una plataforma marina

44

2.9 Maquinaria de construcciรณn

Figura 2.61 - Hormigonera de tambor basculante

Figura 2.62 - Excavadora telescรณpica mรณvil

45

Figura 2.63 - Plataforma de acceso para usos diversos en ingenierĂ­a civil

46

Figura 2.64 - Construcciรณn de la estructura de un silo

47

Figura 2.65 - Draga durante la instalaciĂłn de tuberĂ­as

48

2. 10 Varios.

Figura 2.66 - Remolque basculante

Figura 2.67 - Mรกquina quitanieves

49

Figura 2.68 Contenedor para un dep贸sito a presi贸n

Figura 2.69 - Soporte para iluminaci贸n en un estudio de televisi贸n

50

Figura 2. 70 - Radiotelescopio

Figura 2. 71 - Torres de comunicaciรณn

51

Figura 2.72- Estructura de un robot para soldar

Figura 2. 73- Plataforma de servicio de una mรกquina herramienta

52

Figura 2.74- Puente para paso de tuberĂ­as en la cubierta de un buque cisterna de gas lĂ­quido

53

3 Fabricación y montaje La naturaleza nos enseña cómo hay que diseñar las estructuras. Un ejemplo típico de ello se da en la figura 3.1. Se puede deducir de este ejemplo que hay que esforzarse por conseguir una transición totalmente regular en los ensambles, tal como ocurre en las uniones a base de piezas fundidas. Con las uniones soldadas entre perfiles tubulares resulta difícil llevar a cabo dicho criterio, tal y como se muestra en la figura 3.2.

Figura 3.1 - La naturaleza nos enseña cómo deberíamos construir

3.1

Fabricación

Como ocurre con las demás estructuras de acero, el coste total de las estructuras de perfiles tubulares también se ve influido en sentido positivo o negativo particularmente por los costes de producción. Por este motivo, los trabajos de taller, como por ejemplo: - corte o aserrado

54

- preparación de bordes para soldaduras - soldadura o atornillado o combinación de ambos - montaje de las barras o piezas de construcción se tienen que planificar y llevar a cabo cuidadosamente.

Otro método para ahorrar costes es pedir perfiles tubulares en longitudes extra largas en estructuras concretas, y así reducir el número de soldaduras a tope o de bridas o de tornillos (por ejemplo en cordones de vigas en celosía).

Unión en X

> ~ó

t1

b1

~>h, ,,,_."

e,

,? .-

---== f==

f=-- -Unión en K con recubrimiento

1

---j

to

r=M]ho lL:JJ

7 = t1/to 2-y = balto g' = g/to

~

Figura 3.2 - Uniones de perfiles tubulares soldados

La unión directa de dos o más barras de CHS entre sí resulta más complicada y cara que la unión entre barras de RHS, puesto que la intersección entre barras de CHS requiere una curva multiplanar, mientras que para los RHS sólo se necesita un corte plano. El corte en bisel, como preparación de bordes para soldadura de la unión, de los extremos de los CHS resulta también más difícil que en los RHS. Por consiguiente, las construcciones con RHS son, muy a menudo, preferidas a las estructuras con CHS cuando el factor determinante en la elección de los perfiles es el coste de fabricación. Una posible manera de evitar esta ,situación es utilizar modernas máquinas automáticas de corte por soplete, lo cual reduce los costes de fabricación dependiendo del volumen de trabajo. En el capítulo siguiente se · explica esto de forma más detallada. Sin embargo, existen otras razones, como por ejemplo la menor resistencia al viento, la flexión multiaxial o la estética a los ojos de un arquitecto, que conducen hacia la aplicación de los CHS. Para las dimensiones pequeñas de los CHS, también se deben tener en cuenta otras alternativas, como el aplastamiento total (el cual es un caso especial) o parcial de los extremos, con el fin de evitar una costosa fabricación con el perfilado de extremos y la ¡preparación de bordes para soldadura. ·Para estructuras offshore, resulta económico el procedimiento de la completa fabricación de los nudos en el taller, la realización de los tratamientos térmicos y de los ensayos no destructivos necesarios en el mismo y la soldadura de los nudos al resto mediante soldadura a tope en el lugar de ensamblado y formación de la estructura completa (Fig. 3.3). Estas soldaduras a tope a pie de obra son sometidas a continuación, si es necesario, a un tratamiento térmico de calentamiento por inducción.

55

Figura 3.3 -- Piezas de una plataforma de perforaciรณn marina

56

3.2 Preparación de los extremos de las barras En una construcción, la unión entre las barras empieza con la preparación de los extremos de las mismas. En el caso de los perfiles tubulares estructurales, ésta incluye el corte a escuadra, a inglete, el perfilado del contorno y la cizalladura. Los métodos que se aplican con más frecuencia son el corte por soplete y el aserrado; sin embargo, a menudo en las fabricaciones ligeras se llevan a cabo el corte y el plegado simultáneamente en una sola operación, mediante un troquel en una prensa.

3.2.1

Corte por soplete

En general, los perfiles tubulares circulares se suelen cortar por este método, que se puede hacer tanto manualmente como por medio de máquinas. El corte manual por soplete se utiliza principalmente para cortar en la misma obra y para cortar perfiles de gran tamaño.

Existen modernas máquinas de corte por soplete gobernadas por coordenadas, las cuales cortan y dan forma a los extremos del perfil tubular para cualquier combinación entre los diámetros y los ángulos dentro de sus límites de trabajo.

3.2.1.1

Corte por soplete y preparación de CHS

Para el corte por soplete manual se necesita seguir la siguiente secuencia de tareas: - Determinación de la curva de intersección - Creación de la plantilla - Marcado del tubo - Corte manual por soplete - Corrección de los bordes a soldar - Corrección de las curvas de unión para los diámetros internos y externos - Corrección final con una esmeriladora La máquina automática de corte por soplete de la empresa Müller, Opladen, Alemania, introducida en los años cincuenta, se controla mediante un dispositivo de palancas. El ajuste de las palancas resulta sencillo de realizar sin cálculos, dado que los valores de los diámetros de los tubos, los ángulos en bisel y a inglete, y la excentricidad se pueden introducir directamente en la máquina. Esta máquina corta en bisel, a inglete y las curvas de intersección entre tubos de forma automática con un cortador por soplete orientado. Está provista de propulsión mecánica y de un sistema reproductor de plantillas que permite a la máquina cortar otras formas de intersección, las cuales no se pueden hacer utilizando el sistema de palancas. Todas las curvas de intersección se pueden cortar con el chaflán de soldadura apropiado, lo que significa una importante reducción de los costes de preparación.

Las instalaciones de corte diferencian entre las construcciones tubulares y las tuberías de conducción. Para las tuberías de conducción la fabricación se lleva a cabo mediante la penetración de un tubo en otro, mientras que para las estructuras tubulares es necesario un acople (machiembrado) de los mismos. La figura 3.4 muestra esto esquemáticamente.

Tubo principal

Tubo acoplado

Tubo acoplado colocado sobre el tubo principal

Tubería principal

Tubería penetrante

Tubería penetrante introducida en la tubería principal.

Figura 3.4- Posibilidades de corte de tubos mediante corte mecánico por soplete y esmeriladora de la

,empresa Müller, Opladen

57

En la construcción tubular, hay que adaptar el diámetro interno del tubo acoplado (d 1 ,n) al diámetro externo del tubo principal (d 0), mientras que en las tuberías de conducción el diámetro externo de la tubería penetrante (d 1) se tiene que corresponder con el diámetro interno de la tubería principal (d 0, ,J En la actualidad, existen en el mercado varias máquinas de corte por soplete asistidas por or<tlenador. El funcionamiento de estas máquinas es muy sencillo y normalmente las pueden gobernar personas con la formación adecuada. La precisión y repetibilidad del corte son muy buenas comparadas tanto con las máquinas de corte tipo palanca como con las de corte manual por soplete. Esto también ofrece ventajas para la soldadura.

Estas modernas máquinas permiten las siguientes posibilidades de corte: - l1nglete simple o doble.

- Ajuste concéntrico o excéntrico.

- !Penetración concéntrica y excéntrica.

- treparación automática para soldadura.

- tros ajustes especiales.

El jemplo siguiente demuestra lo económica que resulta la aplicación del corte por soplete asistido por ordenador al compararla con el corte manual por soplete: Uria máquina asistida por ordenador tarda 40 minutos, incluido el tiempo de programación, en cortar un tubo circular de 0 850 x 40 mm para una determinada unión tubular, mientras qu'3 el mismo trabajo realizado mediante corte manual por soplete requiere alrededor de 12 horas, obteniendo una calidad del corte inferior.

3.2.2 Corte por láser n el desarrollo de los nuevos aparatos láser con eficacia creciente, el corte por láser está uiriendo cada vez mayor importancia. El control es casi idéntico al de la máquina de te por soplete asistida por ordenador, pero el medio de corte son los rayos láser. Hoy en se pueden hacer cortes de tubos con espesor de pared de 16 mm sin ningún problema. ventajas del corte por láser son: - 1 zona afectada por el calor (HAZ) es muy pequeña.

- atios de corte muy elevados, de hasta 1Om/min.

- olerancias de corte muy pequeñas.

Si~ embargo, la desventaja que actualmente presenta es el alto coste de la inversión.

3.:;t.3 Corte por plasma En el corte por plasma, el material se derrite mediante un arco eléctrico concentrado. Debido a lf:l alta concentración de energía, el corte es más rápido que con los otros métodos y en la ~ayoría de los casos se obtienen cortes sin ninguna distorsión.

Ac ualmente, hay pequeñas máquinas compactas transportables, así como instalaciones de gran capacidad. La intensidad de corriente es de 40 a 120 A y la tensión de entre 80 y 12 V. Para cortes de calidad, la capacidad de corte puede llegar hasta los 35 mm de es esor de material, aunque se puede llegar hasta los 45 mm con cortes de calidad reducida.

3.2.4

Corte plano por aserrado

El aserrado se suele realizar utilizando una robusta sierra circular con avance hidráulico o una robusta sierra de banda. También se pueden emplear los siguientes aparatos dependiendo de la calidad y de la precisión del corte deseadas: - Muela de rectificar !Proceso rápido, falta de precisión, con pronunciadas rebabas - r.isco dentado de acero ; roceso rápido pero impreciso, con metal fundido que produce grandes cantidades de

ebabas.

58,

- Fresadora Velocidad relativamente baja, con alto nivel de precisión y ausencia de rebabas. Ritmo de trabajo satisfactorio.

Actualmente en el mercado se pueden encontrar los tipos de maquinaria para aserrado que se indican a continuación. Son una muestra de los importantes avances en la maquinaria de corte y de las mejoras de los procesos de fabricación.

1. Equipos de corte con avance manual.

2. Instalación de corte semiautomática.

3. Instalación de corte automática.

4. Instalación de avance de la pieza.

Las máquinas automáticas de corte por soplete, asistidas por ordenador o gobernadas por palancas, se utilizan para cortar las curvas de intersección multíplanares precisas para unir los perfiles tubulares circulares entre sí. Sin embargo, esto supone altos costes de inversión, por lo que muchas pequeñas y medianas empresas no deciden comprarlas. No obstante, las curvas de intersección multiplanares se pueden sustituir por varios cortes planos, empleando el procedimiento del aserrado, en función de los diámetros relativos de !os tubos usados en la unión. Una condición necesaria es que el nudo fabricado por este método debe tener aproximadamente la misma capacidad resistente frente a carga que el nudo obtenido por perfilado utilizando la máquina automática de corte por soplete. Al mismo tiempo, es importante conocer la separación entre los extremos de las barras de relleno y el cordón para poder unirlos con la soldadura.

Figura 3.5 - Nudo fabricado por aserrado de corte plano antes de soldar (se introducirá una placa entre las barras de relleno).

El tamaño de la separación depende de los siguientes factores: i . Número de cortes planos.

2. Relación entre diámetros d/d 0 • 3. Espesor de pared de la barra de relleno.

4. Ángulo de inclinación de la barra de relleno con respecto al cordón.

El procedimiento más simple es el de un único corte plano. Sólo se puede aplicar a nudos con relaciones d/d 0 muy pequeñas.

59

Cuando se une una barra de relleno de CHS a un cordón de CHS de diámetro bastante mayor (Fig. 3.6), el primer elemento se puede cortar plano en el extremo, si se verifica la condición de que:

91 ::; t, siertldo t, el menor de los dos valores t0 y t 1 • Otra condición, más general, es:

92 ::; 3 mm

Fig~ra 3.6 - Unión entre CHS con un único corte plano en el extremo de la barra de relleno

Cordón

2ro

,

1

h

y,

2 .. ~ do +V~r,;¿l-4 2 h sen e = 9 -90º + are tan ( h e ) r 1 - eos h sen e ª2 = 90° - e + are tan ( ) do2 4

Separación máx. para soldar Jm = - ( - +

a,

2

r,

r 1 + h cos 8

'f do2_ 4 r,2

x¡

=V, 2sen0

Xc

= x 1 -d1 tan

x,

=-2-

d1 +2tana,

a,

X¡+ Xc

x 2 = ~1 ( tan a 1 + tan a 2) 1

Figura 3.7a - Unión entre CHS con dos cortes planos

60

Cordón

2

ro

Barra de relleno

1-3~:!~~do ~ = are cos - --y~- 22 -11 ( V;(;:- + 1 - - 1) 2r1 2r1 2 4r1

h' = .

.!.2 .,V1do2 - 4r12 sen 2

h

<1>

d Y= ( 1-r1 cose/)) (tan 2

a,

=

2

= 8-90º + are tan ( X¡

x, - - 2 _X¡+ Xc

h' d1 Y1 = - - -tana3 • sen e 2

+tana3)

- 2- - - - -

Separación máx. para soldar Jm =Vd~

a,

r 1 cose/) z=~

do - h'

x2 =v+v2-xc

h' d1 +tana3 2 sen e

+ r¡2 cos2 e/) - d~

h sen e ) r, - h cos 0 - z sen 0 =y+ Y1

Y2

Xc

h sen 0 ) <X2 = 90° - 8 + are tan ( - - - - - - r, + h cose - z sen e

= X¡- d1 tan

a,

h'

x3 = sene-xi

Figura 3.7b - Unión entre CHS con tres cortes planos.

11

61

La tabla 3. 1 muestra las combinaciones límites recomendadas entre barras de relleno y cordones para el nudo tipo de la figura 3.6 con la condición g 2 s; 3 mm.

Tabla 3.1

[i--::::~~ F::::~;, ~ ·-t +

,-----·-'

0:13,3 1

i

60,3 76,i

·1

~~

~;,

1~~:: ·;- :::: ---_ _ J______ _ 26,9 -· _ i 14,3 1 42,4 33,7 ·- ... 139,7_~ 48,3 33,7 168,3 ¡ 48,3

·~ 1

L _ _____ - - .. _,,,_._ - - - - - - - · - - - - - - · · - - - - ·

Las relaciones grandes de d,f d0 conducen a grandes separaciones para la soldadura; sin embargo, no influyen de manera negativa en la capacidad resistente del nudo. La verdadera desventaja de una separación grande es el alto coste que supone la soldadura entre ambos elementos.

Las figuras 3.7a y 3.7b [56] muestran la configuración y la geometría de los nudos de CHS con dos y tres cortes planos. Las fórmulas de cálculo están bajo los dibujos.

Figura 3.8 ··· Extremos de barras de reíleno de CHS con cortes simple y doble

62

Figura 3.9 - Unión soldada con los extremos de las barras de relleno de CHS aplastados

Figura 3.1 O -· Unión atornillada con los extremos de las barras de relleno de CHS aplastados (para incrementar la capacidad resistente de la sección transversal debilitada por el agujero del tornillo, los extremos aplastados de las barras de relleno están reforzados con placas)

63

3.a.s '

Uniones tubulares simples con aplastamiento de los extremos de las barras de relleno

Para evitar complicados cortes al obtener las curvas de intersección y los chaflanes nepesarios para soldar, en muchos casos los nudos se hacen con los extremos de los tu~os aplastados. La unión en una estructura se hace bien sea con tornillos o con soldadura.

Para algunas construcciones, el aplastamiento parcial o plegado ha probado ser adecuado.

Lo~ extremos aplastados de los tubos presentan ventajas especiales en uniones atornilladas co bridas (figura 3.13). Los tornillos se colocan entre los tubos adyacentes para que el es esor de la placa de testa pueda ser menor. Este tipo de unión es especialmente adecuado pa a construcciones temporales.

Ot os campos de aplicación de los tubos con extremos aplastados son los arriostramientos fre te a viento lateral, andamios, postes, grúas torre giratorias, puentes grúa, pequeñas vi as en celosía, etc.

El plastamiento se puede llevar a cabo con el material caliente o frío.

P a el aplastamiento en caliente, sólo se calienta la zona afectada por el aplastamiento ha~ta una temperatura de unos 750 ºC. El calentamiento se puede hacer con electricidad, so lete oxiacetilénico, o con sopletes de butano o propano.

El plastamiento en frío es rápido y sencillo. Se realiza mediante un aparato aplastador con d placas cortantes en forma de V, que aplastan y cortan el tubo simultáneamente, o m diante una prensa, que aplasta extremos ya serrados.

El ipo de troquel determina la forma del aplastamiento; si el troquel es simple, la longitud f. será de entre 1,2 d y 1,5 d, tal como se muestra en la figura 3.15. Los bordes del troquel de en estar redondeados para que no se produzcan quiebros en el metal causantes de las g~i tas transversales.

El grado de deformación en frío puede influir de manera negativa en la soldabilidad del m terial. La información facilitada en algunos códigos, como por ejemplo en el Eurocódigo 3, ~orrespondiente a la soldadura en zonas conformadas en frío no es en absoluto aplicable te problema. Lo han confirmado los resultados de los ensayos realizados. Para co probar la suficiente soldabilidad de determinados materiales de tubos, también en estado d aplastado en frío, se pueden tomar sencillas muestras para ensayar. La figura 3.17 puede se vir como recomendación.

Al unos tubos conformados en frío pueden sufrir grietas a lo largo de la costura de soldadura d rante el aplastamiento. Si esto ocurre, la grieta se puede reparar soldándola. Si al inicio d I trabajo aparecen grietas en la costura de soldadura, normalmente se pueden eliminar d viando la costura de la línea de máxima deformación.

E aplastamiento de extremos en los perfiles tubulares rectangulares (RHS) no es un p cedimiento muy común.

S pueden ocasionar grietas debido a que el material se deforma plásticamente durante el pr ceso de aplastamiento en frío y a que las deformaciones se producen tanto en dirección lo gitudinal como en transversal. Los factores que influyen en la aparición de estas grietas so: - la capacidad de deformación plástica del material del tubo, sobre la cual influye specialmente la composición química.

- la relación entre el diámetro con respecto al espesor de pared (d/t}.

1 ángulo de inclinación de la zona de transición.

- la forma de la zona de transición.

- ' a longitud de la zona completamente aplastada.

ªf

641

Figura 3.11 - Dos variantes de uniones de las barras de relleno con los extremos aplastados en viga carril de puente grĂşa

65

Figura 3. 12 - Ejemplo de diserio de un nudo con los extremos parcialmente aplastados o plegados

Figura 3. í 3 - Nudo de unión con brida o placa de testa con los extremos de los tubos aplastados. La disposición de los tubos admite rigídízadores en placas de testa delgadas

Figura 3. i 4 ·- Aplastamiento en caliente

66

2 1,2 d < 1 < 1,5 d

Figura 3.15 - Aplastamiento en frío del extremo de un tubo

al

b)

e)

ltl 1

.

1

\

r

V 1 1

I \

'

~

\ 1

Figura 3.16 - Formas estándar de extremos aplastados

Tubo en estado inicial

Tubo completamente aplastado y a continuación soldado Dirección (j) grado de deformación variable Dirección® calentamiento variable

Muestra@

' Figura 3.17 - Muestras para comprobar la capacidad de aplastamiento de un tubo conformado en frío

67

Los múltiples ejes de deformación pueden dar lugar a la aparición de grietas y hacer que resulte más d[fícil predecir el comportamiento de las deformaciones basándose en los datos de los materiales, como, por ejemplo, la resiliencia, acritud, etc.

El conocimiento procedente de las investigaciones experimentales realizadas indica que la cualificación de un tubo para ser aplastado se puede comprobar de manera sencilla mediante ensayos especiales de muestras plegadas transversalmente. Si se utilizan secciones conformadas en frío, estos problemas se pueden evitar con la conformación en caliente, aunque en este caso es posible que el material pierda resistencia. Para el cálculo de estas uniones, ver las referencias [44, 56].

3.3 Curvado ele perfiles tubulares estructurales Los tubos se pueden curvar en caliente o en frío. Durante esta operación podrán aparecer pliegues en la zona interna comprimida y el espesor de la zona externa alargada disminuye.

Para evitar !a formación de pliegues y la ovalización, son favorables los siguientes condicionantes:

Figura 3. i 8 --- Máquina de curvado por inducción

68

a) Bajo límite elástico del material. b) Alta resistencia última del material. c) Considerable alargamiento en la rotura a tracción (por lo menos un 20%).

Otros parámetros determinantes son la relación entre el espesor de la pared con respecto al diámetro del CHS (o a la altura del RHS) y la relación del radio de curvado con respecto al diámetro del CHS o a la altura del RHS [31].

3.3.1

Curvado en caliente de perfiles tubulares circulares (CHS)

"Hamburger Rohrbogenwerk" fue el inventor y propietario de la patente del clásico 1

lprocedimiento de conformado en caliente para fabricar tubos curvados, soldados o no, sin !pliegues ni costuras, rellenándolos con arena. Aunque el radio de curvado sea muy pequeño, el espesor de pared del lado externo no disminuye con este método, el cual consiste en calentar un tubo a una temperatura de entre 850 y 11 OOºC y después pasarlo por un mandril cónico interno, en el cual se produce simultáneamente el aumento del diámetro así como el radio de curvatura de curvado deseado.

Otro método de curvado más moderno utiliza el calentamiento por inducción. La figura 3.18 muestra una típica máquina de este método.

Esta máquina funciona bajo el principio del calentamiento por inducción en una corta longitud de material y bajo un estricto control de temperaturas. Consta de dos brazos curvadores, lo que permite un campo de variables mucho más amplio con respecto al diámetro, espesor de pared, radio y ángulo de curvado. Estas máquinas permiten producir piezas con curvados fe radio muy pequeño, incluso en tuberías con grandes diámetros y espesores de pared.

~.3.2 Curvado en frío de perfiles tubulares circulares (CHS) 1

Los cinco métodos descritos a continuación se están utilizando mucho: 1) Curvado en frío por presión: Esta operación consiste en colocar un perfil tubular entre dos rodillos fijos y curvarlo por el desplazamiento del conformador central, normalmente conectado a un empujador hidráulico (figura 3.19).

/

!// //

//

//

<__,,

....--,

~...::..,"

Lc:r~ ".

o

Parte móvil - en blanco Parte fija - en negro

""""~ s

.,>

Figura 3.19 - Curvado en frío por presión

igura 3.20 - Curvado en frío utilizando un sistema de enrollado

69

2) Curvado en frío utilizando un sistema de enrollado: El perfil tubular está sujetado por una zapata o mordaza, unido firmemente a un conformador circular "b". Una zapata deslizante "c" gira y empuja al tubo hasta introducirlo n el rebajo del conformador central "b" (figura 3.20).

3) urvado en frío mediante una "caja conformadora". n vez de pasar el perfil tubular por una herramienta conformadora, como en 2), se ~ntroduce en una caja conformadora preperfilada. Este método sólo resulta económico cuando se hacen muchos curvados utilizando el mismo tamaño de perfil tubular.

+ 1 ·

1

L .J

F;jf" 3.21 - Cmvado eo Mo " " "caja coofocmadoca' 4) Curvador de rodillos.

El curvado se consigue pasando los perfiles tubulares a través de tres rodillos. Los tres pueden ser motrices, pero el central, que determina el radio, puede actuar simplemente de guía. Este método es, en general, el preferido por los fabricantes de acero (figura 3.22).

+

Figura 3.22 - Curvado en frío por rodillos

5) Curvado mediante cortes a inglete o muescas en "V".

Una curva aproximada se obtiene uniendo con soldadura las secciones rectas de los cortes. Los extremos se habrán cortado previamente con el ángulo adecuado (figura ~.23).

Figwa 3.23 - Corte a inglete y soldadura

70

3.3.3 Curvado de perfiles tubulares rectangulares (RHS)

Normalmente se emplean tres métodos en el curvado de perfiles tubulares cuadrados o ·rectangulares, que son: 1. Curvado en frío, utilizando una máquina de tres rodillos (figura 3.22).

2. Curvado en caliente, utilizando calentamiento por inducción con un brazo radial que controla el radio (figura 3.18).

3. Corte a inglete y soldadura (figura 3.23).

La elección del método está básicamente gobernada por el tamaño de la sección y el radio requerido, pero existe una gran zona de solape en la que se puede utilizar cualquier método.

En general, cuando se curva un perfil tubular de lados planos, la parte interior se comprime, la pared exterior se estira y la lateral muestra ambos comportamientos. Si se desea obtener un curvado muy cerrado de un perfil con una relación grande entre el ancho y el espesor de la pared, se puede producir la convexidad en una o en las dos paredes laterales y concavidad en el lado interno (figura 3.24). La altura de la zona curvada se verá algo disminuida, de nuevo dependiendo de lo pronunciado que sea el curvado. Por consiguiente, hay que contrastar que el adelgazamiento de la pared y la reducción de la sección cumplen con los requisitos de las especificaciones de la obra [31].

Antes del curvado

Después del curvado

¡--·

b

b'

·1

t

0] DJ

Figura 3.24 - Secciones características de RHS antes y después del curvado en frío

:3.4 Soldadura

Los perfiles tubulares estructurales se suministran, en su mayor parte, según las especificaciones nacionales e internacionales, las cuales cumplen con las normas sobre soldadura. Sin embargo, la soldabilidad depende tanto de la composición química del acero como del método de soldadura. La composición química es uno de los parámetros, el cual influye sobre la susceptibilidad a la rotura en frío de la zona afectada por el calor y se mide a menudo por el Valor del Carbono Equivalente CEV tal y como se indica a continuación: Mn

CEV

= C + ~- + 6

Cr

+ Mo + V

Ni+ Cu

+ 5

15

Para espesores de pared inferiores a 16 mm, generalmente se acepta que si CEV < 0,40 no ;aparecen grietas. Para 0,40 < CEV < 0,45, hay que tomar algunas precauciones dependiendo · del proceso de soldadura. Para un CEV mayor que 0,45, normalmente se necesita un precalentamiento.

Existen muchos métodos de soldar, como por ejemplo soldadura manual, semiautomática, soldadura con máquina o automática, etc. Por lo general se utilizan los dos primeros en el caso de perfiles tubulares. La soldadura manual por arco (MMA) se utiliza de forma habitual para soldar en la obra y cuando el acceso para soldar está limitado. La soldadura semiautomática con gas inerte (MIG), que usa una alimentación continua de alambre junto con una pantalla de gas inerte y que requiere el manejo manual del soldador durante la soldadura, predomina en la fabricación en taller. Para algunas aplicaciones concretas, con cantidades considerables de piezas similares, la soldadura por fricción también puede resultar una buena alternativa, en especial para uniones de extremo o con bridas en los CHS. 1 1

•

71

La selección de los electrodos depende de las condiciones técnicas de operación. Los par~metros incluyen a los tipos de acero, temperatura y humedad, configuración del nudo, así~como detalles geométricos y posición de soldadura. Cuando hay que soldar entre sí do tipos diferentes de acero, siempre se debe adoptar el procedimiento de soldadura cor espondiente al tipo de acero superior. Además, es aconsejable obtener información de los ~abricantes de los electrodos sobre las características funcionales de los mismos para apliicaciones concretas.

La figura 3.25 describe la soldadura semiautomática (MIG) con un electrodo de alambre (tamaños de alambre 0,8, 1,O y 1,2 mm) y un gas protector (C0 2 , argón/C0 2 y mezcla de argón y oxígeno) dependiente del alambre.

Electrodo de alambre -

Figura 3.25 - Procedimiento de soldadura semiautomática (MIG)

Se ¡rata de un proceso de soldadura rápido, con el que se pueden reducir los costes de fab icación. Sin embargo, el espacio necesario para la boquilla de la pantalla de gas puede limi ar bastante el acceso para soldar, a pesar de que existen diferentes formas de boquilla.

3.4, 1 Procedimiento y secuencia de soldadura Para. uniones uniplanares y en especial para las multiplanares, hay que mantener la secuencia de $oldadura apropiada y las soldaduras no deben empezar o terminar en una esquina (de RH$). Además, es preferible evitar soldaduras con varias pasadas, siempre que sea posible.

Esto puede que sea necesario tenerlo en cuenta cuando posteriormente hay que soldar otra barra en la unión (nudo).

Dependiendo de la posición y de la movilidad de los elementos de construcción, se muestran a cdmtinuación cuatro posiciones para soldar en nudos de perfiles tubulares estructurales, juntp con la secuencia de soldadura.

1) ~oldadura circular de 360º.

Se realiza una soldadura hacia abajo (plana), mientras la sección gira 360º en sentido dontrario a las agujas del reloj (figura 3.26).

Electrodo

I

Figura 3.26 - Soldadura circular de 360º

72

2) Soldadura vertical ascendente de 180º.

Para la construcción de vigas en celosía, todas las soldaduras se realizan en la parte superior y después el panel gira sobre sí mismo (180º) para completar la operación (figura 3.27).

Panel trasladado 180º

I

~\

[+: l .

(j)

'

1

~

\'i

r®-1

·+-·

Panel trasladado 180º

+-)

Figura 3.27 - Soldadura vertical ascendente de 180º

3) Soldadura vertical ascendente.

Esta posición, aunque poco habitual, sólo es válida cuando los perfiles tubulares no se pueden mover (figura 3.28).

1

~igura 3.28 - Soldadura vertical ascendente

14) Soldadura horizontal.

Esta posición es necesaria cuando las barras están en posición vertical y no se pueden mover (figura 3.29). Si las barras se encuentran en posición horizontal, las soldaduras se realizan en posición vertical.

73

Fra 3.29 - Soldad"'ª hocl,ootal

~1~

l.,

bo

.. 1

Soldadura detalle Borde preparado a escuadra con respecto a la barra de relleno.

1

x1

y1 KS\\\~~

e<

60°

¡=lf'

3Tmmáx.

3 mm máx.

-t

z1

\~mi L

e>

L

Donde b1 < b 0 3 mm máx.

x2

~u~

3mm máx.

t

y2

t

z2

l1ajjH

3 mm máx.

3 mm máx.

60º

H mín. = t 1 ......,.

1.·r

t1

-ir

xt

f

!

H mín. = 11

i

y3

~º~~f to

3 mm máx.

Fig ra 3.30- Soldaduras en ángulo y a tope entre perfiles tubulares rectangulares en nudos de celosías

74

3.4.2 Nudos soldados de celosías con soldaduras en ángulo y en ángulo/a tope Las uniones en los nudos entre perfiles tubulares se hacen con soldadura en ángulo o una combinación en ángulo y a tope (de bordes curvados) dependiendo del espesor de pared de las barras y de la configuración del nudo.

Las figuras 3.30 y 3.31 muestran las condiciones básicas para aplicar soldaduras en ángulo y a tope para las uniones entre perfiles tubulares en los nudos [25].

X

Av

~-----

Soldadura detalle Borde preparado a escuadra con respecto a la barra de relleno.

\

=sL-t

3 mm máx.

~

y1

y2

3 mm máx.

d,

)t1

3mm má,.

~_ut

H

t 3 mm máx.

z1

~ t1 ¡+--

~ t

L

L('1

3 mm máx.

x2

_j

z2

'ª~/\

L

iH

' t ssssssssssss:sz

3 mm máx.

mín.

f

= t1

Figura 3.31 - Soldaduras en ángulo y a tope entre perfiles tubulares circulares en nudos de celosías

Dependiendo del ángulo de intersección entre los ejes de las barras de relleno y el cordón y del espesor de pared de la barra de relleno, las soldaduras en ángulo o a tope se aplican en la cumbre (punto X en las figuras 3.30 y 3.31): :e,; 60º, todos los espesores: soldadura a tope (detalle X1)

e e > 60º,

t 1 < 8 mm: \ ~ 8 mm:

soldadura en ángulo (detalle X2 ) soldadura a tope (detalle X3 )

75

Para el valle (punto Y), se utilizan soldaduras en ángulo o a tope, dependiendo de las cot11diciones siguientes: t 1 .¡: 8 mm, d/d O o b/b O :s; 0,85: soldadura en ángulo (detalle Y1 ) t1 8 mm, d/d O o b/b O = 1,0: soldadura a tope (detalle Y2 ) t 1 ~ 8 mm: soldadura a tope (detalle Y) Erl el talón de la barra de relleno, el espesor de la pared de la barra determina la aplicación de soldaduras en ángulo o a tope. Se recomienda un ángulo e ~ 30º para asegurar la ad cuada penetración de la soldadura. t 1 8 mm: soldadura en ángulo (detalle Z1 ) t1 mm: soldadura a tope (detalle Z2 ) En el caso de una soldadura en la intersección entre barra de relleno y cordón con una co binación de soldaduras en ángulo y a tope, la transición entre la soldadura en ángulo a I de a tope debe ser continua y sin brusquedad. En un nudo de intersección únicamente corn soldadura a tope, el ángulo en la intersección entre las barras cambia de un punto a otr alrededor del perímetro de la barra de relleno.

Se ebe observar que la resistencia de la soldadura en ángulo está gobernada por el espesor rer "a" de la garganta de soldadura y no por la dimensión "l.'.' (ver capítulo 5).

]ª

3. 3 Uniones en prolongación soldadas a tope

La uniones de empalme o en prolongación con soldaduras a tope pueden alcanzar la tot lidad de la resistencia del elemento más débil cuando la soldadura ha penetrado co pletamente y se ha usado el electrodo adecuado para el tipo de acero utilizado.

Las tablas 3.2 y 3.3 muestran las preparaciones para soldar este tipo de uniones con y sin anillo interior. Hay recomendaciones en varias especificaciones, en las que los detalles pueden diferir ligeramente de unas a otras. La figura 3.32 indica la preparación de los exUemos de las barras cuando los espesores de pared de las mismas difieren entre sí.

Tat la 3.2 Uniones en prolongación sin anillo interno

t spesor de

Aplicación

1~ared mm

Tipo de Preparación soldadura de soldadura

!

'Hasta3

en un lado

tipo 1

~~~

a

b

c

grados

t

-

~60

de Oa3 mm

-

60

de0a4 mm

-

-JI.- t b

a De3a20

en un lado

tipo V

_, f ~~ b

a Hasta20

en un lado

tipo Y

~_j

~

de 1,5a4 mm

_J~~ b

IDe 3 a 20

en un lado

de 6 a 20

en ambos lados

'

76

r--;,

Soldadura de 45 a 60 de bordes ~ ~ _ j _J~ tt curvados

de Oa3 mm

-

Tabla 3.3 - Uniones en prolongación con anillo interno

D-

Preparación para Soldar a tope

Espesor de pared t 0 ,

Espesor del anillo interno

s

V

mm

V

Q__J

~to

t0

Mín

Máx

Mín

Máx

Mín

Máx

mm

mm

mm

mm

mm

mm

3

3

5

3

3

5

5

6

3

5

6

6

8

3

6

< 20

5

8

2,5

3

6

8

10

3

3

10

>SOº

~_j 5

L~,~~to r -J 1- t-i"1 V

>30°

o

_J

s Lt' 7 "cTh ~:}, to r -J 1.- t,1

20:,; t0

:,;

30

2

V

'3.4.4 Uniones en prolongación con soldadura de tapón (figura 3.33)

Esta unión consiste en una longitud de barra insertada en el interior del perfil tubular y soldada en el lugar adecuado mediante el proceso de tapón. Se puede dejar intacto el extremo libre de la barra para soldar a tapón, o bien se puede taladrar un orificio para atornillar en obra. Se trata de una unión mecánica ligera, apropiada para barandillas o guardaraíles.

Otro tipo de nudo soldado por tapón utiliza un manguito de unión que lleva incorporados dos casquillos de acero perfilados (figura 3.34).

3.4.5 Recomendaciones generales sobre soldadura 1

¡1. Las soldaduras con tamaños excesivos se deben evitar en la medida de lo posible. Deben tener el tamaño mínimo con respecto a la carga que tienen que soportar y las condiciones de trabajo, lo cual también contribuirá a minimizar la distorsión.

2. El ángulo de intersección entre una barra de relleno y un cordón en un nudo de celosía debería ser de 30º o mayor para garantizar la penetración de la soldadura en el talón.

3. Para reducir la distorsión, se deben mantener las secuencias de soldadura recomendadas que se indican en las figuras 3.27 y 3.28. También se evitará comenzar y terminar en las esquinas de los RHS. Esto último es muy importante para nudos críticos a fatiga debido 77

a que las imperfecciones de soldadura en las esquinas originan grietas de fatiga prematuras.

4. En general los aceros estructurales, utilizados en las construcciones tubulares, no precisan precalentamiento alguno antes de soldar. Sin embargo, cuando las superficies a soldar están mojadas o la temperatura ambiente es de 5º ó menos, hay que aplicar un precalentamiento hasta que las secciones estén templadas al tacto en una distancia no inferior a 75 mm a cada lado de la unión.

5. Soldar perfiles tubulares galvanizados o zincados no presenta dificultad, pero se necesita una ventilación adecuada para eliminar los humos de la volatilización del zinc. Para soldar perfiles tubulares galvanizados y con revestimiento metalizado, el método correcto consiste en volatilizar el revestimiento con un arco alargado y entonces llevar a cabo la soldadura. Una vez realizada, el revestimiento de zinc se puede volver a aplicar mediante metalización con pistola o pintura con gran proporción de zinc.

Aceptable cuando t2 - t 1 ~ 0,5 · t 2 ~ 3,5 mm

Aceptable sin restricciones. Ángulo de inclinación a de 30º máx., preferiblemente más pequeño

Dif~rencia de espesor > 1:,5 mm pero< 3 mm

Diferencia de espesor de hasta 1,5 mm

~~

Inclinación no mayor de 1 a 4

Diferencia de espesor superior a 3 mm

Figura 3.32 - Preparación de bordes para soldar en prolongación perfiles tubulares con diferentes espesores de pared

-+·+ Soldadura de tapón

Clavija: Taladrada para atornillado Lisa para soldadura de tapón

Extremo a acoplar taladrado

Figura 3.33 - Unión soldada en prolongación con una barra maciza

Figura 3.34 - Unión en prolongación de RHS con casquillos soldados

78

3.5 Atornillado La unión mediante tornillos entre dos perfiles tubulares o entre un perfil tubular y uno abierto o a una placa directamente puede resultar difícil, a menos que el nudo esté colocado cerca del extremo abierto del perfil tubular, o que se tomen medidas especiales tales como cortar un orificio, para acceso manual, en el perfil tubular estructural con el fin de poder apretar el ornillo desde el interior o utilizar tornillos "pasantes" o "ciegos". El motivo de esta situación ' special es evidente, puesto que el perfil tubular únicamente permite libre acceso al exterior, ~ cualquier acceso al interior está muy restringido.

Sin embargo, las uniones atornilladas continúan siendo preferibles en muchos casos, a pesar de que presentan inaccesibilidad al interior del perfil tubular. No obstante, en estos casos, los perfiles tubulares se pueden unir de forma indirecta soldando a los perfiles bridas o cartelas laterales y uniendo las placas con tornillos. Para uniones en obra entre montajes parciales prefabricados soldados, se pueden emplear los métodos antes descritos, lo que hace posible que dichas uniones atornilladas resulten sencillas y económicas. A continuación se describen los principales métodos de montaje por atornillado.

La mayoría de las uniones atornilladas se pueden desmontar. Se prefieren para el montaje en obra para no tener que soldar allí, ya que se pueden producir errores en la soldadura debido a las adversidades ambientales. Además, la soldadura en obra resulta bastante rás costosa que el atornillado en la misma.

3.5.1

Nudos en ángulo recto atornillados

Figura 3.35 - Unión con bridas en una intersección en ángulo

Se trata de una disposición sencilla y económica con bridas o placas de testa soldadas a los extremos de la barra, los cuales tienen cortes inclinados. Las placas de testa se unen mediante tornillos. La unión proporciona buena resistencia y rigidez dependiendo de la ldisposición de los tornillos . ¡.La figura 3.36a representa una disposición directa de tornillos con una placa soldada al !extremo de la barra transversal y la otra soldada en la cara del poste. Es una unión frente a cortadura muy apropiada. La figura 3.36b es de aplicación para uniones con cargas importantes de flexión, en la cual se suelda una cartela de refuerzo bajo la barra transversal ,para aumentar el canto y reforzar la zona de unión.

79

a)

b)

Figura 3.36 - Nudo en ĂĄngulo recto con brida atornillada en la cara del poste

Fig ra 3.37 - Nudo "con acartelamiento" atornillado

>O

y)

z)

i ÂĄ11 Âą 3-4mm

C

.. 1

Figura 3.38 - Uniones con bridas

80

D

$1}

La unión en ángulo (figura 3.37) se fabrica soldando en taller la zona del codo (A) y después uniendo las barras en la obra mediante bridas atornilladas. Esta unión es adecuada para la construcción de pórticos rígidos y la unión con bridas atornilladas (8) se puede localizar en el punto de contraflexión (punto de inflexión) a la distancia teórica f desde la posición A.

3.5.2 Uniones con bridas Las uniones con bridas se pueden hacer con bridas anulares (x) o macizas (y). Se pueden adoptar varias formas (z), bien sea el perfil tubular circular o rectangular. La elección depende de la carga que haya que transmitir, así como de los costes de fabricación y de la apariencia.

Las bridas anulares se recortan simplemente de una placa o fleje con ayuda de máquinas sin gran precisión. Normalmente se eligen cuando las piezas se galvanizan después de fabricadas y también para tubos de conducción de fluidos o rellenos de hormigón.

Las bridas macizas (y) se utilizan cuando se necesita proteger el volumen interno del perfil tubular. La preparación de los extremos de la sección tubular para soldar es necesaria sólo cuando el espesor de la pared del perfil tubular es superior a 8 mm.

Las bridas anulares requieren placas de acero en forma anular muy gruesas, puesto que las placas se diseñan generalmente para permanecer elásticas, mientras que las bridas macizas se pueden diseñar para un comportamiento plástico en las aplicaciones estructurales y de ahí que sean, en general, mucho más delgadas.

Hay que prestar atención al drenaje del agua en las estructuras exteriores. El cálculo de uniones con bridas entre perfiles tubulares se ha tratado en otra publicación CIDECT [63].

3.5.3 Uniones con manguitos ¡Se pueden utilizar las uniones en prolongación con manguitos de unión atornillados (figura 13.39) como alternativa a las uniones con bridas. Los manguitos se pueden dejar expuestos 0 emplear elementos de cubrición para proporcionar una apariencia externa uniforme.

1

Figura 3.39 - Unión con manguitos

Un método alternativo es utilizar manguitos internos como se muestra en la figura 3.40.

'l I

igura 3.40 - Unión con manguitos internos

:J 81

3.5,3.1

Unión por fricción

La figura 3.41 muestra una unión con manguitos internos atornillados. Es un tipo de unión cor11 espiga donde la fricción se aplica por medio de dos "tornillos Al len". Los tornillos se aprietan o se sueltan a través de unos orificios de acceso o ranuras cortados en la cara inferior del perfil tubular. Estos agujeros o ranuras se pueden sellar con una composición selladora apropiada. r---1

1

1

'

-+---+1 1

L_ _ _1_

------, 1

.

,,··'-¡-t _ _ _ _ _J

t::::.-:::1

Figura 3.41 - Unión por fricción

3.S.4 Nudos con extremos de horquilla La fabricación de extremos de horquilla se lleva a cabo mediante forja de acero, mecanizado de !barras macizas para pequeñas dimensiones (ver figura 3.42) o, para tamaños grandes, mejdiante fabricación de horquillas de doble lengüeta a partir de placas (figura 3.43). Después, se ~ueldan a los extremos de los perfiles tubulares.

Figura 3.42 - Unión con extremos de horquilla para pequeñas dimensiones

Figura 3.43 - Unión con horquillas de doble lengüeta para grandes dimensiones

Los casquillos en T de lengüeta simple se pueden cortar a partir de secciones en T (figura 3.44) o fabricar a partir de chapa (especialmente cuando se necesita un atornillado excéntrico). (Figura 3.45).

i---n

.II

,¡,,

344 C '11 Td e 1engueta -~ ~e -a partir -. d e un perf'I1 en T s1mp F19,ura . - asqu1 o en

82

Figura 3.45 - Casquillo en T de lengüeta simple fabricado a partir de chapa

3.5.5 Tensor de rosca Se trata de una unión en la que una barra con zona roscada se suelda en el extremo del perfil tubular circular (figura 3.46). Para CHS con diámetros menores, se puede soldar un tornillo en un extremo del perfil y una tuerca en el otro (figura 3.47). Este tipo de unión no se utiliza con fines estructurales. Se ha empleado en barandillas, guardaraíles, corrales y otras aplicaciones menores.

Figura 3.46 - Barra con zona roscada soldada en el extremo del CHS

Figura 3.47 - Tornillo y tuerca soldados en los extremos de los CHS

3.5.6 Tornillos pasantes Las uniones con manguitos internos también se pueden hacer mediante un atornillado pasante, como se muestra en la figura 3.48.

Figura 3.48 - Unión por tornillos pasantes

El atornillado pasante se lleva a cabo taladrando el perfil y soldando un tubo distanciador de guía en una posición que permita el atornillado a través del perfil (figura 3.49).

En caso de tener que proteger frente a la corrosión interna, se puede sellar el extremo del perfil empleando una placa de extremo soldada.

3.5.7 Uniones atornilladas con extremos aplastados Los perfiles tubulares circulares con extremos aplastados son muy apropiados para aplicaciones en las que las cargas son ligeras (figura 3.50). La carga admisible tiene que estar relacionada con la resistencia de los tornillos o con la resistencia del área de la sección transversal reducida de los extremos aplastados.

83

Fig ra 3.49 - Taladrar el perfil y soldar a éste un tubo distanciador de guía

b)

a)

1

Fó~f ,a 3.50- Uoóooos atomólladas de perliles t"b"'""

'º" tos e,1'emo, aplastados

3.5.8 Soporte articulado La~igura 3.51 muestra un ejemplo de una eficaz articulación o pasador sobre una superficie plana determinada, en la que el mecanismo rota libremente alrededor del eje.

Figµra 3.51 - Soporte articulado o de pasador

3.J.9 Bases de columnas !

S]trata de una unión muy sencilla que consiste en soldar la columna de perfil tubular a la pi ca de base, la cual a su vez está atornillada a los cimientos (figura 3.52a). Para resistir m mentas altos, las bases de las columnas se pueden reforzar con rigidizadores soldados (fi ura 3.52b). El soporte puede ser también regulable (figura 3.52c).

84

Figura 3.52 - Bases de columnas

3.5.1 O Uniones con cubrejuntas

La figura 3.53 muestra este tipo de unión con cuatro, seis u ocho tiras soldadas longitudinalmente en la periferia del perfil tubular y unidas mediante series de placas de solape dobles, una en cada lado. A través de esta unión se pueden transferir cargas muy fuertes.

Figura 3.53 - Unión con cubrejuntas

3.5.11 Atornillado de montajes parciales

Las estructuras en celosía están unidas a menudo a las columnas por bridas, placas o perfiles en T atornillados. La figura 3.54 muestra unos ejemplos.

a)

b)

Figura 3.54 - a) Unión al cordón inferior b) Unión en los cordones superior e inferior

85

3.5.12 Tornillos de fijación con orificios de acceso manual Como ya se ha mencionado anteriormente, los perfiles tubulares son secciones cerradas y su interior es inaccesible sin ayuda de medidas especiales. En muchos casos, esta accesibilidad resulta imprescindible para fijar los tornillos de una unión desde el interior de las barras. la figura 3.55 presenta una aplicación en la que se han hecho los orificios de entrada de manos en las barras para alcanzar a los tornillos del interior. Este tipo de conexión se aplica a menudo en uniones con nudos esféricos en estructuras tridimensionales (figura 3.56).

(

t

1

Figura 3.55 - Unión con placas frontales y tornillos ocultos en el cordón comprimido de una viga en celosía

Figura 3.56 - Sistema Krupp Montal para nudos

86

3.5.13 Barrenado con fluencia en perfiles tubulares El sistema de barrenado con fluencia es un sistema especial patentado para agujeros extruidos [8]. Recientemente ha experimentado un importante perfeccionamiento y CIDECT ha .realizado pruebas exhaustivas para probar la capacidad resistente frente a carga de este tipo de unión utilizando este método en los perfiles tubulares estructurales [1 O]; ver figura 3.57.

1

Figura 3.57 - Unión por barrenado con fluencia para unir con RHS abrazaderas para perfiles o placas extremas flexibles

El barrenado con fluencia es un proceso de taladrado térmico (figura 3.58) que consiste en hacer un agujero a través de la pared del perfil tubular poniendo en contacto con la pared del perfil tubular un poco de carburo de tungsteno y generando por fricción el calor suficiente para ablandar el acero. Al mismo tiempo que el carburo penetra en la pared, el metal fluye hasta formar un casquillo interno. El paso posterior consiste en laminar el casquillo utilizando un macho de roscar.

1.ª Fase

2.ª Fase

Figura 3.58 - Proceso de barrenado con fluencia

En la fase actual de las investigaciones, es recomendable el atornillado de perfiles tubulares con espesores de hasta 12,5 mm utilizando el método del barrenado con fluencia.

[] . Figura 3.59 - Lindapter "HolloFast"

87

3.5.14 Unión con tornillos ciegos Estos tipos especiales de tornillos y sistemas permiten el atornillado desde una cara del perfil tubular. Existen varios sistemas patentados de atornillado ciego. Uno de ellos, Lindapter "HolloFast" y "HolloBolt", que emplea un inserto especial y un tornillo estándar, lo está investigando CIDECT en lo referente a la capacidad de carga axial, a esfuerzo cortante y a flexión (ver figura 3.59) (11].

3.~15 Unión con tornillos prisioneros (figura 3.60) Los tornillos prisioneros se pueden soldar en la superficie de la sección. En algunos casos ha que despejar el cuello achaflanando el agujero (figura 3.60a) o colocar en el espacio un arandela (figura 3.60b). a)

b)

Figl1 ra 3.60 - Tornillos prisioneros

3.~ 16

Recomendaciones generales

1. ' a accesibilidad de una unión es muy importante para la fabricación, así como para el ontaje y la instalación.

2. orno las uniones mecánicas no suelen esforzarse en lo referente a la estética rquitectónica, las uniones atornilladas simples, propias de un montaje en la obra y osterior instalación, tienen una mayor aceptación en el campo de la ingeniería mecánica. in embargo, éstas deberán alcanzar la resistencia mecánica necesaria y una alta r ntabilidad.

3. ara uniones atornilladas, donde el sistema de unión penetra la pared del perfil tubular, ay que tener en cuenta el problema del sellado contra la penetración de agua y la orrosión interna, en especial para estructuras externas, en las que cualquier cantidad e agua puede helar y partir el perfil tubular a lo largo. n este punto se puede decir que las placas o secciones extremas también sellan las arras además de tener capacidad de carga.

4. ay que evitar en lo posible el "apalancamiento" de una unión por la soldadura o el tornillado de placas o secciones. De lo contrario, se pueden producir colectores de gua o nieve y facilitar la corrosión externa dependiendo de las condiciones ambientales.

5. n el galvanizado de montajes parciales, con barras de perfil tubular de extremos cerrados, ay que hacer agujeros en las barras para salida del aire.

Montaje reducción económica de una estructura de perfil tubular de acero depende de cómo se ten los elementos y del grado de simplicidad para soldar o realizar operaciones de nillado que presenten los bastidores y los conjuntos premontados. Los factores yentes para lograr un montaje racional están constituidos por las unidades logísticas, uales hay que planificar desde la concepción del proyecto con el fin de alcanzar una bilidad óptima. Las decisiones se deberán tomar basándose en lo que haya disponin el taller, como, por ejemplo, el espacio necesario de trabajo, máquinas herramientas

88

y, en especial, mano de obra especializada. Además, los equipos de manipulación en el taller o en la obra, como por ejemplo los bastidores, juegan un papel muy importante en la reducción de los costes de producción. Con ellos, las posiciones de soldadura resultan más cómodas para los soldadores y montadores, evitando posturas difíciles para puntear la soldadura así como para la soldadura definitiva. De este modo, los índices de producción aumentan al mismo tiempo que dichos equipos alcanzan un alto grado de precisión. La aplicación de bastidores es también preferible cuando el número de unidades es óptimo.

Los perfiles tubulares estructurales son muy apropiados para el montaje sobre bastidor debido a las formás y tolerancias dimensionales que presentan. Además, poseen una resistencia y rigidez que les permite realizar el montaje y puntear la soldadura en un bastidor b una unidad de premontaje y, a continuación, el traslado a otro lugar para proceder a la soldadura definitiva o al atornillado.

La figura 3.61 muestra un bastidor tipo banco para hacer pies de torres. Permite la posición correcta anterior a la soldadura de las placas extremas y de la cartela lateral.

En lo referente a puntear la soldadura, es importante advertir que no se debe aplicar en las esquinas. Además, los anillos internos de respaldo siempre deben tener punteada la soldadura a la cara de la raíz de la soldadura, nunca en el lado interno. Los extremos de los puntos de soldadura se deben alisar para que se produzca una correcta fusión con el cordón de la raíz.

Placa frontal fija

1

Cara de datos

Cara de apoyo movible con clavijas de referencia, para sujetar la cartela en posición correcta

Carro de apoyo móvil que permite la traslación y rotación del tubo

Carril con escala Indicador de longitud

Figura 3.6

3.7 Transporte y montaje de las estructuras de perfiles tubulares Gracias a las favorables propiedades mecánicas de los perfiles tubulares, como por ejemplo la elevada rigidez torsional, la resistencia a la tracción y a la compresión, y la resistencia a la flexión multiaxial, es posible transportar y montar grandes tramos de estructuras fabricadas con perfiles tubulares, lo cual reduce de manera sustancial el coste total de la construcción.

Las operaciones de elevación y manipulación se ven facilitadas en gran medida, como se comprueba al comparar entre la elevación de una viga en celosía con perfiles abiertos con la de una viga en celosía con perfiles tubulares. En el caso de la viga en celosía con perfiles tubulares, no se necesita ningún rigidizador transversal provisional, pero es muy probable que se necesite uno en una construcción similar hecha con perfiles abiertos. (Figura 3.62). n muchos casos de transporte, especialmente en el de carretera, están limitadas las alturas, nchuras y longitudes máximas autorizadas. Estas restricciones se pueden cumplir fabriando en el taller montajes parciales adecuados y transportándolos a continuación al lugar e instalación. Ahí se montan completamente mediante soldadura o atornillado y después e colocan. La figura 3.63 muestra la configuración y construcción de un tipo de montaje arcial, el cual se puede cargar en un camión con costes reducidos.

89

a) Perfiles abiertos

b) Perfiles tubulares

Figura 3.62 - Elevación de vigas en celosía

Fi~ura 3.63 - Transporte de montajes parciales en camión

90

4

Factores a tener en cuenta en el diseño de barras

4.1

Propiedades mecánicas

Las propiedades mecánicas de los aceros se caracterizan, en general, por el límite elástico f, la resistencia última a tracción fu , y el alargamiento 8u . Estas propiedades se determinan médiante ensayos de tracción y permiten obtener diagramas <H como el que se muestra en la figura 4.1.

En general, el cálculo de los elementos está basado en el límite elástico, hasta que la deformación bajo carga llega a ser excesiva. En estructuras estáticamente indeterminadas, la fluencia de los elementos, o la fluencia en zonas determinadas, facilita la redistribución de cargas. En el último caso, debería existir suficiente capacidad de deformación o de rotación. Un elemento traccionado, hecho de acero dúctil, puede resultar frágil si se debilita una determinada sección transversal, por ejemplo, por agujeros realizados de tal manera que esta sección transversal falla antes de que el elemento completo llegue a la fluencia, es decir:

Anet·fu<\ross·\

(4.1)

En la realidad, la condición es en cierto modo menos restrictiva debido a aspectos de estrechamiento. Sin embargo, indica que para determinadas aplicaciones, la relación entre el límite elástico y la resistencia última a tracción es también importante. Algunos códigos, como por ejemplo el Eurocódigo 3, exigen que se cumpla la siguiente condición para los valores mínimos especificados:

fu -- ;:: 1,2

\

(4.2)

Este es sólo un aspecto referente a la ductilidad. En el caso de cargas de impacto, el comportamiento del acero y de los elementos debería ser también dúctil. Por ejemplo, en la primera mitad de este siglo muchos barcos soldados se rompieron de repente en zonas frías. En aquella época los aceros presentaban una ductilidad considerablemente más baja después de haber sido soldados, en especial a temperaturas muy bajas. Para caracterizar la ductilidad, se ha desarrollado el ensayo Charpy con entalla en V, en el que una pequeña muestra de acero de dimensiones normalizadas y con una entalla en forma de V, también normalizada, es sometida a una carga de choque. La energía, absorbida en la rotura (el valor Charpy en V), a una temperatura determinada, es una caracterización de la ductilidad (figura 4.2) o, como se usa en los códigos, es la temperatura a la cual la muestra para el ensayo puede mantener una energía mínima, con una entalla Charpy en V, de 27 julios; ver Apéndice C del Eurocódigo 3 [15].

En la actualidad, existen también otros métodos de caracterización para describir la ductilidad de cuerpos agrietados, por ejemplo el método CTOD (Desplazamiento de Abertura del Extremo de la Grieta). Estas caracterizaciones se utilizan generalmente para estructuras como, por ejemplo, recipientes a presión, tuberías de conducción para el transporte de fluidos y aplicaciones marítimas que se apartan del ámbito de esta guía de diseño.

Algunas veces es necesaria otra caracterización para secciones de pared gruesa que están cargadas en la dirección del espesor. En este caso, la resistencia y la ductilidad en la dirección del espesor debería ser suficiente para evitar el agrietamiento, como se muestra en la figura 4.3.

Este tipo de agrietamiento se denomina desgarramiento laminar; está causado por inclusiones no metálicas de sulfuro de manganeso y de silicato de manganeso. Así pues, si el contenido de azufre es muy bajo o si el azufre está presente junto con otros elementos como por ejemplo Ca (calcio), se podrá evitar este problema. Indirectamente esto se obtiene solicitando una cierta reducción de área RAz en el ensayo de tracción. Por ejemplo, RAz = 35 significa que, en el ensayo de tracción, el área de la sección transversal frente a rotura se ha reducido el 35% comparada con el área de la sección transversal original.

91

En ,1a mayor parte de las especificaciones del acero estructural se indica el límite elástico, la resistencia última a tracción, el alargamiento y los valores Charpy. Las normas o especificaciones de cálculo dan más limitaciones para la relación fjf , mientras que dependiendo de la aplicación, puede haber más requisitos restrictivos referentes a valores CTOD o a las propiedades en dirección del espesor (calidad Z).

fy

'

: F definida cuando no existe una 1 meseta plástica 1 clara

e 'º 'iii e

~

t

Resistencia

1a la tracción

¡

1

fy fy

o -,...---,---,---...--------1 O1 0,04 0,002

0,08 O, 12 O, 16 0,20 0,24 ___... Deformación unitaria

Fig4ra 4.1 - Curvas tensión - deformación del ensayo de tracción ~240...-~~-~~~~~~~~~-~-, :::,

= >200

Frágil

Dúctil

e

Q)

Material básico

11160

ca .e

,

'2120 o

t

. -------

,<_Después /' de soldar

,,, ,,,

80

40 -o--o,,"'.'"_ 1

,' 1 Ejemplo de valor Charpy 1 en V mínimo necesario O-+--...--..................-.....,__.....,.._..,.._ __,,_.

--¡--'

-80 -60 -40

-20 O 20 4060 ___... Temperatura (ºC)

Figura 4.2 - Valores Charpy en V en relación con la temperatura

Figura 4.3 - Desgarramiento laminar

92

Otro aspecto que habría que mencionar es el efecto del conformado en frío en las propiedades mecánicas del acero de origen. En el caso de conformado en frío de perfiles tubulares, aumenta el límite elástico y, en menor grado, la resistencia última a tracción. Además, aumenta la relación entre el límite elástico y la tensión última a tracción y disminuye en cierta medida el alargamiento.

Si las especificaciones proporcionan las propiedades del producto acabado, éstas se pueden tener en cuenta. Sin embargo, algunas especificaciones indican las propiedades materiales del material de origen. En este caso, se puede tener en cuenta un límite elástico mayor para el cálculo.

Tabla 4.1 - Incremento del límite elástico debido al conformado en frío de perfiles de RHS Límite elástico medio: El límite elástico medio fya puede determinarse por medio de ensayos de perfiles a tamaño completo o tal como sigue: \a = fyb donde

+

(k · n · t2/A) · (fu - fyb)

\b 'fu

límite elástico especificado y resistencia última a tracción del material básico (N/mm 2) espesor del material (mm) A área bruta de la sección transversal (mm 2) k coeficiente dependiendo del tipo de conformado (k = 7 para conformado en frío) n número de doblados de 90º en la sección con un radio interno < 5 t (las fracciones de doblados de 90º deben contarse como fracciones de n) fya = no debe superar fu ó 1,2 fyb El incremento en el límite elástico causado por el trabajo en frío no debe utilizarse para elementos que están recocidos* o sometidos a calentamiento en un tramo largo con una alta aportación de calor después de su conformado, lo que puede causar pérdida de resistencia.

t

Material básico: El material básico son las bandas laminadas en caliente de las que se fabrican los perfiles mediante conformado en frío. * El recocido de atenuación de tensiones a más de 580º o durante más de una hora puede conducir a un deterioro de las propiedades mecánicas.

Tabla 4.2 - Radios de acuerdo en esquina mínimos de los RHS conformados en frío [15] Tipo de acero Según EN 1O 219 [20]

Según [15]

S 235 S 275 S 355

Fe 360 Fe 430 Fe 510

Espesor de pared t (mm)

r/t mínima

12<t~16 8<t~12 6 < t~ 8 t~6

3,0 2,0 1,5 1,0

El Eurocódigo 3 [15] facilita el método que se muestra en la tabla 4.1 para determinar el límite elástico medio equivalente para perfiles conformados en frío. Se debe tener en cuenta que los perfiles conformados en frío deberán cumplir con los requisitos sobre radios de acuerdo en esquina mínimos para garantizar una suficiente ductilidad, ver tabla 4.2.

4.1.1

Aceros estructurales

En los últimos años, la denominación de los aceros estructurales se ha modificado varias veces y existen algunos códigos nacionales que no cumplen con las denominaciones utilizadas en la última versión de las normas (europeas) ISO y CEN. Las tablas 4.3a y 4.4a muestran las propiedades mecánicas de los aceros utilizados para perfiles tubulares de acuerdo con la norma europea EN 10210-1 "Perfiles tubulares

93

Tabla 4.3a - Propiedades del acero no aleado para perfiles tubulares estructurales acabados en caliente de acuerdo con EN 10210-1

1 1

iDenominación del acero

Límite elástico mínimo ReH

Resistencia mínima a tracción Rm

N/mm 2

N/mm 2

5s16 16<ts40 mm

t>40 mm

t<3mm

mm

3sts65

%de· alargamiento mínimo en la distancia L0 = 5,65-YS 0 t s 40 mm* Long.

Trans.

Temp.

J

ºC

mm

S235JRH

235

225

215

360-510

340-470

26

24

20

27

S275JOH

275

265

255

430-580

410-560

22

20

o

27

355

345

335

510-680

490-630

22

20

~¡

S275J2H S355JOH $355J2H

*

Resistencia al impacto (10 x 10 mm)

- 20

27

o

27 27

- 20

ra espesores superiores a 40 mm, estos valores se reducen.

es~ ucturales conformados en caliente de aceros estructurales de grano fino y sin alear co diciones técnicas para el suministro". Los requisitos para los perfiles tubulares estructurales co formados en frío se encuentran en EN 10219-1 "Perfiles tubulares estructurales soldados co formados en frío de aceros estructurales de grano fino y sin alear - condiciones técnicas para el suministro". Los requisitos de EN 10210-1 y los de EN 10219-1 son casi idénticos. Las tablas 4.3b y 4.4b muestran las diferencias entre ellas.

Es posible la producción de perfiles tubulares estructurales con aceros especiales, como por ejemplo aceros de alta resistencia con límites elásticos de hasta 640 N/mm 2 o más, aceros patinables y aceros con composiciones químicas mejoradas o especiales, etc.; pero muchas veces se necesita pedir grandes cantidades para que los suministren.

4.1t2

Dimensiones de los peñiles tubulares estructurales

La dimensiones y las propiedades de las secciones de los perfiles tubulares estructurales se an normalizado en las normas ISO 657-14 [26] e ISO 4019 [27] para perfiles tubulares estructurales conformados en caliente y conformados en frío respectivamente.

Existen varias normas nacionales con estos y otros tamaños. En Europa, las dos normas aplicables son EN 10210-2 "Perfiles tubulares estructurales conformados en caliente de aceros estructurales de grano fino y sin alear - tolerancias, dimensiones y propiedades de las sec;ciones" y EN 10219-2 "Perfiles tubulares estructurales soldados conformados en frío de aceros estructurales de grano fino y sin alear - tolerancias, dimensiones y propiedades de las secciones".

La mayor parte de los fabricantes de perfiles estructurales no producen todos los tamaños que facilitan estas normas. Habría que indicar también que algunos fabricantes pueden prqducir otros tamaños que no están incluidos en estas normas. i

9inominación ' del acero !

94

% de alargamiento mín. todos los espesores tma, = 40 mm

S235JRH

24

¡S275JOH í8275J2H

20

'S355JOH S355J2H

20

Tabla 4.3b - EN 10219-1 Perfiles tubulares estructurales soldados conformados en frío de acero no aleado Diferencias en la propiedades de los aceros con respecto a EN 10210-1

Para secciones s 60 x 60 mm y secciones redondas y rectangulares equivalentes, el alargamiento mínimo es de 17% para todos los tipos de acero y espesores de sección.

Tabla 4.4a - EN 10210-1 Perfiles tubulares estructurales acabados en caliente - Propiedades del acero de grano fino.

Denominación del acero

Límite elástico mínimo ReH

Resistencia mínima a tracción Rm

N/mm 2

N/mm 2

Resistencia al impacto (10x10mm)

% de alargamiento mínimo en la longitud L0 = 5,65 ,/S 0 t s65 mm

t< 65 mm mm

Long. mm

Trans.

255

370-540

24

22

- 20 -50

40 27

345

335

470-630

22

20

-20 -50

40 27

440

430

550-720

17

16

-20 -50

40 27

ts16 mm

16<ts40 mm

t>40 mm

S275NH S275NLH

275

265

S355NH S355NLH

355

S460NH S460NLH

460

Temp.

J

ºC

Tabla 4.4b - EN 10219-1 Peñiles tubulares estructurales soldados conformados en frío de acero de grano fino - Diferencias en las propiedades de los aceros con respecto a EN 10210-1

Denominacion del acero

'

Estado de suministro M*

S275MH S275MLH

24

S355MH S355MLH

22

S460MH S460MLH

17

M: se refiere a aceros conformados termomecánicamente

* % ~e alar9ªf11iento mínimo en

la longitud

L0 - 5,65 'VS 0

Tabla 4.5a - EN 10210-2 Perfiles tubulares estructurales acabados en caliente -Tolerancias

Tipo de sección

Cuadrado/rectangular

Dimensión externa

el mayor de± 0,5 mm y± 1%

Espesor

1

Soldado Sin soldadura

Circular

el mayor de± 0,4 mm y± 10% el mayor de+ 15 % -12,5% y± 0,4 mm

Masa

± 6% en longitudes individuales y ± 6% - 4% en lotes de 1O toneladas o más

Planeidad

0,2% de la longitud total, medida en el centro de la lonqitud +6 mm -O mm, pero sólo para longitudes exactas 90º, ± 1º -

Longitud Cuadratura de lados Exterior

0,5 ta 2,0 t

-

Interior

0,5 ta 1,5 t

-

Concavidad/convexidad

± 1% del lado

-

Alabeo

2 mm + 0,5 mm/m

-

Radios de esquina

95

4.1.3 Tolerancias dimensionales de los perfiles tubulares estructurales Las tolerancias en las dimensiones y en las formas para los perfiles tubulares circulares y rectangulares (incluidos los cuadrados) se dan en ISO 657-14 y en ISO 4019 respectivamente.

De nuevo, existen varias normas nacionales que también se pueden aplicar, pero puede que contengan o no las mismas tolerancias.

En Europa, las tolerancias para perfiles conformados en caliente y los conformados en frío se encuentran dentro de EN 10210-2 y EN 10219-2 respectivamente; ver las tablas 4.5a y 4.5b.

La mayor parte de las tolerancias que aparecen en EN 10219-2 son las mismas que las de EN 10210-2. Cuando hay diferencias, éstas se indican en la tabla 4.5b.

Df1bido a las masas adicionales y a las tolerancias en longitud, puede haber grandes difrrencias entre las diferentes normas nacionales [52].

1 1

Talbla 4.5b - EN 10219-2 Perfiles tubulares estructurales soldados conformados en frío Diferencias en las tolerancias con respecto a EN 10210-2 Tipo de perfil

Dimensión externa

Cuadrado/rectangular

< 100 mm: el mayor de ± 0,5 mm y± 1 % 100 s h, b s 200:± 0,8 % > 200: ± 0,6 % ts5mm: ± 10% t > 5 mm: 0,5 mm

Espesor

Circular ± 1 %, min. ± 0,5 mm max. ± 10 mm

Para d s 406,4 mm, t > 5 mm: ± 0,5 mm t25mm:±10% Parad > 406,4 mm ± 1O %, max. 2 mm

Masa

1

±6%

4.1.4 Formas especiales Aunque las formas que se utilizan generalmente son las de los perfiles tubulares circulares, cuadrados y rectangulares, también se producen otras formas de perfiles tubulares. Por ejemplo, algunos fabricantes de tubos producen las formas que aparecen en la tabla 4.6. Sin embargo, en esta guía de diseño no se tratarán estas formas.

Talbla 4.6 - Otras formas cerradas disponibles

forma

6

triangular

o

hexagonal

o

octogonal

c==i 96

Plana - ovalada

4.2 Comportamiento estático de las barras 4.2.1 Resistencia, rigidez y capacidad de deformación

1

Actualmente, en casi todos los países se utilizan métodos de cálculo que emplean los estados límites o métodos de cálculo con amplificaciones de las cargas, es decir, donde los efectos de las cargas características Fk, multiplicadas por coeficientes parciales de seguridad de las cargas%, no deben superar la capacidad de cálculo, que se obtiene dividiendo la resistencia característica Rk por un coeficiente de seguridad parcial yM :

o

1

1

!

Los coeficientes yM recomendados en el Eurocódigo 3 son los siguientes: - resistencia plástica de la sección total: YMo = 1, 1O - resistencia al pandeo: yM 1 = 1, 1O - resistencia relativa a la resistencia última a tracción, por ejemplo la sección neta cuando hay agujeros para tornillos yM 2 = 1,25 Sin embargo, hay que tener en cuenta que estos coeficientes parciales pueden variar de un país a otro.

o

2

3

___.,.. i

4

5

6

7

lCp

Figura 4.4 - Diagramas momentos - curvaturas

En esta guía de diseño se utiliza el método de los estados límites. Si se desea trabajar con estados de cargas admisibles, habrá que dividir la capacidad de cálculo por los coeficientes de seguridad adecuados que se empleen en ese país en concreto.

Las flechas o deformaciones de una estructura o las correspondientes a una determinada barra se consideran siempre bajo condiciones de servicio, así pues con un coeficiente para la carga yF = 1,0.

La capacidad de deformación es importante en aquellos casos en los que la redistribución de esfuerzos y carga es necesaria. La figura 4.4 muestra diferentes diagramas momentos curvaturas para una barra cargada por momentos flectores.

La curva momentos- curvaturas "1" muestra un momento que supera el momento plástico y una capacidad de rotación considerable. La curva de momentos - curvaturas "2" muestra un momento que supera la capacidad de momento plástico, pero después de alcanzar el máximo el momento cae directamente, por lo que no existe capacidad de rotación. La curva de momentos - curvaturas "3" presenta una capacidad inferior a la capacidad de momento plástico, pero, sin embargo, supera la capacidad de momento elástico. En la curva de momentos curvaturas "4" la capacidad es incluso menor que la capacidad de momento elástico. El

97

¡g

Tabla 4. 7 - Límites b/t , hit y d/t para las clases 1, 2 y 3 de sección transversal 1

class sección

elemento

RHS

compresión*

compresión

RHS

flexión

compresión

fy (N/mm 2 )

llililil

DI IIIIlIIl

DI! DIJ

3

2

235

275

355

460

235

275

355

460

235

275

355

460

45

41,8

37,2

33,0

45

41,8

37,2

33,0

45

41,8

37,2

33,0

36

33,5

29,8

26,6

41

38,1

33,9

30,2

45

41,8

37,2

33,0

75

69,6

61,6

54,5

86

79,7

70,5

62,3

127

117,6 103,9 91,6

50

42,7

33,1

25,5

70

59,8

46,3

35,8

90

76,9

IIIIlIIl RHS

flexión

CHS

compessión y/o flexión

flexión

o IID]]]

IT\n ~ * No hay diferencia entre los límites b/t y h/t para las clases 1, 2 y 3 cuando toda la sección transversal está sometida sólo a compresión.

59,6

46,0

efecto del comportamiento momentos - curvaturas está reflejado en la clasificación de las secciones transversales, como se muestra en la tabla 4.7. La clasificación de las secciones transversales viene dada por los límites para la relación entre el diámetro o anchura y el espesor, es decir, d/t, b/t o h/t.

Las secciones transversales de las clases 1 y 2 de la tabla 4. 7 pueden desarrollar la capacidad de momento plástico hasta los límites dados b/t o d/t con bloques de tensiones bilineales, mientras que la capacidad de momento de las secciones transversales de las clases 3 y 4 se basa en una distribución elástica de las tensiones.

Como consecuencia, la distribución de momentos en la estructura o en el elemento estructural se deben determinar con un método elástico para estructuras hechas de perfiles con secciones transversales de la clase 2. Para estructuras hechas con perfiles con secciones transversales de clase 1, se puede adoptar una distribución plástica de los momentos.

Para una viga perfectamente empotrada en ambos extremos y sometida a una carga q uniformemente distribuida, significa que la viga se puede cargar hasta que se produzca una rótula plástica adicional en la mitad de la luz (ver figura 4.5).

1/12 ql2

~

~ Distribución de momentos para vigas con secciones transversales clases 2, 3 ó 4.

'--=---7 1/24 ql2

""

./'1

Mp - 1/16 ql2

Distribución de momentos para vigas con sección transversal clase

~1.

1/16 ql2

Figura 4.5 - Distribución de momentos en relación con la clasificación de las secciones transversales

Para la sección transversal de clase 4, la tensión máxima se determina por pandeo local y la tensión en la fibra externa es interior al límite elástico t . Otra posibilidad es determinar un área eficaz de la sección transversal basada en el límiteY elástico.

La diferencia entre las secciones transversales de las clases 1 y 2 se refleja en la capacidad de rotación. Una vez alcanzada la capacidad de momentos plásticos, la clase 1 puede conservar esta capacidad durante la rotación, mientras que la capacidad de la clase 2 baja tras alcanzar dicha capacidad.

La Guía de Diseño "Estabilidad Estructural de Perfiles Tubulares" [57] proporciona información detallada sobre la clasificación de las secciones transversales.

4.2.2 Tracción La capacidad de cálculo N1Rd de una barra sometida a carga de tracción depende del área de la sección transversal y del límite elástico de cálculo y es independiente de la forma de la sección. En principio, el uso de perfiles tubulares, desde el punto de vista de la cantidad de material necesario, no resulta ni más ni menos ventajoso. La capacidad de cálculo se obtiene mediante:

Af

NtRd

= - yy

(4.3)

MO

99

X

t

0.50

o

0.5

1.0

1.5

2.0

____.X Figura 4.6 - Curvas europeas de pandeo

Tal)la 4.8 - Curvas europeas de pandeo según los procesos de fabricación Sección transversal

Proceso de fabricación

Curvas de pandeo

Conformado en caliente

a

Conformado en frío (fyb * utilizado)

b

Conformado en frío (fYª ** utilizado)

c

¡Z

¡r,it'[l

z

yctJJ +--

m mr

-·---

a

_J

* fyb = límite elástico del material básico **' fY• = límite elástico del material después del conformado en frío

100

Si la sección transversal se ve debilitada por agujeros para tornillos, también hay que comprobar la sección transversal neta de una manera similar a la empleada para otros perfiles. ~rRd

Anet · f u

=

•

0,9

(4.4)

YM2

El coeficiente 0,9 puede variar de un país a otro dependiendo del coeficiente parcial yM 2 utilizado.

Cuando se precisa un comportamiento dúctil (por ejemplo bajo cargas sísmicas), la resistencia plástica será inferior a la resistencia última en la sección neta de los agujeros para sujeción, es decir, 0,9 Anet

· fu

>

A · fy

4.2.3 Compresión Para barras cargadas en compresión centrada, la carga crítica de pandeo depende de la rsbeltez A y de la forma de la sección. ~ esbeltez A se obtiene mediante la relación entre la longitud de pandeo I y el radio de giro r.

(4.5)

El radio de giro de un perfil tubular (con relación a la masa de la barra) es, generalmente, mucho mayor que el correspondiente al eje menor de un perfil abierto. Para una longitud dada, esta diferencia se traduce en una esbeltez menor para los perfiles tubulares y, por consiguiente, una masa también menor al compararla con los perfiles abiertos.

En el comportamiento a pandeo influyen las excentricidades iniciales, la planeidad y las tolerancias geométricas, así como las tensiones residuales, la falta de homogeneidad del acero y la relación entre tensiones y deformaciones unitarias.

Tras investigaciones exhaustivas llevadas a cabo por la Convención Europea para la Construcción Metálica y CIDECT, se han establecido las "curvas europeas de pandeo" (figura y tabla 4.8) para varios perfiles de acero, incluidos los perfiles tubulares. Estas curvas están incluidas en el Eurocódigo 3 [15].

El factor de reducción x que aparece en la figura 4.6 y en la t¡¡1.bla 4.9 es la relación entre la capacidad de cálculo a pandeo y la capacidad plástica axial. ·

r.6

(4.6)

donde fb.Rd

Nb.Rd = -A--

(la resistencia de cálculo a pandeo)

(4.7) (4.8)

'yM 1 es

el coeficiente parcia~ de seguridad. _ A La esbeltez adimensional A se determina mediante A=\

donde AE

= nv'f-

(esbeltez de Euler)

(4.9) (4.10)

y

Las curvas de pandeo que corresponden a los perfiles tubulares se dan en la tabla 4.8.

La mayor parte de los perfiles abiertos están gobernados por las curvas "b" y "c". Por consiguiente, para el caso del pandeo, el uso de perfiles tubulares conformados en caliente, generalmente supone un ahorro considerable de material.

101

La:figura 4.7 muestra, para una longitud de pandeo de 3 m, una comparación entre la masa necesaria con perfiles abiertos y con perfiles tubulares para una carga concreta.

El comportamiento a pandeo global de los perfiles tubulares mejora con un aumento del diámetro o de la relación entre el ancho y el espesor de la pared. Sin embargo, esta mejora se ve limitada por el pandeo local. Para prevenirlo, el Eurocódigo 3 facilita los límites d/t o b/ t para el cálculo plástico y para el elástico (tabla 4.7).

Tat¡la 4.9 - Coeficientes de reducción para pandeo

x para curva de pandeo

1:

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,1 2,2 2,3 2,4 2,5 2,6 2,7 2,8 2,9 3,0

a

b

c

1,0000 0,9775 0,9528 0,9243 0,8900 0,8477 0,7957 0,7339 0,6656 0,5960 0,5300 0,4703 0,4179 0,3724 0,3332 0,2994 0,2702 0,2449 0,2229 0,2036 0,1867 0,1717 O, 1585 0,1467 0,1362 O, 1267 0,1182 0,1105 0,1036

1,0000 0,9641 0,9261 0,8842 0,8371 0,7837 0,7245 0,6612 0,5970 0,5352 0,4781 0,4269 0,3817 0,3422 0,3079 0,2781 0,2521 0,2294 0,2095 0,1920 0,1765 0,1628 0,1506 0,1397 0,1299 0,1211 0,1132 0,1060 0,0994

1,0000 0,9491 0,8973 0,8430 0,7854 0,7247 0,6622 0,5998 0,5399 0,4842 0,4338 0,3888 0,3492 0,3145 0,2842 0,2577 0,2345 0,2141 0,1962 O, 1803 0,1662 O, 1537 0,1425 0,1325 0,1234 0,1153 O, 1079 0,1012 0,0951

240 200 Ñ

E E

g

160

IPE

-=-li 120

t

HEA Perfil en L

80

Doble perfil en L 40

CHS/RHS Longitud de pandeo 3m

o

o

20

40

60

....... Masa (kg/m)

102

80

Figura 4.7 - Comparación entre las masas de perfiles abiertos y tubulares comprimidos con relación a la carga

En el caso de perfiles de pared delgada, hay que considerar la interacción entre el pandeo global y el local.

Además de la mejora del comportamiento a pandeo por el elevado radio de giro y el uso de una mejor curva de cálculo a pandeo, los perfiles tubulares pueden ofrecer otras ventajas en las vigas en celosía. Debido a la rigidez torsional y a la de flexión de las barras en combinación con la rigidez de la unión, la longitud eficaz de pandeo de barras comprimidas en vigas en celosía se puede reducir. El Eurocódigo 3 recomiend9' una longitud eficaz de pandeo para barras de relleno de perfiles tubulares en vigas en c~lpsía soldadas, igual o inferior a 0,75 ,e, ver [57, 58], donde ,e representa la longitud teórica de la barra considerada.

Los cordones inferiores de vigas en celosía sin apoyo en los laterales tienen una longitud de pandeo reducida debido a la mejora de la rigidez torsional y de la de flexión de las barras tubulares. Estos factores favorecen todavía más el uso de perfiles tubulares en vigas.

4.2.4 Flexión En general, las secciones I y H resultan más económicas bajo flexión alrededor del eje principal (lmáx mayor que la de los perfiles tubulares). Sólo en aquellos casos en los que la tensión de cálculo en perfiles abiertos se ve muy reducida por el pandeo lateral, los perfiles tubulares suponen una ventaja. Se puede demostrar mediante cálculos que la inestabilidad lateral no es crítica para los perfiles tubulares circulares y para los perfiles tubulares rectangulares con b/h > 0,25, que son los que habitualmente se usan.

Resulta evidente que los perfiles tubulares son especialmente favorables, comparados con otros perfiles, si la flexión actúa en ambos ejes.

Los perfiles tubulares usados para elementos sometidos a flexión se pueden calcular de forma más económica empleando el cálculo plástico. Para el uso de las secciones completas en el cálculo plástico, los valores límite d/t o b/t se encuentran en el Eurocódigo 3 (ver la tabla 4.7).

Clase 1 y 2

Clase 3

Clase 4

Figura 4.8 - Distribución de tensiones para la flexión

Tabla 4.1 O - Resistencia a la torsión de diferentes perfiles Perfil UPN 200 IPN 200 HEB 120 HEA 140 0 140 x 140 x 6 <i> 168,3 X 6

Masa, kg/m

Constante de torsión 1, (cm 4 )

25,2 26,2 26,7 24,7 24,5 24,0

11,9 13,5 13,8 8,1 1.479 2.017

En ausencia de esfuerzos cortantes, o si éstos no superan el 50% de la capacidad plástica resistente a cortante V I Rd' se puede despreciar el efecto del esfuerzo cortante y la capacidad frente al momento flecior respecto de un eje se obtiene mediante:

103

McA~

= W pi· fY / YMo

McA •

= W ·f Y/ YMo para sección transversal de clase 3

para secciones transversales de clases 1 ó 2

(4.11) (4.12)

M0R~ = w.ff · fY / yM 1 para sección transversal de clase 4 (4.13) Cu ndo el esfuerzo cortante supera el 50% de la capacidad plástica resistente frente a cortante, hay que tener en cuenta la combinación de cargas; ver por ejemplo el Eurocódigo 3.

4.2.~ Esfuerzo cortante El p~rfil tubular soporta muy bien los cortantes. La capacidad plástica de cálculo se obtiene mecjliante:

= A,

VplR<j

f 0

1

~

(4.14)

0 -

'YMo

cor)Ay

= A · b: h

~

Av

·A

para perfiles tubulares rectangulares (o simplemente 2 h t)

para perfiles tubulares circulares

(4.15) (4.16)

7t

4.2.~ Torsión Los!perfiles tubulares, en especial los CHS, poseen la sección transversal más eficaz para resi$tir los momentos torsores, puesto que el material se distribuye de manera uniforme res ·ecto al eje polar. La tabla 4.1 O, al hacer la comparación entre los perfiles abiertos y los tub lares de masa casi idéntica, muestra que la constante de torsión de los perfiles tubulares es e 200 a 300 veces mayor que la de los perfiles abiertos.

La pacidad de cálculo se obtiene mediante: i f MtRi = w1 · _ Y _ (4.17)

-13

¡

Peri les tubulares circulares: '7t 11 ""-r- (d - t) 3 • t 4 · 21 conW1 =--'d -t

(4.18) (4.19)

Perfiles tubulares rectangulares:

t3 · f.

1= ~ t .

3

4A2 • t m f.

+

con

(4.20)

A

f.A

Am

+ bm) -

2(hm

::i

2rm (4- 7t)

1

bm · hm - r~ (4 - 7t)

(4.22)

11

(4.23)

conW

; ' 1

(4.21)

=

A

t+2--fA

Par, perfiles de pared delgada, esta fórmula se puede aproximar mediante la expresión:

W,

~

104

2 hm · bm · t

(4.24)

4.2. 7 Presión interna El perfil tubular circular es el más apropiado para resistir una presión interna p.

La capacidad de cálculo por unidad de longitud se obtiene mediante: 2t p =f , y

(4.25)

d - 2t

Para tuberías de conducción, el valor YMo puede ser bastante mayor que para otros casos, dependiendo del peligro del producto, la repercusión del fallo en el medio ambiente y las inspecciones periódicas. Las capacidades de cálculo para perfiles RHS sometidos a presión interna resultan mucho más complicadas; se hace referencia a ello en [12].

4.2.8 Cargas combinadas Se pueden dar varias combinaciones de carga, por ejemplo de tracción, compresión, flexión, cortante y torsión.

Dependiendo de la clasificación de las secciones transversales, se pueden aplicar varias fórmulas de interacción. Se hace referencia a esto en los códigos correspondientes, como, por ejemplo, en el Eurocódigo 3. Resulta demasiado extenso exponer todas estas fórmulas en esta guía de diseño.

4.3 Comportamiento a fatiga de las barras La carga y la forma de la unión entre las barras tienen bastante influencia en el comportamiento a fatiga de los perfiles tubulares. En raras ocasiones los perfiles tubulares sin ningún tipo de fijación o unión están sometidos a fatiga. Por tanto, es el efecto de las uniones el más influyente en general o, en otros casos, el de las fijaciones.

Todos los elementos de unión (tornillos, soldaduras), pero en especial la geometría de la unión, producen tensiones de pico (figura 4.9) que deberían ser lo más reducidas posible para alcanzar una buena resistencia a fatiga.

Otro aspecto es que hay que minimizar la carga de fatiga para que los efectos de la amplificación dinámica debidos a la vibración también se puedan reducir. Con el fin de obtener un cálculo óptimo a fatiga, es imprescindible una realización apropiada de los detalles, lo que requiere un estudio por parte del calculista de los coeficientes de concentración de tensiones de las diferentes uniones.

cr nominal cr pico en cordón

cr pico en barra de relleno

a nominal en barra de relleno Figura 4.9 - Distribución geométrica de las tensiones en un nudo en X de perfiles tubulares circulares cargados de forma axial

105

4.~.1

Factores influyentes

El comportamiento a fatiga se puede determinar bien sea mediante métodos óo--N o bien con una aproximación mediante la mecánica de la fractura. Los diferentes métodos óo--N se basan en resultados experimentales, que dan lugar a diagramas óo--N (figura 4.1 O) con una ca~rera de tensiones óo- (o- - o- 11. ,en un ciclo) definida en el eje vertical y el número de ciilos N con respecto a un miriteric:; de fallo específico en el eje horizontal. La aproximación rn diante la mecánica de la fractura se basa en un modelo de crecimiento de grietas por f! ga que no se va a tratar en esta guía de diseño. Debido a la aparición de tensiones resid les, la relación entre tensiones R = o-mín / o-máx (ver figura 4.11) no se tiene en cuenta en el c culo a fatiga moderno. Sólo si la estructura está completamente aliviada de tensiones, p ría resultar favorable considerar la relación entre tensiones. Como las tensiones residuale~ o las tensiones de pico afectan a la fluencia localizada, las tensiones bajo cargas alternativas va 1arán entre la tensión de fluencia y una tensión inferior (f -óo-). Por lo tanto, la carrera de te siones óo- es el parámetro determinante. Para detalles geherales, por ejemplo uniones en pr. longación soldadas a tope, cubrejuntas, acoplamientos, etc., se pueden determinar líneas ód-N. Estas líneas óo--N (figura 4.12) ya tienen en cuenta el efecto de las soldaduras y de la geiometría de la unión.

1

'fE

1000

~ 500 t)

<I

Límite de fatiga con amplitud constante

U)

(l)

e o ·¡¡; e

l

~

(l)

"O

cu

~ cii

ü

t

100 50

10

-f--r-"rTir"Tffl'r-""..-,-TTTl"ffl'"-+.....,.+.,.,.,,........-,..,..,.,..,,..,..--,.....1

10 4

5 10 5

5 106 2

5 10 7

5

10ª

- - . , Número de ciclos de la tensión N

FiQ¡ura 4.1 O - Curvas llcr-N para carga de amplitud constante (basada en EC3)

R= O

R

= -1

T 1

Aa 1

FIJura 4.11 - Carrera de tensiones llcr y relación R entre las tensiones

106

1000 500

fE

Límite de fatiga con amplitud constante

~

!

t, <l (f) (1)

e o ·¡¡; e

.2l (1)

100

Límite de

+ 50

1J

ro

~ cil

ü

t

10 10 4

5 10 5

5 10 6 2 5 ,o7

5 10ª

___.,. Número de ciclos de tensión N

Figura 4.12 - Curvas L'>cr-N para detalles clasificados (EC3)

Para geometrías más complicadas, como por ejemplo la unión soldada directa entre perfiles tubulares, las tensiones de pico y, por consiguiente, las carreras de éstas dependen del tipo de unión (figura 4.9). Sin embargo, también son dependientes de los parámetros geométricos.

Esto significa que para cada unión existe una línea L'lo-N diferente. Por esta razón, el comportamiento a fatiga de las uniones en el cálculo moderno está relacionado con las curvas básicas L'lo-N, donde L'lo representa las tensiones geométricas o la carrera de tensiones de punto caliente considerando el efecto de la geometría de la unión. Esta carrera de tensiones geométricas también se puede calcular multiplicando la carrera nominal de tensiones por el correspondiente coeficiente de concentración de tensiones. Como consecuencia de este método, los coeficientes de concentración de tensiones deben estar disponibles para uniones con diferentes geometrías (ver 5.3). El efecto de la soldadura está incluido en las líneas básicas L'lo-N. Tal y como se mostrará más adelante, el espesor de los perfiles es también un parámetro influyente.

Se puede entender que la carga de fatiga en raras ocasiones resulta crítica para las barras comparadas con las uniones.

4.3.2 Efectos de la carga Como se ha indicado anteriormente, la carrera de tensiones L'lo es un parámetro determinante para la fatiga. Para carga de amplitud constante, la línea L'lo-N se corta generalmente entre los ciclos N = 2 · 106 y 107 dependiendo del código. El Eurocódigo 3 [15] y el IIW 1 utilizan 5 · 106 (verfigura4.12).

Para carga aleatoria, también denominada carga de espectro, los ciclos más pequeños también producen un efecto y la interrupción se toma desde 108 hasta 2 · 1Oª , dependiendo del código. El EC3 emplea una interrupción en N =108 • Entre 5 · 106 y 108 , se traza una línea L'lo-N con una pendiente más pequeña de m = -5. Aunque la secuencia de aplicación de las carreras de tensiones afectan al daño, la regla más sencilla y hasta el momento la mejor para determinar el daño acumulativo es la regla de daños lineales de Palmgren-Miner, es decir,

1 Instituto Internacional de Soldadura

107

donde ni es el número de ciclos de una carrera de tensiones concreta Acri y Ni es el número de ciclos que producen el fallo para esta carrera de tensiones determinada.

Como ya se ha mencionado anteriormente, las carreras de tensiones nominales pueden aumentar en gran medida si se produce vibración de las barras. Se dará este caso si la frecuencia del elemento estructural se aproxima a la frecuencia de la carga, por lo que evitarlo es un requisito imprescindible.

Para carreras de tensiones muy amplias y por consiguiente con baja cantidad de ciclos, se puede producir la fatiga con pocos ciclos. En este caso, no aparecen curvas Acr-N en los códigos, puesto que la fatiga la determinan principalmente las deformaciones. Sin embargo, en [65] se muestra que se pueden utilizar las diferentes curvas Acr-N si se traducen en deformación, es 1ecir, en curvas Ae-N. En este caso, la evaluación de la carga se llevaría a cabo a partir de la carrera de deformaciones resultante Ae. No obstante, amplias carreras de deformaciones pueden producir como resultado fracturas frágiles después de haberse iniciado las grietas por fatiga.

4.3.3 Resistencia a la fatiga La resistencia a la fatiga para barras con uniones en prolongación soldadas a tope o en ángulo con placas o barras con elementos de fijación, etc. viene dada por la carrera de tensiones correspondiente a 2 · 106 ciclos. Esta clasificación sigue la línea de las clasificaciones facilitadas para otros elementos, como por ejemplo los perfiles en doble T. Las clasificaciones según el EC3 se obtienen en la tabla 4.12.

Se pa demostrado que la clasificación de 160 ó 140 N/mm 2 de la tabla 4.12 para una sección plalfia sin elementos de fijación o uniones es más elevada que la clasificación de los detalles.

Resulta también evidente que una unión en prolongación soldada a tope muestra un mejor comportamiento a la fatiga que una unión de este tipo soldada en ángulo con una placa intermedia.

La clasificación es independiente del tipo de acero. Los aceros de mayor resistencia son más sensibles a la entalla, lo cual reduce el efecto favorable de una mayor resistencia. Sin embargo, recientes investigaciones han demostrado que para secciones de pared delgada en especial y, en concreto, si se utilizan métodos avanzados de soldadura o se llevan a cabo mejoras posteriores a la soldadura (rectificado, TIG o acabado de plasma, etc.), se pueden obtener resistencias a fatiga más elevadas para los aceros de alta resistencia (S 460).

En el capítulo 5 se facilita más información sobre uniones.

4.3.4 Coeficientes parciales de seguridad En la utilización de las resistencias a fatiga hay que observar que las carreras de tensiones producidas por la carga se tienen que multiplicar por un coeficiente parcial de seguridad que depende del tipo de estructura (libre de fallos o no) y de la posibilidad de inspección y mantenimiento. Los coeficientes parciales de seguridad según el Eurocódigo 3 aparecen en la tabla 4.11.

Tabla 4.11 - Coeficientes parciales de seguridad yM según el Eurocódigo 3

Inspección y acceso

Elemento crítico

Elemento no crítico

Inspección y mantenimiento periódicos ºrtalle de nudo accesible

YM = 1,00

YM = 1,25

ltpección y mantenimiento periódicos

YM = 1,15

YM = 1,35

A cesibilidad insuficiente

108

Tabla 4.12 - Clasificación de los detalles EC3: Perfiles tubulares y uniones simples

Detalles cargados por tensiones normales nominales Categoría del detalle m =3

160

140

71

56

71

Detalle de construcción

:o

~

:§;o ~

c:::r::i

~

Descripción

Productos laminados y extruidos.

Elementos sin soldar. Se necesitan rectificar las aristas vivas y los defectos superficiales.

Soldaduras longitudinales continuas.

Soldaduras longitudinales automáticas sin interrupción alguna del depósito de los cordones, ausencia comprobada de discontinuidades detectables.

C-1 JO

Soldaduras transversales a tope.

Empalme soldado a tope de perfiles tubulares circulares.

Requisitos: - La altura del sobreespesor de la soldadura debe ser inferior al 10% del espesor de la misma, con transición suave hacia la superficie de la pieza.

Soldaduras ejecutadas en posición horizontal y con ausencia comprobada de discontinuidades detectables.

- Los detalles con un espesor de pared mayor que 8 mm se pueden clasificar en dos Categorías del detalle mayores (=} 90).

G--KJ D

Soldaduras transversales a tope.

Empalme soldado a tope de perfiles tubulares rectangulares.

Requisitos: - La altura del sobreespesor de la soldadura debe ser inferior al 10% del espesor de la misma, con transición suave hacia la superficie de la pieza.

- Soldaduras ejecutadas en posición horizontal y con ausencia comprobada de discontinuidades detectables.

- Los detalles con un espesor de pared mayor que 8 mm se pueden clasificar en dos Categorías del detalle mayores (=} 71 ).

! ~g 00mm

Uniones de acoplamiento soldadas (soldaduras que no soportan cargas) Perfil tubular rectangular o circular, unidos con soldadura de ángulo a otro perfil.

Anchura del lado paralelo a la dirección de

la tensión :e:: 100mm.

109

Tabla 4.12 (continuación) - Clasificación de los detalles EC3: Perfiles tubulares y uniones simples

Detalles cargados por tensiones normales nominales Detalle de construcción

c¡¡¡tegoría ! del detalle rn = 3

Descripción

50

9P c~:nr~] o

45

9J=3

40

9P c~:rt=J o

36

9P C~1t=J [CJ

1 1

i

1

e

[~Jlr~]

1

I

80

l-,::;50mm

71

50 < 1 < 100mm

50

1

80

t-,::; 12 mm

71

t > 12 mm

80

t -,: ; 12 mm

71

t > 12 mm

1

11 O

> 100 mm

~ 1

~

~ 1

1

Uniones soldadas (soldaduras que soportan cargas).

Perfiles tubulares circulares, empalmados mediante soldadura a tope en te a través de una placa intermedia.

Requisitos: - Soldaduras con ausencia comprobada de discontinuidades detectables.

- Los detalles con un espesor de pared mayor de 8 mm se pueden clasificar en una Categoría del detalle más elevada (::::}56).

Uniones soldadas (soldaduras que soportan cargas).

Perfiles tubulares rectangulares, empalmados mediante soldadura a tope en te a través de una placa intermedia.

Requisitos: - Soldaduras con ausencia comprobada de discontinuidades detectables.

Los detalles con un espesor de pared mayor de 8 mm se pueden clasificar en una Categoría del detalle más elevada (::::}50).

Uniones soldadas ( soldaduras que soportan cargas).

Perfiles tubulares circulares, empalmados mediante soldadura a tope en te a través de una placa intermedia.

Requisitos: - Espesores de pared menores de 8 mm.

Uniones soldadas ( soldaduras que soportan cargas).

Perfiles tubulares rectangulares, empalmados mediante soldadura a tope en te a través de una placa intermedia.

Requisitos: - Espesores de pared menores de 8 mm.

Acoplamientos longitudinales (soldaduras que no soportan cargas).

La Categoría del detalle varía con la longitud de la soldadura ....

Acoplamientos transversales.

Extremos de soldadura situados a más de 1O mm de los bordes de la chapa.

Acoplamientos transversales.

Diafragmas, o rigidizadores de vigas cajón, soldados a las platabandas o a las almas.

Tabla 4.12 (continuación) - Clasificación de los detalles EC3: Perfiles tubulares y uniones simples

Detalles cargados por tensiones normales nominales Categoría del detalle m=3

Detalle de construcción

Descripción

Acoplamientos transversales.

El efecto de entalladura que, sobre el material base, ejercen los conectadores soldados.

80

Uniones cruciformes (soldaduras que soportan cargas).

Soldadura de penetración completa.

Inspeccionada y ausencia de discontinuidades detectables.

Requisitos: - La máxima desalineación entre las chapas portantes será menor que el 15% del espesor de la chapa intermedia que las separa.

71

[p ~~ 36

f ~ .... l

t~ 20mm

50

t Y te :;;2omm

36

t Y te >20 mm

Uniones cruciformes (soldaduras que soportan cargas).

Unión con soldadura de ángulo. Son necesarias dos comprobaciones a fatiga: En primer lugar, el agrietamiento de la raíz se evalúa determinando la carrera de las tensiones en la sección de la garganta de la soldadura. Categoría 36.

En segundo lugar, la fisurabilidad del pie de la soldadura se evalúa determinando la carrera de tensiones en las chapas portantes. Categoría 71.

Requisitos: - La máxima desalineación entre las chapas portantes sería menor que el 15% del espesor de la chapa intermedia que los separa.

Platabandas (soldaduras que soportan carga).

Las zonas extremas de toda platabanda de refuerzo, o de un cubrejuntas, con o sin soldadura frontal.

Si la platabanda de refuerzo, o el cubrejuntas, es más ancha que el ala, se necesitan soldaduras frontales de ángulo, amoladas con cuidado para eliminar toda traza de mordedura.

111

5 Factores a tener en cuenta en el diseño de uniones Una estructura hecha con perfiles tubulares y cargada predominantemente con cargas estáticas debería, en principio, estar diseñada de tal manera que presentase un comportamiento dúctil. Esto significa que si las barras son críticas, éstas deberían garantizar capacidad de, rotación, o si las uniones o conexiones son críticas, éstas también deberían garantizar suficiente capacidad de rotación. En este caso, es posible que los momentos flectores secundarios debidos a las deformaciones impuestas o a la rigidez del nudo puedan ser despreciados para el cálculo. Por ejemplo, para una estructura en celosía con nudos en K, los momentos flectores secundarios se pueden despreciar y las uniones se pueden suponer como artjculaciones para la determinación de las fuerzas actuantes en las barras de la unión. Sin embargo, si los elementos críticos (barras o uniones) no disponen de suficiente capacidad de, rotación, como ocurre en el caso de las secciones de pared delgada, se debería llevar a cabo un análisis elástico teniendo en cuenta los efectos de flexión secundarios.

5.1 Capacidad estática de las uniones soldadas La capacidad de las uniones entre perfiles tubulares sometidas a cargas predominantemente estáticas está influida por: - el tipo de carga, por ejemplo axial, de flexión en el plano o flexión fuera de plano.

- el tipo de nudo, por ejemplo, en T, Y, X, K con espaciamiento o con recubrimiento (figura 5.1).

- • os parámetros geométricos de la unión, por ejemplo, p, y, g' y e; (ver figura 5.2).

E~ principio, son posibles varios modos de rotura, por ejemplo para nudos de perfiles tubulares cir~ulares: - :plastificación de la pared del cordón.

- :esfuerzo cortante de punzonamiento del cordón.

- pandeo local en varias posiciones. para nudos de perfiles tubulares rectangulares: - plastificación de la cara del cordón.

- fallo de la pared del cordón.

- rotura por cortante del cordón en la zona del espaciamiento.

- esfuerzo cortante de punzonamiento del cordón.

- anchura efectiva de la barra de relleno.

- ,pandeo local en varias posiciones.

Se puede observar que, en principio, las soldaduras se deben proyectar basándose en la capacidad de las barras para garantizar una ductilidad suficiente de los nudos. Sin embargo, paJra barras poco cargadas, en casos concretos, las soldaduras se pueden proyectar basándose en las cargas de las barras [51].

Los modos de rotura y los parámetros influyentes se tratan con detalle en [62]. Para restringir el número de criterios de fallo y garantizar una ductilidad suficiente de los nudos o, en otros casos, para limitar las deformaciones locales, se han limitado los campos de validez de las fónmulas de resistencia. Las Guías de Diseño de CIDECT [49, 63] facilitan información detallada sobre estas fórmulas de resistencia. En esta guía sólo se encuentran los diagramas de cálculo simplificado en las figuras 5.6 hasta 5.13.

En estos diagramas de cálculo, la capacidad de la unión está relacionada con la capacidad de fluencia o de aplastamiento A1 • f 1 de la barra de relleno conectada. El factor de eficiencia pnpporciona la relación entre la dpacidad del nudo, basada en la carga de la barra de releno, dividida por la capacidad de cálculo a fluencia de la barra de relleno para el caso en el ue los límites de fluencia f O y f 1 y los espesores (t0 y t 1) de cordón y barra de relleno coinci an, el ángulo 01 entre cordón barra de relleno sea igual a 90º y el cordón no presente carga adicional o sea de tracción, es decir, f(n) o f(n') = 1,0. Ver figura 5.4.

y

112

Hay que observar que los correspondientes coeficientes yM que se han de aplicar a la capacidad de la unión ya se han incluido en las fórmulas de cálculo y, por consiguiente, en los diagramas de eficiencia. Estos coeficientes yM varían, puesto que dependen del modo de fallo y de las fuentes de la fórmula de cálculo (analíticas, experimentales, etc.). Para la determinación de la eficiencia, el límite elástico de cálculo de la barra de relleno se utiliza con yM = 1,0. Si en determinados países yM 1,0, la eficiencia de la unión será mayor.

*

d¡~t¡

Nudo tipo K

Nudo tipo T

Nudo tipo N

Nudo tipo X (0 1

= 90 2 :

nudo en cruz)

Nudo tipo KT

Figura 5.1 - Diferentes tipos de uniones básicas (con secciones transversales de CHS)

5.1.1

Capacidad estática de nudos de perfiles tubulares circulares

El criterio de la resistencia estática para nudos de perfiles tubulares circulares se basa en la plastificación del cordón y en el esfuerzo cortante de punzonamiento del mismo.

En las figuras 5. 7 a 5.13 se muestra con claridad que la relación entre el diámetro del cordón y el espesor de la pared ejerce una gran influencia, puesto que cuanto menor es la relación d 0 / t0 , mayor es la eficiencia. f .t El aumento del límite elástico y la relación entre espesores de pared hacen que la

/° ./ y1

1

eficiencia crezca de forma lineal. Un ángulo de 30º, comparado con uno de 90º, aumenta la eficiencia en un factor 2. Se observa que para nudos de perfiles tubulares circulares sólo hay que considerar la carga adicional del cordón al calcular n' = f0 P / fyo (ver figura 5.4), excluyendo de este modo la carga de los nudos presente a través de las cargas de las barras de relleno.

Esto no ocurre con los nudos de perfiles tubulares rectangulares, donde hay que tener en cuenta el máximo esfuerzo de compresión del cordón en el nudo para calcular n.

113

Figura 5.2 - Símbolos y parámetros básicos de los nudos

~~ ~; ~~~' _¡_ ___ i X:=ti¡] _¿_ ,L e

a) Nudo de unión con espaciamiento e = O

h ó d o

o

>o

b) Nudo con espaciamiento con excentricidad positiva

"'M/.,.

e>O

~

e ~ e2 1

e~2

I

I e<O '] -+---·-,-+ +-·--·----i~ h · e<O 1

·

c) Nudo con recubrimiento parcial con excentricidad negativa e > O

-0,55.;;;

0

ó d0

d) Nudo con recubrimiento total con excentricidad negativa e < O

hae

, o

e do .;;; 0,25

Figura 5.3 - Excentricidad nodal con límites permitidos dentro de los cuales el momento resultante en el nudo se puede ignorar para el cálculo del mismo

Nudos planos cargados de forma axial

Para proporcionar un fácil manejo, los diagramas de cálculo se presentan de tal forma que el tipo de unión, el campo de validez, los diagramas de cálculo para la eficiencia de nudos sin corregir y la influencia de la carga en los cordones aparecen todos ellos, junto con un ejemplo de cálculo, en dos páginas. Como simple indicación, aquí se facilitan los diagramas de cálculo para un nudo en X y otro en K con espaciamiento g = 2 t0 Para otros tipos y para las fórmulas de cálculo, se hace referencia a [63].

Al comparar nudos que tienen una barra de relleno (nudos en T y en X) con los que tienen dos (por ejemplo los nudos en K), se observa que para relaciones ~ bajas y medias, debido a la rigidez de la cara del cordón producida por las cargas opuestas de las barras de relleno, la eficiencia es mayor en el caso de las dos barras.

114

Por ejemplo, para ~ = 0,6 y d/t0 = 25:

c. = 0,23 para nudos en X (figura 5.7) c. = 0,37 para nudos en K con espaciamiento g = f La eficiencia se incrementa por el término

2 t 0 (figura 5.8)

·t

1

_YO__O_

fY 1 · t 1 sen 81 Esto significa que para nudos en X, en la mayor parte de los casos, la capacidad del nudo es determinante para la capacidad de carga, mientras que para nudos en K con, por ejemplo,

f .t

8; = 45º y ~ =2,5, se puede obtener una capacidad equivalente a la capacidad de fluenfy1 . t1 cia de la barra de relleno, sólo si el cordón no recibe carga adicional de compresión.

Esto, además, muestra las ventajas de utilizar acero de alta resistencia para el cordón.

Precarga del cordón n'=

No= N 1 cos 81

=NP 0

Nop Ao · fyQ

+ N2 cos 82 + N0 p

Figura 5.4 - Precarga del cordón

5,0 4,5 501====:::::~~4--.c-----l-~--l-~---l-~---i- 4,0 45¡---~-f------l.~ 3,5 40 'e, -o ..., 35~==+~~-....;_~~.-t---l--+ 3,0 ;::,.. :;._ 30¡--~-¡-~~.¡.._~

ºI º N

25¡--~-,-~~""4--a;;;;;=-=,,....¿,..¿,,.,a~~-+~~-f- 2,5

t

20

2,0

15

-t

1,5 1,0 0,5

-12

-8

-4

o

-/=JL

I to

recubrimiento

4

8

12

o

•

espaciamiento

Figura 5.5 - Función de influencia del recubrimiento y del espaciamiento

115

La figura 5.5 muestra claramente la influencia del tamaño de espaciamiento para nudos en K. Está claro que la disminución del tamaño del espaciamiento o del recubrimiento de las barras de relleno aumenta en especial la capacidad de la unión para nudos con cordones de pared delgada (doft 0 elevada).

Para evitar el pandeo localizado de la barra de relleno comprimida en la zona del nudo, se ha establecido un límite para la eficiencia (ver figura 5.6).

Límite de eficiencia* para barra de relleno comprimida

Límites d/t 1 para los cuales siempre se pueden utilizar las eficiencias del nudo derivadas de las figuras 5.7 y 5.8

d/t, Límite elástico

Límite d 1 / t 1

= 235 N/mm2 fY = 275 N/mm2 fY = 355 N/mm2

fY

N* A¡· fy;

*-'- <

d,lt, ::; 43

fy1

30

35

40

45

50

235

1,0

1,0

1,0

0,98

0,93

d,lt, ::; 37

275

1,0

1,0

0,96

0,88

0,86

d/t, ::; 28

355

0,98

0,88

0,85

0,78

0,76

valores que aparecen en la tabla

-

Figura 5.6- Límites de eficiencia para barras de relleno comprimidas pertenecientes a nudos de perfiles tubulares circulares

Nudos multiplanares cargados de forma axial En el caso de las uniones multiplanares, se considera que la capacidad del nudo se basa de nu~vo en la carga en un plano. Sin embargo, debido a los efectos de interacción, hay que reducir la capacidad o la eficiencia mediante los coeficientes dados en la figura 5.9. Las fórmulas de interacción más perfeccionadas están en proceso de desarrollo dentro del marco de la investigación llevada a cabo en la Universidad Tecnológica de Delft y en la Universidad de Kumamoto [60]. En las expresiones dadas en la figura 5.9, el efecto de las cargas en las barras de relleno se enfoca asimismo con un método conservador.

Nudos cargados por momentos flectores Como ocurre con los nudos cargados de forma axial, los diagramas de eficiencia también se han desarrollado para nudos cargados por momentos flectores. Sin embargo, en este caso est¡fm relacionados con la capacidad de momento plástico de las barras de relleno (ver figuras 5.10 y 5.11).

En el caso de cargas combinadas, hay que comprobar la capacidad del nudo a partir de una fórmula de interacción [63]:

N,

N* + ,

r MM¡p* ) 1p

2

+

(

M0 P

)

M* ::; op

1.0

(5.1)

Las eficiencias se pueden combinar de forma similar.

Otros tipos de nudos Exj~ten otras configuraciones diferentes de nudos, por ejemplo placas o secciones doble T co ectadas a barras tubulares o uniones con barras de relleno con extremos recortados o

ap stados; ver capítulos 3 y 6.

116

Se hace hincapié en que la unión de esquina de la figura 6.2b sólo se puede utilizar para barras de relleno con carga relativamente baja, ya que las fuerzas de reacción de la esquina no pueden transferirse de manera satisfactoria. El tipo c de la figura 6.2, con una placa plana insertada, proporciona una transferencia de carga adecuada.

Para una información más detallada, se hace referencia a [63].

Diagrama de cálculo para nudos en X de perfiles tubulares circulares Campos de validez

Símbolos

0,2:::; ~:::; 1,0 doft0 :,; 40 d/t1:,; 50 fy; :,; 355 N/mm2 30º:,; e¡:,; 90º

f0 P =

tensión del cordón como resultado de fuerza axial adicional o momentos flectores

Las soldaduras se dimensionarán en base al límite elástico de la barra de relleno

Ejemplo de cálculo cordón: barra de relleno: fyO = fy1; A

1-'

0 219, 1 X 10,0 0 168,3 X 5,6 01 = 90°

= d /d = 168,3 = 0 77 1 o 219, 1 ,

doft0 = 21,9 Ni A0 1 y1

= 0,26 ·

10 · 0,79 = 6 5,

0,37

doft0 = 21,9 d/t1 = 30,0 fop =-048f ' yO

A0 = 6570 mm 2 A 1 = 2860 mm 2 fyo = fY 1 = 275 N/mm2

f(n') = 0,79

Nop = Aº· fop = -867,2 kN

ex

sen e1 = 1,0

= 0,26

:. N; = 0,37 A1 · fy 1 = 291

kN

Figura 5.7 - Diagrama de cálculo para nudos en X de perfiles tubulares circulares

Nota: Ver también la figura 5.6 para el límite de eficiencia correspondiente a la barra de relleno comprimida.

117

1,0 0,9 - - + - - - - - - - - - - - - ' - - - - - do/to 10 Ni tyo· to , = Cx · · - - , f(n') 0,8 A1 • fyl fyl · t1 sen81 0,7 üx

0,6 0,5

Cll

'c:5 e

Q)

·u 0,4

¡¡::

w

0,3 --t--1""---1~j----t'"""",;;;;;;;;;;;;;j;;;;;;;;;l;---1",e::___;~ 30

t

0,2 -t-----t~t-'~;;;;;::::l....,._;:;;;.;;;;;;;;;;~~==::::±;~ 40

o, 1 o o

0,4

0,2

0,6

0,8

1,0

11

1,0 ~

0,9 0,8 0,7

-- ---- --- --- l7"'

e:

"""0,5

t

0,4

/

,,,,_-

/

1

, //

::- 0,6

~

~

i

V

V'

1

0,3 0,2

.

o, 1 o

.

-1,0

'

-0,8

-0,6

-0,4 n'

-0,2

o

-

paran' ;;:: O : f (n')

=1

Fig,~ra 5.7 - (Continuación) - Diagrama de cálculo para nudos en X de perfiles tubulares circulares

118

Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares circulares en K y N con espaciamiento (g' = 2) Símbolos

Campos de validez

d

cf ~ 1,0

0,2 ~

~=

o

d ---' t1

~

= O,

50 (i

1, 2,)

fy; ~ 355 N/mm 2

-0,55

~

e

d

~

0,25

o

30º ~ 0 ~ 90º 1

f0 P

= tensión

del cordón como resultado de fuerza axial adicional o momentos flectores

Las soldaduras se dimensionarán en base al límite elástico de la barra de relleno.

Ejemplo de cálculo (O): 0 219,3 x 10,0 (compresión) doft0 = 21,9 cordón barra de relleno (1): 0139,7 x 6,3 (compresión) d/t1 = 22,2 barra de relleno (2): 0 114,3 x 5,0 (tracción) d/t2 = 22,9 0 1 = 02 = 40º; fYº = fy, = fy 2 = 275 N/mm 2 ; f0 p = - 0,3 fy 0 ; ~

=

d1 + d2 ---2cr-

= o,58

f (n')

A0 = 6570 mm 2 A1 = 2640 mm 2 A2 = 1720 mm 2 g = 85 mm

= 0,88

o

g'

= 8,5,

doft0

N;

por interpolación

219 = 10 = 21,9

A1 . fy1

10

= O 33. 6,3

CK

= 0,33

sen 81 = 0,643 1 . 0,643 . 0,88

= 0,72

:. N;

Por tanto N;

= 523 kN

= A2 • fY 2 = 473 kN

Figura 5.8- Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares circulares en K y N con espaciamiento

Nota: Ver también la figura 5.6 para el límite de eficiencia correspondiente a la barra de

relleno comprimida.

119

1,0 1

0,9

--

0,8

1

1

1

N1 fyo · to A1 • fy1 = CK· fy1 · q

1

. sen 81.

f (n') '----

g'

0,7

=6

::.::

ü

0,6

ctl

'ü e: Q)

11,.

0,5

"

'ü

~ 0,4

t

-- ·--· ~ .::..:.:: --:::::::...__ ~

""-.

0,3

"""

0,2

o, 1 o

"',.......__ --..

-----

-

15

'1

20 30 40

50

1

.1 o

0,2

0,4

0,6

0,8

-P

1,0

0,9 0,8

---i,------- --- --- ~---P'í 1

/~

0,7 1

-;- 0,6 ,::

¡

1

- 0,5

t 0,4

10

/

,

~

/

~

V

:

1,0

-

1

V

1

'

V'

0,3 0,2

o, 1 o -1,0

-0,8

-0,6

-0,4 n'

-0,2

o

-

para n' ¿ O : f (n')

=1

Figura 5.8 - (Continuación) - Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares circulares en K y N con espaciamiento

120

Tipo de nudo TT

\

0

Coeficiente de corrección con respecto al nudo plano 60° :e:; 0 < 90°

l

/

V~ ;,+,+t

XX

t

! N1

i

t N1 KK

'\

1,0

1 + o,33

N2

N

1 Nota: tener en cuenta el signo de N2 y N1 (N1 ~ N2)

t

0,~

V ~-

0,9

Figura 5.9 - Coeficientes de corrección para nudos multiplanares

1,0

\

0,9 0,8

.e

ci

<S

\

para todos los valores

0,4

(D

·5

r~~

línea límite del esfuerzo cortante de -........., punzonamiento para d, < d 2t -

1

1

1

1

1

1

M¡pb

~

f (n')

fvo· to

ta 0,3 _,___ Mpl, 1 ~ Cipb. fy1 . t1

t

~

/

0

0,5

<1l

"[5 e

~,..

"",.",

0,7 0,6

\

· sen (91)

0,2 0, 1

o

o

10

20

30

40

50

.. do/to Figura 5. 1O- Diagrama de cálculo para nudos cargados por momentos flectores actuantes en el plano de la unión

121

1,0

J V I

0,9

do/to

0,8 M~pb

fyo. to

J

f (n'l

0,7 - - Mpl, 1 =Copb·fy1 ·ti· sen(81) 0,6

" ~~ \\

.ci

ci.

ü

o

0,5

(1)

·u e

Q)

0,4

tB

0,3

t

0,2

·u

15

"'

~/

r--.....

---

~

_ ~..... .......... ....___

/

20

25

J

30

/ ~ 40 50 ~~ ~

o, 1 o O

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

O, 7

0,8

0,9

1,0

.. /3 Figll.lra 5.11 - Diagrama de cálculo para nudos cargados por momentos /lectores actuantes fuera del plano de la unión

5.1.2 Capacidad estática de nudos de perfiles tubulares rectangulares Debido a las múltiples configuraciones posibles referentes a la orientación de los perfiles y a la rectangularidad de los mismos, sólo se han elaborado diagramas de eficiencia para uniones entre perfiles tubulares cuadrados. Se puede obtener información detallada sobre las fórmulas de cálculo y los diagramas de eficiencia en [49].

Aquí sólo se muestran algunos ejemplos para indicar la capacidad del nudo.

Nudos cargados de forma axial Las figuras 5.12 y 5.13 muestran, de manera similar a la empleada con los nudos de perfil tubular circular, los diagramas de eficiencia para los nudos en T, Y y X con ~< 0,85 y para el nudo en K con espaciamiento.

Para nudos en T, Y y X con cargas axiales, con la barra de relleno comprimida o traccionada, los diagramas son parecidos para ~:,:; 0,85. Para 0,85 < ~:,:; 1,0, hay que comprobar además otros criterios como, por ejemplo, la anchura efectiva y la estabilidad de las paredes laterales del cordón. Los criterios dependen del tipo de nudo y de la carga. Para más información ver [49, 50, 63, 64].

Al comparar la figura 5.12 con la figura 5. 7 se observa que la eficiencia para los nudos de perfiles tubulares cuadrados en X con cargas axiales es aproximadamente 1,5 veces inferior a la correspondiente al nudo en X de perfiles tubulares circulares con los mismos doft0 y ~Para nudos en K con espaciamiento, el tamaño de éste influye mínimamente y no se incluye en las ecuaciones de capacidad o eficiencia. Tampco se incluye el factor ~ como parámetro, sino la anchura media de la barra de relleno b 1

+ b2 • La comparación con b1 + b 2 =1,0 muestra 2~

122

2~

que para uniones con una relación bJt0 equivalente a d/t0 , los nudos en K de perfiles tubulares circulares presentan una capacidad algo superior a la de los correspondientes a perfiles tubulares cuadrados.

Los nudos con recubrimiento no se mencionan aquí. Sin embargo, resulta fácil entender que en nudos en K con un recubrimiento del 100% (figura 5.3), tres caras de la barra de relleno que recubre son totalmente efectivas, mientras que la otra cara (perpendicular a la barra de relleno recubierta) sólo es efectiva en parte en las esquinas. Esto se traduce en una eficiencia mínima total del 80% para nudos con un 100% de las barras de relleno recubiertas.

Para nudos con recubrimiento parcial, la eficiencia total varía de 0,6 hasta 1,0 dependiendo de las relaciones entre espesores de pared de la barra de relleno que recubre y la recubierta unida y el cordón [49].

Para uniones no reforzadas de perfiles tubulares rectangulares, también se muestra que se obtiene la capacidad (o eficiencia) del nudo más elevada si la relación b/t0 es baja y

f O • t0 1 _Y_ _ · - - es alta. fY 1 · t 1 sen 81 Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares cuadrados en T, Y y X con Símbolos

ps 0,85

Campos de validez

p S 1,0

0,25

S

b/t 0

S 35

b/t1 $ 35 (para barra traccionada) fy;

s 355 N/mm2

30°

$

81

$

90°

Ejemplo de cálculo Suponer una unión en X de 45º con estas barras (tamaños ISO) cordón: barra de relleno: fyO 81 n

p

200 x 200 x 8,0 {A0 100 X 100 X 5,0 (A1

= 6050 mm 2) = 1890 mm 2)

= fY 1 = 355 N/mm 2 = 45° y sen 81 = 0,707 = -0,48

b/to

= 100/200 = 0,5 = 0,92 de la figura 5.12 (Continuación) = 20 = 25

N'1 . .. A1fy1

= o,16

:. N;

= 0,33 = 0,33 (1890)

f(n) bA

(

8

·º) (-

5,0

1 - ) (0,92) 0,707

(0,355)

= 224 kN

Figura 5.12 - Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares cuadrados en T, Y y X, cargados de ~ ~ 0,85.

forma axial, con

123

1,0 0,9 0,8 0,7

s

0,6

e ,o

·¡::¡ e ::,

0,5

LL.

0,4

t

0,3 0,2 0,1

o -1,0

-0,6

-0,8

o

-0,2

-0.4

__,.. n

1,0 ü ü

X

>-

0,9

1

1

N1 * --A1 · fy1

1

~

1

1

1

1

1

fvo . to 1 CT t · - - - · - - · f (n) ' fy1 · t1 sen81

0,8

C'il

·¡::¡ e

Q)

bo/to

0,7

·¡::¡

t

J

10

,,J / ,,

15

0,6

f

Q)

'O

e 0,5 Q) Q)

·¡::¡

'füo 0.4

ü

t

0,3 0,2 O, 1

o

)

"'' ~

"

~

.....

..... ......... ...__ -

--- --- -

~

~

-

~

V

~ .;

-:- :;,

20 25 30 35

1 1 1

O O, 1 0,2 0,3 0.4 0,5 0,6 0,7 0,8

0,9 1,0

---.. /3 Figura 5.12 - (Continuación) - Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares cuadrados en T, Y y X, cargados de forma axial, con ~ ~ 0,85

124

Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares cuadrados en K y N con espaciamiento

Campos de validez

Uniones y símbolos 0,35 s

n

b

= -2...

~/b 0

p s 1,0

~ O, 1 + 0,01 ( ~º); p ~ 0,35

fyo

=

No AorYO

b/t 1 :s; 1,25 ,/ E/fy 1 s 35 b/t2 $ 35 15 $ boft0 $ 35 0,6 $ (b1 o,5 (1 -

+ b2) 2b¡ $ 1,3

P) s g/b s 1,5 (1 - P) 0

g~t1+t2 -0,55 $ e/h 0 $ 0,25 fy; :::; 355 N/mm 2 30º:::; e¡:::; 90º Ejemplo de cálculo Suponer una unión en K a 45° con estas barras (tamaños ISO) y f; = 355 N/mm 2 cordón: 200 x 200 x 10,0 (A0 = 7450 mm 2) barra de relleno a compresión: 150 x 150 x 8,0 (A 1 = 4450 mm 2) barra de relleno a tracción: 140 x 140 x 8,0 (A2 = 4130 mm 2) Suponer que n = -0,8 Según la figura 1O una unión con espaciamiento es factible suponiendo que p $1,0 excentricidad (e) = 0,20 h0 = 40 (40 + 100) sen 90° 150 140 2 sen 45º = 75 ~ t1 + t2 = 16 g = sen 45° sen 45° 2 sen 45° p = (140 + 150) / (2 X 200) = 0,725 0,5 (1 - P) b0 = 27,5 $ g $ 82,5 = 1,5 (1 - P) b 0 (150 + 140) . 150 = 0,97 $ 1,3 y ~ 0,6 2 b/t0 = 20, b/t2 = 17,5 b/t1 = 18,8 $ 30,4, b/b 0 = O, 75 > 0,3 y p ~ 0,35 n = - 0,8, f(n) = 0,86 de la fig. 5.13 (Continuación)

º·º)(~ 0,707)

1 :. AN;' = 0,35 ( 1y1 5,0

1 -~ (0,86) = 0,53

N' N; sen 91 = 0,57 y ~ 2-= A2 fy2 A2 fy2 sene 2 Nota: Si t 1 y t 2 hubieran sido más bajos, la eficiencia podría haber sido más alta Figura 5.13 - Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares cuadrados en K, cargados de forma axial, con espaciamiento

125

1,0 0,9 0,8 0,7

:s

0,6

e 'º ·¡:¡ e :::;¡

0,5

LL

0,4

t

0,3 0,2 O, 1

o

-1,0

-0,8

-0,4

-0,6

-0,2

o

__,. n

1,0 N¡*

a.

~

,¿

ü

--0,9 -+---+- A¡· fy¡

= CK

,g

·

fyo · to fy¡ · t¡

1

· - - · f(n) sen81

0,8

ctl

·¡:¡ e

(ll

0,7

·¡:¡

t

0,6

(ll

"O (ll

e

0,5

(ll

·¡:¡

'foü

ü

t

0,4 -f--i---f"'~;;;;:::--t--"'i.....lliól.;;::::-t-="""!"'-;4;;;;;;;::::::l 1,6 1,4 --r-..¡..-..1 1,2 0,3 1,0

0,8

0,2

0,6

O, 1

o 10

15

20

25

30

35

__,. b 0 /t 0 Figura 5.13 - (Continuación) - Diagrama de cálculo para nudos de perfiles tubulares cuadrados en K, cargados de forma axial, con espaciamiento

126

e---n"'l""'L

L

ti

j

___

__:,

.---.

a

d

b

e

e

g Figura 5.14 - Uniones de extremos atornillados

Soldadura a lo largo del RHS en 4 esquinas con una longitud de soldadura = L

L

a) Empalme a cortadura simple

b) Empalme a cortadura modificado

Figura 5.15 - Algunos ejemplos de uniones atornilladas y con pasadores

127

Otitos nudos Los nudos multiplanares, los nudos cargados por momentos flectores y las uniones de placas col'l RHS se tratan en [49].

El rfnétodo para el cálculo de uniones en ángulo recto, tales como las que se muestran en las fi~f ras 6.2.b y c, está basado en [41] y se obtiene en [15] como se indica a continuación: E , el caso de la figura 6.2b, la sección transversal de la barra debería ser de clase 1 para una fl . ión pura y cumplir lo siguiente: Nsd :,; 0,2 Npl, Ad

N

M M

(5.2)

y¿+~<l(

N I pi,

Si 8 :,; 90°:

pl,Rd

K

-Jbofho [boft 0 ]D,B

= 3,0

toº < e:,; 180°:

Si

(5.3)

-

K

=1-

+

Kw

es el valor de

(5.4)

+ 2bof\

( ~ cos 8/2) (1 -

K 90 ,)

(5.5)

1

d1 de

1

K

para

e = 90º

En el caso de la figura 6.2c, hay que cumplir la siguiente condición: MSd -NSd + -~ :,; 1,0

Np~,

(5.6)

Mpl,Rd

El espesor de la placa t debería ser 1,5 t pero no inferior a 1O mm, donde t es el espesor de la ~arra del nudo.

P

5.2 Capacidad estática de uniones atornilladas y claveteadas Lof' métodos de cálculo usados para muchos tipos de uniones atornilladas (figura 5.14) a pe iles tubulares o entre ellos mismos no se diferencian básicamente de los utilizados para cu lquier otro tipo de unión con perfiles abiertos de acero.

Pa.a uniones con brida (figuras 5.16 y 5.17), los detalles son diferentes de las uniones con brida de perfiles en doble T, ya que los tornillos solamente están dispuestos en la periferia exterior.

La figura 5.16 muestra el espesor de brida necesario, el diámetro de tornillo y el número de tornillos para dimensiones determinadas de CHS. Estos detalles normalizados se basan en (24] y se han elaborado para el acero STK 41 con un mínimo especificado de f = 235 N/mm 2 , fu ,;e 402 N/mm 2 y para tornillos de tipo 10.9 con una resistencia última a tradción de 981 N/ mrt1 2 • Se incluye un margen de resistencia frente a una fuerza de apalancamiento equivalente a 1/3 de la fuerza total del tornillo en el estado límite último y la unión es capaz de desarrollar la C::apacidad de fluencia de la barra de CHS. En (64] hay información detallada acerca de las ec~aciones de cálculo.

El~álculo para uniones de placas extremas de barras de RHS (figura 5.17) no resulta tan dit cto como para los CHS y, por tanto, no se puede dar en una simple tabla. En (49] se fa ilita orientación.

Pa a uniones con brida, en las que sólo la cara interna del perfil tubular queda libre dentro de la ~laca, existen métodos de cálculo basados en la teoría elástica [14].

La$ placas rigidizadoras se deben evitar siempre que sea posible, puesto que incrementan los¡ costes de fabricación, protección y mantenimiento. Resulta más favorable utilizar una pl*a extrema más gruesa y evitar así los rigidizadores, aunque sea preciso un precalentamiento de la placa extrema durante la soldadura.

128

1

En algunos detalles (ver por ejemplo la figura 5.15) los requisitos de tolerancia son bastante rigurosos.

Habría que hacer hincapié en que si se requiere una capacidad de rotación o deformación, es decir, si no se conocen bien las cargas o actúan en estructuras estáticamente indeterminadas, la unión de la placa soldada y los tornillos nunca deberían ser el elemento crítico de la unión. máx. dimensiones de tubo d, x t, (mm) 60,5

X

101,6

X X

(mm)

12

16

4

25

12

16

5

25

16

20

5

30

20 20 20

22 22 22

5 6 8

35 35 35

22 24 24 24 24

24 24 24 32 28

9 13 12 23 20

40 40 40 40 40

t,

e,= e2 (mm)

4,0

114,3

X

3,6

114,3

X

5,6

hasta de 139,8

X

4,5

165,2 190,7 216,3

X

5,0 5,0 6,0

X

número mínimo de tornillos

4,0

hasta de

X

distancia al borde

diámetro nominal de tornillo (mm)

4,0

hasta de 89,1

espesor de la brida

216,3 X 8,0 267,4 X 9,0 318,5 X 7,0 355,6 X 12,0 406,4 X 9,0

Figura 5.16 - Detalles estándar para uniones con brida (uniones de resistencia total)

Tornillos en sólo dos lados

+

rr---=-==-11 11

11

11

11• 11

4-11

ll--=--=-~--:lJ

+

Configuraciones de cuatro y ocho tornillos Figura 5.17 - Uniones con brida para RHS

129

Figura 5.18 - Unión de CHS claveteada

Como alternativa al atornillado o a la soldadura, los perfiles tubulares circulares (CHS) se pueden clavetear entre sí hasta formar uniones estructurales fiables. En la actualidad, este método de unión se ha verificado únicamente para empalmes entre tubos coaxiales (ver figura 5.18). En ella, un tubo se puede ajustar perfectamente al otro de tal manera que el 130

diámetro exterior del más pequeño equivale al diámetro interior del mayor. Las clavijas se introducen en los dos espesores de pared, dispuestas de forma simétrica alrededor del perímetro del tubo. Como alternativa, se pueden unir dos tubos, con el mismo diámetro exterior colocando un collar tubular sobre los dos extremos del tubo; en este caso, también se insertan clavijas por taladrado en las dos paredes del tubo.

Hasta la fecha, los estudios de investigación han abarcado una gama de tamaños de tubos de hasta 400 mm de diámetro con varias relaciones entre diámetro y espesor, espesor de pared del tubo y falta de ajuste [53]. Los tipos de rotura que se observaron fueron fallos de esfuerzo cortante de las clavijas y fallo en la capacidad del tubo, para los que se han verificado unas sencillas fórmulas de predicción derivadas de las de uniones atornilladas.

La resistencia a esfuerzo cortante nominal última de una unión con clavijas se obtiene mediante: • Rn = (Resistencia a esfuerzo cortante simple de una clavija) · n El límite de aplastamiento nominal último de una unión con clavijas se obtiene mediante:

• Si L. 2". 1,5 d y s 2". 3d : Rn = 2,4 d · t · n · Fu • Si L. < 1,5 d ó s < 3 d: Rn = L.· t · n ·Fu, pero:::; 2,4 d · t · n · Fu para la fila de clavijas más cercana al borde libre, y Rn

= (s - d/2)· t · n · Fu, pero:::; 2,4 d · t · n · Fu, para las filas de clavijas restantes.

En las ecuaciones anteriores: L. = distancia desde el centro de la clavija hasta el borde, medida a lo largo del eje del tubo d = diámetro de la clavija s = paso o espacio entre las filas de clavijas medido a lo largo del eje del tubo n = número de clavijas t = espesor de pared del tubo Fu = tensión última a tracción del material del tubo.

Por tanto, la resistencia de cálculo en los estados límite de las uniones es la más baja de los dos posibles modos de fallo resistentes (a esfuerzo cortante y a aplastamiento), multiplicado por un coeficiente de resistencia adicional de 0,75 (equivalente a un coeficiente yM parcial de seguridad de 1,33 del EC3). Este coeficiente concuerda con la especificación AISC LRFD (1993), de donde se han tomado las fórmulas del límite de aplastamiento.

Recientemente, se ha investigado acerca del atornillado ciego [1 O, 11]. En [8] se encuentran recomendaciones para el esfuerzo cortante, el aplastamiento y la tracción.

5.3 Capacidad a fatiga de las uniones soldadas

En 4.3.3 se analizan los parámetros básicos que influyen en la resistencia de barras con elementos de acoplamiento o con uniones en prolongación. Ya se ha afirmado que en las uniones soldadas de perfiles tubulares entre sí, la rigidez alrededor de la intersección no es uniforme, dando lugar a una distribución geométrica de tensiones no uniforme, tal como se muestra en la figura 4.9 para un nudo en X de perfiles tubulares circulares. Esta distribución no uniforme de las tensiones depende del tipo de carga (axial, de flexión en el plano, de flexión fuera del plano) y de los tipos de unión y de la geometría. Por ello, el comportamiento a fatiga de los nudos de perfiles tubulares se trata generalmente de distinta manera que el correspondiente, por ejemplo, a uniones soldadas de chapas entre sí.

5.3.1 Aproximación geométrica de las tensiones

Dado que las tensiones de pico determinan el comportamiento a fatiga en los modernos métodos de cálculo, el cálculo a fatiga está relacionado con la carrera de las tensiones geométricas de la unión. Esta carrera de tensiones geométricas incluye las influencias 131

geométricas pero excluye los efectos relacionados con la fabricación, como por ejemplo la configuración de la soldadura (plana, convexa, cóncava) y el estado local de la intersección de soldadura con el metal de base (radio de la intersección, indentación marginal, etc ... ). El cmnportamiento a fatiga de uniones soldadas en ángulo está a veces relacionado mediante coeficientes con el correspondiente a uniones soldadas a tope. Como la tensión geométrica de pico (también denominada tensión de punto caliente) sólo se puede determinar con el método de los elementos finitos o con mediciones en muestras reales, los coeficientes de concentración de tensiones (SCF) se han desarrollado para los tipos básicos de nudos y cargas. Estos coeficientes se definen como la relación entre la tensión geométrica (pico) y la tensión nominal causante de la tensión geométrica, es decir, para un nudo en X sin carga en el oordón. tensión geometrica ;,¡,k

(5.7)

tensión nominal de la barra de relleno

con: i ::; cordón o barra de relleno ::; emplazamiento, por ejemplo, en el punto de arzón (cumbre), en el punto de baste (valle) o en el intermedio para nudos de CHS k ::; tipo de carga Así pues, hay que determinar varios SCFs para emplazamientos diferentes (figura 5.19). El SCF máximo depende de la geometría y de la carga, lo cual es especialmente importante para cargas combinadas.

Por, consiguiente, para determinar la vida útil a fatiga hay que calcular la carrera de las tensiones (pi, os) geométricas: !1,,¡ ~

.k

eom.1J. .

= LL1crnom.1.. .

k •

SCF.1.¡ ..k

(5.8)

La linea L1cr-N que hay que tener en cuenta también está basada en la carrera de las tensiones ge métricas.

Barra de relleno

Figura 5.19 - Emplazamientos por extrapolación de las tensiones geométricas de pico para un nudo en T

Coralón

Corrección de espesores para nudos planos

= L1cr R,t= 16 · (16/t}°'3 f10'R,t = f10' R,t= 16 ' (16/t}°'11

L1crR,t

x log (n)

para t > 16 mm para t ~ 16 mm

Corrección de espesor para un espesor * 16 mm

b

Para carga de amplitud constante

<I

t 2·10 6 5-106

-N

132

,os

Figura 5.20 - Curvas de cálculo iicr-N básicas para el método de las tensiones geométricas para nudos de perfiles tubulares (16 mm de espesor)

'fE ?

1000 800

SHS circular basado en la clase 112 del EC3

1:)

<] ©

e:

400

-~ oi (.)

.9e

200

t=

:,

Q.

4mm 5mm

©

""O U)

100

©

e

o

8mm

e

12,5mm 16mm 25mm

·¡¡;

2

50

©

""O

~ ~

til

ü

25 20 10 4

,os

10 6

10 7

108

109

Número de ciclos a rotura N,

,;- 1000 E 800 E

SHS rectangular basado en la clase 90 del EC3

?

1:)

<] ©

e: -~oi

400

(.)

.9e

200

:,

Q.

t=

©

""O U)

100

4mm 5mm

©

e

o ·¡¡; e

2

8mm 50

12,5mm 16mm 25mm

©

""O

~ ~

til

ü

25 20 104

10 5

10 6

10 7

10ª

109

Número de ciclos a rotura N, Figura 5.21 - Curvas de cálculo t.cr-N para el método de las tensiones geométricas con corrección de espesor (nudos planos)

Un estudio reciente [65, 66] muestra que las curvas Llcr-N pueden ser más altas que las facilitadas en el EC3. Para un espesor de pared de 16 mm, se puede adoptar la siguiente clase de fatiga (en 2 · 166 ciclos) para nudos de perfiles tubulares utilizando el método de las tensiones geométricas: Nudos de CHS Nudos de RHS

112 90

Estas curvas con las correcciones de espesor aparecen cualitativamente en la figura 5.20. Se ha demostrado que el gradiente de las tensiones o de las deformaciones unitarias influyen 133

en la vida útil a fatiga. Como esta influencia no está incluida en la carrera de las tensiones geométricas, las uniones con coeficientes de concentración de tensiones relativamente altos producen un efecto de espesor, es decir, el comportamiento a fatiga es mejor para uniones de pared delgada que para las de paredes gruesas.

Para nudos planos de perfiles tubulares cuadrados, esto da como resultado las curvas ~cr-N de la figura 5.21. Los nudos multiplanares presentan SCFs inferiores y, por consiguiente, prodU<;:en un efecto de espesor menor, que no se toma en cuenta cuando es menor de 16 mm

(541, 55].

Ha

que observar que las curvas que se dan no son válidas para espesores inferiores a 4 mm, pu sto que el comportamiento de la soldadura puede anular la influencia geométrica, dando lug~r a veces a límites de fatiga bastante más bajos (62].

24 20 16

5

u. 12

u

(/)

t

¡

4 l.

u. 3

8

u (/)

4

t

o

·-- --· ---

~ ...__ ...__

2

'~

1

T

t

o

o

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

O

0,2 0,4

-/3,

0,6

0,8

1,0

-{!,,

Valle de la barra de relleno

Cumbre de la barra de relleno

40 2-y=15

36

2-y=30

2-y=50

7 = 0,5 - - - - - -

32

7

=

1,0 - - - - - -

28 24

8

u. 20

7

u (/)

t

6 16

¡

5

12

_J_

u. 4

u

(/) 3

8

t

1

t

2

4

o o

o 0,2

0,4 0,6

0,8

-/3, Valle del cordón

1,0

O

0,2

0,4 0,6 0,8 -{!,,

1,0

Cumbre del cordón

Figura 5.22 - SCFs para nudos de perfiles tubulares circulares en X con carga axial [55]

134

Para el diseñador es importante tener un buen conocimiento de los parámetros que determinan los coeficientes de concentración de tensiones. Un diseño óptimo requiere que dichos coeficientes sean lo más bajos posible.

Cordón - · - V 2 y = 25,0 ---!:::,. 2y = 16,0

-02y=12,5 y 7

V}

.._

/::;.

6

• oO

= 0,25 a 1 T~maño de s1mbolo - 1: t

1:

1'

= --~to

LL.

u

C/J

t

20 18 16 14 12 10 8 6 4 2

32 30 28 26 24 22 20 "'r-- 18 ó l- 16 LL. --14 u C/J 12 10 8 6 4 2

7"

t

o o

o o

0,2

Líneas A,E

0,4

0,6

0,8

1,0

-fj

20 18 16 L!) 14 r-6 12 l10 LL. ---u 8 C/J 6 4 2

0,2

0,4

Línea B

-fj

o

0,4

0,6

0,8

1,0

0,6

0,8

1,0

32 30 28 26 24 22 20 "'r-ci 18 l- 16 LL. ---u 14 C/J 12

t

10

8 6 4 2

t

o

o o

0,2

Línea D

0,4

-fJ

0,6

0,8

1,0

0,2

Línea

e -fJ

Figura 5.23 - SCFs para nudos de perfiles tubulares cuadrados en T y en X soldados a tope, con carga axial en la barra de relleno (fórmulas paramétricas comparadas con cálculos MEF)

Notas: 1) El efecto de la flexión en el cordón para un nudo en T debido a la fuerza axial en la barra de relleno se debe incluir en el análisis de forma separada 2) Para uniones con soldadura en ángulo: multiplicar los SCFs para la barra de relleno por 1,4 3) Se recomienda un mínimo SCF = 2,0 para evitar la aparición de grietas desde la raíz.

135

Como indicación, abajo se muestran los coeficientes de concentración de tensiones para algl)lnas configuraciones de nudos. La figura 5.22 muestra los coeficientes de concentración de ~ensiones para nudos de perfiles tubulares circulares en X con carga axial, en cuatro empla*amientos, es decir, cordón y barra de relleno, cumbre y valle. Se puede llegar a las siguientes conclusiones:

Para el cordón - ~eneralmente el SCF más alto se produce en el valle.

- Los SCFs más altos en el valle se obtienen para relaciones - El SCF disminuye cuando el valor 't ( 't

= :: )

p medias.

disminuye.

- El SCF disminuye cuando el valor 2y (Y= ~ ) disminuye.

2 t0

Para la barra de relleno -

Generalmente se aplica lo mismo que para el cordón; sin embargo, un descenso del valor t provoca un incremento del SCF en el lugar de la cumbre.

- E;I SCF de la barra de relleno puede llegar a ser crítico comparado con el del cordón para valores t pequeños; sin embargo, el espesor de la barra de relleno es entonces menor que el espesor del cordón. Al considerar el efecto de espesor, éste todavía produce resultados principalmente en un punto crítico del cordón.

La figura 5.24 muestra los SCFs para un nudo de perfiles tubulares circulares con espaciamiento en K, con cargas axiales, con g = O, 1 d 0 • Aquí son válidas las mismas observaciones que para los nudos en X, pero los SCFs resultan bastante más bajos debido al efecto rigidizante de las cargas opuestas en la cara del nudo. Además, solamente se dan los SCFs máximos para las barras de relleno y el nudo. (No existe diferenciación entre el lugar del valle y de la cumbre).

2-y 15 2-y 30 0,5 - - - - - O

O

T

O

2-y

e

50

7 = 1,0 · - - - • - -

--

6

5 u.

4

(/)

3

u

t

'.....

~- --- -- ""-

-- -

2

i--,

....

6

5

~

u.

u (/)

t

.....

4

I',.,._

i-....

3

i - - ....

2

o -!---+-+----+---.

O

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

O

0,2

0,4

..... ~~"""' ........

_

- --

0,6

~;

0,8

1,0

-/l, 1 °/321

-/l, I= /l2I

Valle/cumbre del nudo

Valle/cumbre de la barra de relleno

Figulra 5.24 - SCFs para nudos de perfiles tubulares circulares en K con un espaciamiento g con cargas axiales

= O, 1 d0

Parq1. nudos de perfiles tubulares cuadrados, se dan en la figura 5.23 los SCFs para diferentes situaciones. Se pueden hacer observaciones similares a las mencionadas anteriormente para los nudos en X de perfiles tubulares circulares: - Los SCFs más altos se producen generalmente en el cordón (para t = 1) en los puntos By C. - Los SCFs más altos se encuentran para relaciones p medias.

- Cuanto menor es la relación 2y, menor es el SCF. - Cuanto menor es la relación 't, menor es el SCF en el cordón, mientras que ejerce menos iriifluencia en la barra de relleno.

136

4

4

--u

ó

• =-· _.,1 1

u..

(fJ

t

1--

~-- --u

2

1

.~ ~-

. ..-· ,e:~ ~

;!j

~

i

~7

3

3

2 ~

u..

(fJ

t

~

o

o O

0,2

Línea

0,4

0,6

0,8

1,0

O

e -/3

0,2

Unea:D

0,4

0,6

0,8

1,0

-/3

Figura 5.25- SCF para nudos en Ty X (localizaciones en el cordón C y D de la figura 5.19 únicamente), cargados por un momento flector en el plano o una fuerza axial en el cordón

+

~y=~~,25 = 0,5 ·

1:

..... máx. SCF

4,7

7,0

10,6

Figura 5.26 - Efecto de carga multiplanar en el SCF El efecto del ángulo de la barra de relleno no se incluye en las figuras, pero una reducción del ángulo que forman la barra de relleno y el cordón da lugar a una reducción considerable del SCF. Si el cordón está cargado, la carrera de las tensiones de punto caliente o geométricas en los puntos del cordón en la cumbre (CHS) o en los puntos C y D (RHS) (ver figura 5.19) tiene que ser incrementada por la carrera de tensiones nominales del cordón multiplicada por el coeficiente de concentración de tensiones producido por dichas tensiones. Este SCF varía entre 1 y 3, tal y como se muestra en la figura 5.25, para nudos en T y X de RHS dependiendo de la carga, tipo de nudo y parámetros geométricos [65].

Otro aspecto que hay que considerar es la carga multiplanar. Para el mismo tipo de nudo y la misma geometría, se pueden obtener diferentes SCFs para diferentes situaciones de carga (ver figura 5.26).

Todos los SCFs se basan en mediciones tomadas en la intersección de la soldadura, puesto que éste es un lugar generalmente crítico. Sin embargo, para SCFs muy bajos, pueden aparecer los inicios de grietas en la raíz de la soldadura. Por consiguiente, se recomienda un SCF = 2,0 mínimo. Además, los valores de SCF se han determinado para nudos soldados a tope. Las soldaduras en ángulo producen SCFs algo más bajos en el cordón, pero bastante más elevados en la barra de relleno, por lo que se recomienda incrementar los SCFs en la barra de relleno en un factor 1,4 [65].

Considerando todos estos aspectos, se llega a la conclusión de que se puede obtener un cálculo óptimo si los SCFs son lo más bajos posible. Por lo tanto, se pueden dar las siguientes pautas: - Evitar las relaciones ~ medias; las relaciones ~ que se acercan a 1,0 producen SCFs menores.

- Que el espesor de pared de la barra de relleno sea el mínimo posible ('t baja).

- Tomar cordones de pared relativamente gruesos (relación 2y baja).

De este modo, se pueden obtener SCFs de aproximadamente 2 a 4, dando lugar a un diseño económico.

Además, en [68] se encuentra el método de cálculo para nudos en K soldados uniplanos basado en la tensión de punto caliente.

137

5.3.2 Método de clasificación basado en carreras de tensiones nominales Para métodos de cálculo sencillos resultaría más fácil si los SCFs se pudieran ya incorporar en la clasificación de la sección para el cálculo teniendo en cuenta los principales parámetros influyentes. Sin embargo, esto es imposible para nudos en T, Y y X, puesto que la variación del SCF es considerable. En cambio, para nudos en K, sí es posible y se ha realizado en el Eurocódigo 3. El efecto de espesor es tomado en cuenta de forma indirecta. El método sólo se puede utilizar para perfiles de pared delgada (ver campo de validez recomendado). La clasificación depende únicamente del espaciamiento, del recubrimiento y de la relación 1: (tabla 5.1). Hay que señalar que las clases de cálculo se basan en resultados de ensayos y en un análisis incjependiente, y no cumplen el método de concentración de tensiones en su totalidad.

La~ clases para el cálculo facilitadas muestran con claridad la ventaja de utilizar una relación 1: baja o una alta. Como a veces resulta difícil para los calculistas determinar los momentos flectores secundarios, el EC3 permite un cálculo basado en la suposición de que las barras de relleno se encuentran unidas al cordón con articulaciones. Sin embargo, hay que multiplicar las carreras de tensiones nominales debidas a carga axial en las barras de relleno por los coeficientes indicados en las tablas 5.2 y 5.3 para tener en cuenta los momentos flectores secundarios.

tA

5.4 Capacidad a fatiga de uniones atornilladas Las uniones con tornillos de alta resistencia (elevado rozamiento) (HSFG) muestran un comportamiento a fatiga más favorable que las uniones atornilladas normales. Las uniones con tornillos de alta resistencia cargadas a tracción pueden, por ejemplo, estar diseñadas de tal manera que la carga de fatiga no afecte de forma significativa a los nudos. Las uniones con tornillos de alta resistencia pretensadas sometidas a cargas de esfuerzo cortante o de fricción pueden soportar esfuerzos de fatiga mayores que los nudos soldados, lo que significa que, en general, estas uniones atornilladas bajo esfuerzo cortante no son los elementos críticos. El diseño de estas uniones atornilladas se debe realizar de tal forma que no se produzca deslizamiento ni holgura entre las piezas.

1

5.4.1

Uniones atornilladas sometidas a carga de tracción

Investigaciones teóricas y resultados experimentales [4) indican que en el comportamiento a fatiga de uniones atornilladas pretensadas ejerce una influencia significativa el modo de transmisión de la carga. La figura 5.27 muestra algunos ejemplos de uniones atornilladas bajo tracción.

Para las configuraciones a 1 y a2 (figura 5.27), la presión de la cara de contacto es, por diseño, coaxial con la carga externa. En este caso, según aumenta la carga, se produce al principio una reducción de la presión de contacto. Sólo cuando la carga aplicada supera la presión de contacto se empieza a apreciar un incremento de la fuerza actuante en los tornillos de alta resistencia. Para las configuraciones c 1 y c 2 , la fuerza actuante en los tornillos de alta resistencia aumenta desde el principio incrementándose al crecer la carga aplicada. Esto lleva a la conclusión de que los tipos de unión a 1 y a2 son mejores en fatiga que los otros tipos.

La rigidez de las bridas es considerablemente mayor con las configuraciones a 1 y a2 que en la transmisión de cargas axiales a los tornillos acompañada de flexión de bridas (ésta es, por supuesto, la rigidez contra presión de contacto). Esto da lugar a un pequeño aumento de las tensiones en los tornillos sometidos a carga de fatiga. Este cambio de tensiones debido a carga de fatiga se puede omitir cuando la carga externa F, es menor que la precarga Fv. Si las partes transmisoras de carga no estuviesen situadas en el mismo plano, entonces habría que diseñar las uniones de manera que la transmisión de carga se consiguiese principalmente a través de la reducción de las fuerzas de contacto. Las disposiciones nicpstradas en la figura 5.28 son recomendables para uniones atornilladas con brida anular entre perfiles tubulares. Estas uniones con brida propuestas requieren un mecanizado y un acabado caros. Sin embargo, se puede alcanzar el mismo nivel de transmisión de carga simplemente con la ayuda de arandelas suplementarias (calas de ajuste). Se recomienda, 138

Tabla 5.1 - Clases para el método de clasificación según el EC3 Categoría del detalle para nudos de vigas en celosía Categoría del detalle m =5

Detalles de construcción

90

toft,

45

lofl,=1,0

71

\il, ?2,0

Nudos con espaciamiento Perfiles tubulares circulares, nudos en K y en N

? 2,0

Nudos con espaciamiento Perfiles tubulares rectangulares, nudos en K y en N Requisitos • 0,5 (b 0-b) S g S 1, 1 (b 0-b,) • g? 210

f------------- .

36

Descripción

toft, = 1,0

--·--

71

Nudos con recubrimiento Nudos en K Requisitos • recubrimiento entre 30 y 100%

!i\?1,4 ·-~

56

ti\= 1,0

------~ ---~-------r-------

71

- - - - - - - - - - ¡ - - - - - - · · -- - - - - - - - - - - - -

Nudos con recubrimiento Nudos en N

!i\?1,4

f------+---~

50

toft, = 1,0

Requisitos generales !0, t, s 12,5 mm* 0,4 S b/b 0 S 1,0

35º ses 50º

b 0 s 200 mm 0,25 s d/d 0 s 1,0 doft0 s 25 * - 0,5 h0 s es 0,25 h0, d 0 s 300 mm - 0,5 d 0 s e s 0,25 d 0 Excentricidad fuera del plano: s 0,02b 0 ó s 0,02d 0 Las soldaduras en ángulo están permitidas en barras de relleno con espesores de pared s 8 mm. *

Para valores tof\ intermedios, utilizar interpolación lineal entre las Categorías del detalle.

Observar que las barras de relleno y los cordones requieren valoraciones de fatiga separadas En lo referente a los requisitos generales se propone utilizar: 4 s t 0 ó t, s 8 mm en lugar de s 12,5 mm b 0 / t 0 · t 0 / t 1 ó d 0 / t 0 · t 0 / t 1 s 25 en lugar de b 0 / t 0 ó d 0 / t 0 s 25

139

'

'

F

ÂŞ1

F c1

b1

mal

bien

F

.t

F

~

'1:1

perfil tubular circular

Figura 5.27 - Ejemplos de uniones atornilladas a tracciĂłn

Figura 5.28 - Uniones atornilladas con brida anular recomendadas para carga de fatiga

+ a) no pretensada

+

b) pretensada

Figura 5.29 - Posible distribuciĂłn de las tensiones en uniones atornilladas

140

+

c) pretensada y movida lateralmente

además, que los tornillos de alta resistencia se encuentren lo más cercanos posibles a las fuerzas transmitidas entre las partes estructurales.

Se deben evitar las uniones atornilladas corrientes sin pretensado, ya que el comportamiento a fatiga es malo.

Tabla 5.2 - Coeficientes a tener en cuenta para los momentos flectores secundarios en nudos de vigas en celosía hechas con perfiles tubulares circulares

Tipo de nudo

Cordones

Montantes

Diagonales

Nudos con espaciamiento

K

1,5

N

Nudos con recubrimiento

N

1,5 1,5 1,5

1,0 1,8 1,0 1,65

1,3 1,4 1,2 1,25

K

Tabla 5.3 - Coeficientes a tener en cuenta para los momentos flectores secundarios en nudos de vigas en celosía hechas con perfiles tubulares rectangulares

Tipo de nudo

Cordones

Montantes

Diagonales

Nudos con espaciamiento

K N

1,5 1,5

1,0 2,2

1,5 1,6

Nudos con recubrimiento

K N

1,5 1,5

1,0 2,0

1,3 1,4

Tabla 5.4 - Clase de fatiga recomendada para uniones atornilladas según el Eurocódigo 3

Detalle

Clase

Pendiente m

Tornillos cargados a tracción en base al área de los esfuerzos a tracción

36

-5

Tornillos ajustados de tipo 8.8 ó 10.9 simple o doble cortadura (en base al área de la espiga)

100

-5

Uniones resistentes a deslizamientos de doble cara, p. ej. empalmes o cubrejuntas (en base al esfuerzo del área total)

112

-3

5.4.2 Uniones atornilladas sometidas a esfuerzo cortante

Los valores de las tensiones de fatiga en uniones atornilladas (HSFG) sometidas a esfuerzo cortante son en general superiores a los correspondientes a soldaduras que unen perfiles tubulares con placas extremas. Como se muestra en la figura 5.29, la distribución de las tensiones en uniones atornilladas pretensadas es mucho mejor que la de las uniones atornilladas sin pretensado. El motivo es que la fuerza de rozamiento transmite parte de la carga externa antes de que el tornillo llegue a alcanzar la cara del agujero del mismo. Después de que las partes de una unión atornillada de alta resistencia han deslizado y se ha eliminado la holgura, se aplica una distribución de las tensiones menos favorable que antes, puesto que la fuerza se transmite ahora en parte por una presión determinada en la cara del agujero y por la fuerza de rozamiento (ver figura 5.29c).

Para piezas estructurales sometidas a carga de fatiga se deben evitar los tornillos sin pretensar y sin ajustar.

En el Eurocódigo 3 hay recomendaciones para la clase de fatiga en uniones atornilladas (con tornillos de alta resistencia) (ver tabla 5.4).

Hay que recordar que dependiendo de las condiciones, hay que utilizar los coeficientes para las cargas. Ver por ejemplo la tabla 4.11.

141

6 Detallado de uniones En el detallado de uniones es fundamental tener en cuenta la fabricación, protección y mantenimiento junto con los requisitos de resistencia (capacidad) y rigidez. En las secciones anteriores se muestra que con el mismo material, y a veces con menores costes de fabricación, se puede obtener un mejor rendimiento bajo carga estática o de fatiga, por ejemplo: Considerando dos alternativas para un nudo de perfiles tubulares cuadrados en X, ver tabla 6.1: Tabla 6.1 Unión 2

1 cordón barra de relleno

0 200 X 200 X 10 0 100 X 100 X 8

0200 0160

X X

200 X 10 160 X 5

masa necesaria

100 %

aproximadamente igual que (1)

volumen del metal de la soldadura

100 %

0,625

protección/mantenimiento

X

(1)

área de superficie menor que (2)

comportamiento a pandeo

-

mejor que (1)

rtsistencia estática ( er figura 5.12)

-

1,6 X (1)

-

1,42 X (1) (basada en la tensión nominal de la barra de relleno)

-

resistencia a fatiga (ver figura 5.23) 1

Teniendo en cuenta los aspectos de fabricación y la resistencia estática y de fatiga, la unión (2) resulta bastante más favorable que la unión (1).

Para uniones atornilladas se pueden mostrar ejemplos similares teniendo en cuenta la ubicación de las calas de ajuste de la figura 5.27.

En este capítulo se encuentran algunos detalles junto con una pequeña descripción. También se facilitan instrucciones adicionales para diseñar óptimamente.

6.1

1

Uniones soldadas

Uniones Vierendeel

La figura 6.1 muestra algunas uniones Vierendeel de RHS. Desde el punto de vista de la fabricación, la unión sin rigidizar (a) resulta mejor que las otras. Sin embargo, para p < 1,0 dicha unión puede resultar demasiado flexible para una unión resistente a momentos. La rigidez aumenta considerablemente si se emplea una unión sin rigidizar con p = 1,0; no obstante, esto se traduce en un difícil detalle de soldadura en los lados debido al radio de acuerdo en la esquina del cordón, especialmente si dicho radio es grande.

Los rigidizadores se disponen algunas veces como se indica en las figuras 6.1 b, c, d y e.

El rigidizador de la figura 6.1 b resulta eficiente para un aumento de la rigidez. Sin embargo, el ?Umento de la resistencia del nudo es mínimo, puesto que la unión de la placa en las es~uinas del cordón es el lugar más rígido y soporta la mayor parte de la carga. Las partes re~antes pueden resultar efectivas después de una gran fluencia o incluso del agrietamiento.

142

Figura 6.1 - Tipos de unión Vierendeel entre RHS (a) Sin reforzar (b) Con rigidizadores de chapa en la barra de relleno (c) Con rigidizadores de chapa en el cordón (d) Con rigidizadores de cartela (e) Con rigidizadores en pirámide truncada

Las uniones de las figuras 6.1 c y d son eficaces con la condición de que el espesor de la placa sea al menos t ¿: 2t 1 y la longitud sea suficiente. Las cartelas deben tener una dimensión de 0,25 h1 para prop~rcionar una capacidad de la unión equivalente a la capacidad a momento del total de la barra de relleno.

La unión de la figura 6.1 e resulta eficaz para la resistencia del nudo, pero demasiado cara desde el punto de vista de la fabricación.

Los métodos de rigidización de los que se ha tratado se utilizan algunas veces para reparaciones.

Las uniones Vierendeel de esquinas extremas de CHS se muestran en la figura 6.2. Se hace hincapié en que la unión sin rigidizar de la figura 6.2b sólo se puede utilizar si las cargas son muy pequeñas, puesto que la transferencia del esfuerzo cortante en la esquina no es eficaz.

Una placa rigidizadora, como la que aparece en la figura 6.2c, o una cartela pueden incrementar la capacidad de la unión hasta la capacidad de la barra de relleno.

143

!

Tapa extrema

\

!)-1

'

1

1 1' 1_4

-

-...____.,A'

t

b)

a)

Placa 2 t0

Cartela de RHS

e)

d)

Figura 6.2 - Uniones Vierendeel de esquinas extremas de CHS y RHS

Uniones de celosías

La figura 6.3 muestra algunos nudos en K de perfiles tubulares rectangulares con espaciamiento y recubrimiento.

A4liuí también se recomienda utilizar uniones sin rigidizar con espaciamiento o con un 100% de recubrimiento. Un recubrimiento parcial incrementa los costes de fabricación.

En el caso de nudos con espaciamiento, el tamaño de éste debería ser el suficiente para la soldadura y es recomendable un espaciamiento mínimo de g = t 1 + t 2 • Además, la rigidez local de la unión alrededor del perímetro es importante para la capacidad estática resistente y también para la resistencia a la fatiga. Para una eficaz transferencia de cargas, el tamaño del espaciamiento debe tener una cierta relación con la distancia entre paredes de la barra de relleno y los lados del cordón. Basado en la transferencia de cargas, el límite dado en las recomendaciones para nudos de RHS con espaciamiento es el siguiente:

P) ~ _[_ ~ 1,5 (1

- P) con un espaciamiento mínimo g = t 1 + t2 • bo Resulta evidente que el tamaño del espaciamiento afecta a los momentos flectores s~fundarios, que deberían ser lo más bajos posibles para el cálculo a fatiga (figura 6.4).

Las figuras 6.3c a f muestran algunos refuerzos. Se recomienda utilizar el espesor de la placa p~ra determinar la capacidad estática del nudo sin tener en cuenta el espesor del cordón t 0 • El espesor de la placa se puede determinar con ayuda de los diagramas de cálculo de la figura 5.13 o la referencia [49], dando lugar generalmente a tP ;e: 2 t 1 ó 2 t 2 • Para las uniones de las figuras 6.3c y d, la placa debe tener una longitud mínima de: 0,5 (1 -

h1 - - + g +h2- - ) f,<15 ( sene p ' sene 1

144

2

a)

b)

e)

d)

e)

f)

Figura 6.3 - Nudos en K de perfiles tubulares rectangulares con y sin refuerzos

Figura 6.4 - Efecto de la distribución de rigideces en un nudo en K con espaciamiento bajo momentos flectores secundarios

Además, el espesor de garganta de las soldaduras aR no debe ser inferior al espesor de la barra t 1 o t2 • Sin embargo, un diseño adecuado debería evitar, si fuera posible, los refuerzos desde la fase conceptual.

Se observa que las soldaduras en el borde en la región del espaciamiento son muy importantes y deberían ser soldaduras a tope con un biselado apropiado si e < 60° (ver capítulo 3).

145

Uniones con placas La figura 6.5 muestra algunas uniones entre placas, perfiles en doble To perfiles de RHS con un cordón de perfil CHS. De lo tratado en la sección anterior se deduce que la transferencia de cargas es más eficiente en los lados del cordón, es decir, ~ cercano a 1,0. Como consecuencia, la transferencia de cargas para cargas axiales o de flexión fuera del plano resulta más favorable para la configuración XP-5/TP-5. Esta es también la mejor configuración para uniones sometidas a cargas de fatiga.

Las uniones con placa XP-1 /TP-1 y XP-3/TP-3 presentan grandes concentraciones de tensiones geométricas en los lados; también hay que tener en cuenta que se precisa que las soldaduras se realicen correctamente. Estos aspectos dan lugar a una baja capacidad a fatiga de dichas uniones.

Algunas recomendaciones de cálculo sobre la capacidad estática de estas uniones con un cordón de CHS o de RHS se pueden obtener en [63,49] respectivamente.

XP-4/TP-4

XP-5/TP-5- - - - - - - - - 1

L ________________________ --------- -------- -------------------------------Figura 6.5 - Cartelas y disposición de uniones de CHS

6.2 Uniones atornilladas La figura 6.6 muestra algunas uniones atornilladas.

Las uniones de las figuras 6.6a, b y c se utilizan como uniones en prolongación y las dos primeras también para unir columnas con los cimientos. Tal y como ya se ha mencionado antes, desde el punto de vista de la fabricación, la protección y el mantenimiento, hay que evitar en lo posible rigidizadores como los que aparecen en la figura 6.6a. Una placa extrema gruesa sin rigidizadores puede proporcionar suficiente resistencia. Sin embargo, hay que prestar atención a la calidad del material y, para placas muy gruesas, es fundamental un bajo contenido de azufre para evitar el desgarro laminar en la placa.

En las figuras 6.6d, e y f se muestran ejemplos de uniones atornilladas utilizadas en la obra, bien sea con tornillos pasantes (teniendo en cuenta el momento flector en el tornillo) o bien atornillando por un lado. Para la figura 6.6d es recomendable lo siguiente [70]: • El espesor del cubrejuntas debe ser superior o igual al espesor del RHS. • Los tornillos no se deben pretensar, ya que se producen grandes deformaciones en el RHS. • l-a determinación de las dimensiones con respecto a la resistencia a esfuerzos cortantes ~el tornillo y a la resistencia al aplastamiento de la unión se pueden llevar a cabo según el ~urocódigo 3 [15]. Hay que mantener los valores límite para la disposición de tornillos !I

que se indican en este código.

146

La figura 6.6g muestra de nuevo una unión en prolongación con arandelas para proporcionar un buen comportamiento a fatiga.

En los capítulos 3 y 5 ya se ha indicado que hay que prestar atención a los emplazamientos de los tornillos con el fin de que la acción de palanca sea la mínima posible y, por otra parte, para facilitar el apriete de los mismos.

c)

b)

d)

+

e)

o g)

Los espaciadores pequeños mejoran el rendimiento bajo condiciones de fatiga.

f)

N¡-

Figura 6.6 - Uniones atornilladas

147

7 Símbolos

Mop

M*op

148

área de la sección transversal. área eficaz de la sección transversal. área de la sección transversal de la barra i (i = O, 1, 2, 3). área delimitada por la línea media perimetral. área bruta de la sección transversal de la barra. área neta de la sección transversal de la barra. parámetro de eficiencia (general). eficiencia de unión no corregida, para uniones de tipo K, T y X respectivamente, expresada como una proporción de la carga de fluencia (A; fy;) o la capacidad plástica de momento Mi.pi para una determinada barra de relleno. relación de daños. módulo de elasticidad. valor calculado de una acción. carga característica. momento de inercia a flexión. momento de inercia a torsión. capacidad resistente a momento flector. momento flector en el plano aplicado a la barra de relleno. capacidad (resistencia) de la unión para flexión en el plano, expresada como la capacidad a momento flector de la barra de relleno. momento flector fuera del plano aplicado a barra de relleno capacidad (resistencia) de la unión para flexión fuera del plano, expresada como la capacidad a momento flector de la barra de relleno. capacidad de momento plástico de la barra. capacidad (resistencia) a momento torsor de la barra. valor de cálculo del momento flector. momento flector en el cordón. número de ciclos a rotura. fuerza axial aplicada a la barra (i=O, 1, 2, 3). capacidad (resistencia) de cálculo del nudo expresado en términos de capacidad de carga axial en la barra i. valor de cálculo de la resistencia a pandeo de una barra comprimida. valor de cálculo de la carga axial en el cordón. capacidad característica de nudo expresada en términos de carga axial. "precarga" del cordón (fuerza axial adicional en el cordón de una unión que no es necesaria para resistir a las componentes horizontales de las fuerzas de las barras de relleno). capacidad (resistencia) de cálculo plástico axial de una barra. valor de cálculo de la fuerza axial. capacidad de cálculo de una barra a tracción. recubrimiento, Ov = q/p x 100%. carga. relación de tensiones. capacidad de cálculo. capacidad (resistencia) característica. valor de cálculo de la acción. resistencia plástica de cálculo a esfuerzo cortante. valor de cálculo del esfuerzo cortante. módulo elástico resistente de la sección de la barra. módulo resistente eficaz de la sección. módulo plástico resistente de la sección.

bm c d di

d 1,1n e f(n) f(n')

espesor de garganta de soldadura. ancho. ancho de placa. ancho externo de la barra i de perfil tubular cuadrado o rectangular (RHS) (a 90° del plano de la celosía) (i= O, 1, 2, 3, j). ancho medio del RHS (b-t). coeficiente. diámetro. diámetro externo de perfil tubular circular (CHS) para la barra i (i= O, 1, 2, 3). diámetro interno de perfil tubular circular para la barra i. excentricidad nodal para una unión - positiva hacia el exterior de la celosía. función, en las fórmulas de resistencia de la unión, que incorpora la influencia de las tensiones normales en los cordones comprimidos de RHS. función, en las fórmulas de resistencia de la unión, que incorpora la influencia de las tensiones de precarga en los cordones comprimidos de CHS. precarga en el cordón. resistencia última a tracción del material básico de un perfil tubular. límite elástico a tracción. límite elástico medio de cálculo de un perfil conformado en frío. límite elástico de cálculo (=f / yM). límite elástico de cálculo específico de una barra i (i= O, 1, 2, 3). espaciamiento entre las barras de relleno (ignorando las soldaduras) de una unión en K, No KT en la cara del cordón. espaciamiento dividido por el espesor de la pared del cordón, g' = g/t0 • altura. altura externa de la barra i de perfil tubular cuadrado o rectangular (RHS) (en el plano de la celosía) (i= O, 1, 2, 3). altura media de un RHS (h-t). subíndice para denominar el elemento de unión; i = O designa el cordón; i = 1 se refiere en general a la barra de relleno para uniones en T, Y y X o se refiere a la barra de relleno comprimida para uniones en K, N y KT; i = 2 se refiere a la barra de relleno traccionada para uniones en K, N y KT; i = 3 se refiere al montante para uniones en KT; i = i se refiere a la barra de relleno que recubre para las uniones con recubrimiento de tipo K y N. subíndice para denominar la barra de relleno que queda recubierta en uniones de tipo K y N con recubrimiento. longitud. longitud de la soldadura.

No

n

-- +

Mo

AOfyO

wo fyO

número de ciclos de fatiga.

N

_o_p_

n'

A0 • fyo

p

Mo _ + __

WO· fyo

longitud del área de contacto proyectada entre la barra de relleno que recubre y el cordón sin presencia de la barra recubierta. radio de giro, radio de esquina de RHS. rint.

+

rext.

2 espesor. espesor de placa extrema o brida.

149

espesor de la barra de perfil tubular i (i= O, 1, 2, 3). espesor de la placa. relación entre las anchuras o diámetros de la(s) barra(s) de relleno y cordón. d1 do ~

y

b1 d1 + d2 , - (T, Y, X), ~= , 2d 0 bo bo

d1 ,

~=

d1

d1

+ d2 b1 + b2 + h1 + h2

- - -

+ d2 + d3

d1

+ d2 + d3

3d 0

3b 0

b1

2b 0

4b 0

+ b2 + b3 + h1 + h2 + h3

(K, N)

(KT)

6b 0

relación entre la mitad del diámetro o anchura y el espesor del cordón. y= -

do 2t 0

o

bo 2t 0

coeficiente parcial de seguridad del nudo y del material. coeficiente parcial de seguridad para la resistencia. coeficiente de carga. carrera de las tensiones. relación entre altura de la barra de relleno y anchura del cordón.

x

ángulo entre la barra de relleno i (i= O, 1, 2, 3) y el cordón. ángulo entre las barras de relleno en una viga multiplanar. esbeltez de un elemento comprimido esbeltez relativa. esbeltez de Euler. factor de reducción para curvas de pandeo.

CHS RHS

perfil tubular circular. perfil tubular rectangular.

0; <I>

1 "A : "AE!

Nota: Cuando las propiedades mecánicas o geométricas de los elementos que aparecen en la lista de símbolos se utilizan en ecuaciones de cálculo de estados límite, o junto con diagramas de cálculo, hay que emplear los valores nominales o especificados.

150

8

Referencias

[1 J

A.I.J.: Recommendations for the design and fabrication of tubular structures in steel, 3rd ed., Architectural lnstitute of Japan, 1990.

[2]

AWS D1 .1-94: Structural Welding Code - Steel, 1991, American Welding Society.

[3]

Birkemoe, P.C. and Packer, J. A.: Ultimate strength design of bolted tubular tension connections. Conference on Steel structures - Recent Research Advances and their Applicationsto Design, Budva, Yugoslavia, 1986, Proceedings pp 153-168

[4]

Bouwman, L. P.: Bolted connections dynamically loaded in tension, ASCE, J. of the Structural Division, Vol. 108, No. ST, September 1982.

[5]

British Steel: SHS goes mechanical, British Steel, Tubes Division, 1976.

[6]

British Steel: Tubular Structures (various numbers). The Tubemasters, Welded Tubes Business BSC, Corby, England.

[7]

British Steel: Transport lnternational, The Tubemasters, Welded Tubes Business BSC, Corby, England.

[8]

British Steel: Flowdrill jointing with hollow sections, British Steel Tubes & Pipes, Corby, U.K.

[9]

CIDECT: Construction with hollow steel sections. British Steel ple, Corby, Northants, England, 1984. ISBN 0-9510062-0-7.

[10] CIDECT: Flowdrill jointing system for hollow section connections. Report No. 6D-16/ 94.

[11] CIDECT: Hollow section connections using hollofast expansion bolting. Report No. 6G-19/94.

[12] Deutscher DampfkesselausschuB: Glatte Vierkantrohre und Teilkammern unter innerem Überdruck. Technische Regeln für Dampfkessel (TRD 320). Vereinigung der Technischen Überwachungsvereine e.V., Essen, Germany.

[13] Dutta, D., Mang, F. and Wardenier, J.: Fatigue behaviour of welded hollow section joints. CIDECT Monograph No. 7, 1982.

[14]

Dutta, D., Würker, K.G.: Handbuch Hohlprofile in Stahlkonstruktionen. Verlag TÜV Rheinland GmbH, Kóln, 1988. ISBN 3-88585-528-3.

[15] DIN V ENV 1993-1-1: 1992. Eurocode No. 3, Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten, Teil 1.1. Allgemeine Bemessungsregeln, Bemessungsregeln für den Hochbau, April 1993, Beuth Verlag GmbH, Berlín.

[16] ENV 1991-1: 1994. Eurocode No. 1., Basis of Design and Actions on Structurs. CEN, 1994 [17] DIN EN 10210-1: Warmgefertigte Hohlprofile für den Stahlbau aus unlgegierten Baustahlen und aus Feinkornbaustahlen, Teil 1: Technische Lieferbedingungen.

[18] DIN EN 10210-2: Warmgefertigte Hohlprofile für den Stahlbau aus unlegierten Baustahlen und aus Feinkornbaustaheln, Teil 2: Toleranzen, Abmessungen und Querschnittseigenschaften.

[19] EN 10219-1. Cold finished structural hollow sections of non-alloy and fine grain structural steels - Part 1 : Technical delivery conditions [20] EN 10219-2. Cold finished structural hollow sections of non-alloy and fine grain structural steels - Part 2: Tolerances, dimensions and sectional properties [21] Giddings, T. W . and Wardenier, J . (eds . ): The strength and behaviour of statically loaded welded connections in structural hollow sections. CIDECT Monograph No. 6, British Steel ple, Corby, Northants, England, 1986.

151

[22) Grundy, P. and Foo Ee Kiu, J.: Performance of flattened tube connections. 4th lnternational Symposium on Tubular Structures, Delft, The Netherlands, June 1991, Proceedings pp 251-258.

[23) Herion, S., Mang, F. and Bucak, รณ.: Design proposal for multiplanar K-joints with gap made of rectangular hollow sections. Proceedings Tubular Structures VI. Balkema, Rotterdam/Brookfield, 1994.

[24] lgarashi, S., Wakiyama, K., lnoue, K., Matsumoto, T. and Murase, Y: Limit Design of High Strength Bolted Tube Flange Joint, Parts 1 and 2. Journal of Structural and Construction Engineering, Transactions of A.I.J., Department of J, Architecture Reports, Osaka University, Japan, August 1985.

[25] lnternational lnstitute of Welding, Subcommission XV-E: Design recommendations for hollow section joints - predominantly statically loaded. 2nd ed., IIW Doc. XV-701-89, lnternational lnstitute of Welding Annual Assembly, Helsinki, Finland, September 1989.

[26] ISO: Hot-rolled steel sections - Part 14: Hot-formed structural hollow sections Dimensions and sectional properties. Draft lnternational Standard ISO/DIS 65714, lnternational Organization for Standardization, Switzerland, 1991.

[27] ISO 4019 Cold-finished steel structural hollow sections - Dimensions and sectional properties [28] Kato, B. and Mukai, A.: Bolted tension flanges joining square hollow section members.

CIDECT Report 8B-82/3-E, University of Tokyo, Japan, 1982 [2~] Kato, B. and Mukai, A.: Bolted tension flanges joining square hollow section members.

Supplement: Bolted at two sides of flange. CIDECT Program 8B Report, University of : Tokyo, Japan, 1985.

1

[30j Kato, B. and Hirose, A.: Bolted tension flanges joining circular hollow section member.

CIDECT Report 8C-84/24-E. [31] Kennedy, J.B.: Minimum bending radii for square and rectangular hollow sections (3roller cold bending). CIDECT Report 11 C-88/14-E, University of Windsor, Ganada, 1988.

[32] Korol, R.M., EI-Zanaty, M. and Brady, F.J.: Unequal width connections of square hollow sections in Vierendeel trusses. Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 4, 1977, pp 190-201.

[33] Korol, R.M. and Monsour, M.H.: Theoretical analysis of haunch-reinforced T-joints in square hollow sections. Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 6, No. 4, 1979, pp 601-609.

[34] Korol, R.M., Mitri, H. and Mirza, F.A.: Plate reinforced square hollow section T-joints of unequal width. Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 9, No. 2, 1982, pp 143-148.

1

[35] Korol, R.M. and Mitri, H.S.,: Strength analysis of RHS double chord joints with separated chords. Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 12, No. 2, 1985, pp 370-381.

[36] Kurobane, Y: New Developments and Practices in Tubular Joint Design (+ Addendum). lnternational lnstitute of Welding, Annual Assembly, Oporto, 1981, Doc. XV-48881.

[37] Kurobane, Y (Ed.), Makino, Y (Ed.): Safety Criteria in Design of Tubular Structures.

Proceedings lnt. Tubular Structures meeting, Tokyo, 1986.

[38] Kurobane, Y, Makino, Y and Ogawa, K.: Further ultimate limit state criteria for design of tubular K-joints. Proceedings lnternational Symposium on Tubular Structures, Lappeenranta, Finland, September 1989, Elsevier 1990.

[39]! Makino, Y., Kurobane, Y., Ochi, K.: Ultimate capacity of tubular double K-joints.

Proceedings IIW conference ,,Welding of Tubular Structures", Boston, Pergamon Press, 1984.

152

[40] Mang, F.: lnvestigation of standard bolted flan ge connections for circular and rectangular hollow sections. CIDECT Report 8A-81/7-E, University of Karlsruhe, Federal Republic of Germany, 1980.

[41] Mang, F., Steidl, G. and Bucak, O.: Design ofwelded lattice joints and moment resisting knee joints made of hollow sections. lnternational lnstitute of Welding Doc. XV-463-80, University of Karlsruhe, Federal Republic of Germany, 1980.

[42] Mang, F. and Dutta, D.: Static Strength of Plate Connections to Circular and Rectangular Hollow Sections. CIDECT final report 5AM-89.

[43] Mannesmannrohren Werke A.G.: Mannesmann Stahlbauhohlprofile (MSH) dungsbeispiele, Technical Documentation Düsseldorf.

Anwen-

[44] Morris, G.A. and Packer, J.A.: Yield line analysis of cropped-web Warren truss joints.

Journal of Structural Engineering., American Society of Civil Engineers, Vol. 114, No. 1O, October 1988, pp 2210-2224.

[45] Ono, T., lwata, M. and lshida, K.: An experimental study on joints of new truss system using rectangular hollow sections. 4th lnt. Symposium on Tubular Structures, Delft, The Netherlands, June 1991, Proceedings pp 344-353.

[46] Packer, J.A., Bruno, L. and Birkemoe, P.C.: Limit analysis of bolted RHS flange plate joints. Journal of Structural Engineering, American Society of Civil Engineers, Vol. 115, No. 9, September 1989, pp 2226-2242.

[47] Packer, J.A. and Fear, C.E.: Concrete-filled rectangular hollow section X and T connections. 4th lnternational Symposium on Tubular Structures, Delft, The Netherlands, June 1991, Proceedings pp 382-391.

[48] Packer, J.A.: Cranked-chord HSS connections. Journal of Strctural Engineering, American Society of Civil Engineers, Vol. 117, No. 8, August 1991, pp 2224-2240.

[49] Pakcer, J.A., Wardenier, J., Kurobane, Y. , Dutta, D. and Yeomans, N.: Knotenverbindungen aus rechteckigen Hohlprofilen unter vorwiegend ruhender Beanspruchung, CIDECT und Verlag TÜV Rheinland, Koln, Deutschland 1993. ISBN 3-82490127-7 [50] Packer, J.A., and Henderson, J.E.: Design Guide for Hollow Structural Sectional Connections. Canadian lnstitute of Steel Construction, 1992. ISBN 0-88811-076-6.

(51] Packer, HJ.A and Wardenier, J.: Design rules for welds in RHS, K, T, Y and X connections. Proceedings IIW lnternational Conference on Engineering Design in Welded Constructions, Madrid, Spain, September 1992.

[52] Packer, J.A.: Overview of Current lnternational Design Guidance on Hollow Structural Section Connections. Proceedings of the thord (1993) lnternational Offshore and Polar Engineering Conference, Singapore, June, 1993.

[53] Packer, J.A. and Krutzler, R.T.: Nailing of Steel Tubes. Proceedings Tubular Structures VI. Balkema, Rotterdam/Brookfield, 1994.

[54] Panjeh Shahi, E.: Stress and strain concentration factors of welded multiplanar joints between square hollow sections. PhD thesis, 1995, Delft University of Technology.

[55] Romeijn, A.: Stress and strain concentration factors of welded multiplanar joints. Heron, Vol. 39, No. 3, 1994, Delft University of Technology.

(56] Ronda!, J.: Study of maximum permissible Weld Gaps in Connections with Plane End Cuttings (5AH2); Simplification of Circular Hollow Section Welded Joints (5AP). CIDECT Report 5AH2/4AP-90/20.

[57] Ronda!, J., Würker, K.G., Wardenier, J., Dutta, D., and Yeomans, N.: Knick- und Beulverhalten von Hohlprofilen (Rund und rechteckig), CIDECT und Verlag TÜV Rheinland, Koln, Deutschland, 1992. ISBN 3-8249-0067-X 153

[58] Sedlacek, G., Wardenier, J., Dutta, D., Grotmann, D.: Evaluation oftest results on hollow section lattice girder connections. Background report to Eurocode 3 ,,Common Unified rules for steel structures", Doc. 5.07, Eurocode 3 Editorial Group.

(59] UEG: Design of Tubular Joints for Offshore Structures. Underwater Engineering Group UEG, London, 1985.

[60] Vegte, G.J. van der: The static strength of uniplanar and multiplanar tubular Tand Xjoints. PHD thesis, 1995, Delft University of Technology. Delft University Press.

[61] Wardenier, J.: Welded joints between hollow sections. In: Structural Connections Stability and Strength, edited by R. Narayanan, Elsevier Applied Science, 1989.

[62] Wardenier, J.: Hollow Section Joints, Delft University Press, Delft, 1982. ISBN 90.6275.084.2 (63] Wardenier, J., Kurobane, Y., Packer, J.A., Dutta, D. and Yeomans, N.: Berechnung + Bemessung von Verbindungen aus Rundhohlprofilen unter vorwiegend ruhender Beanspruchung, CIDECT und Verlag TÜV Rheinland, Kóln, Deutschland, 1991. ISBN 3-88585-976-9 [64] Wardenier, J. and Packer, J.A.: Connections between hollow sections. Chapter 3.5 in ,,Constructional Steel Design - An lnternational Guide", Elsevier, London, England, 1992.

(65] Wingerde, A.M. van: The fatigue behaviour of T- and X-joints made of square hollow sections. Heron, Vol.37, No.2, 1992. Delft University of Technology.

[66] Yeomans, N.F. and Giddings, T.W.: The design of full width joints in RHS Vierendeel girders. Report No. 800/0/72, British Steel ple., Corby, England, November 1988.

[67] Zhao, X-L. and Hancock, G.J.: Tubular Tjoints subjected to combined actions. 10th lnternational Specialty Conference on Cold-Formed Steel Structures, St. Louis, Missouri, U.S.A., Oct. 1990, Proceedings pp 545-573.

[68] ECSC: Fatigue strength of welded, unstiffened RHS joints in latticed structures and Vierendeel girders. Final report, 7210/SA 111, August 1989.

[6S] Mang, F. and Karcher, D.: Load bearing capacity of bolted RHS joints under static ! ·

154

tensile load. 6th lnternational Symposium on Tubular Structures, Melbourne, December 1994, Proceedings pp 101-107.

[8 j

Com;té lot,m,t;ooal pooc le Dé,.loppement et l'El"de de la Coost'"cUoo '"'"'';"

Comité Internacional para el Desarrollo y Estudio de las Estructuras Tubulares

El CIDECT, fundado en el año 1962 como asociación internacional, reúne los recursos de investigación de los principales fabricantes de perfiles tubulares de acero con el objetivo de crear una fuerza importante en la investigación y aplicación de perfiles tubulares de acero en todo el mundo.

Los objetivos del CIDECT son los siguientes:

o

incrementar el conocimiento de los perfiles tubulares de acero y su potencial aplicación, iniciando y participando en estudios e investigaciones apropiados.

o

establecer y mantener contactos e intercambios entre los productores de perfiles tubulares de acero y el número cada vez mayor de arquitectos e ingenieros que utilizan perfiles tubulares de acero en todo el mundo.

o

promocionar la utilización de perfiles tubulares de acero, siempre que ello contribuya a la buena práctica de la ingeniería y a una arquitectura adecuada, difundiendo información, organizando congresos, etc.

o

cooperar con organizaciones responsables de recomendaciones, regulaciones y normativas del diseño práctico, tanto a nivel nacional como internacional.

Actividades técnicas

Las actividades técnicas del CIDECT se han centrado en los siguientes aspectos de investigación del diseño de perfiles tubulares de acero: o Comportamiento a pandeo de columnas vacías y rellenas de hormigón. o Longitudes eficaces de pandeo de barras en celosías. o Resistencia al fuego de columnas rellenas de hormigón. o Resistencia estática de uniones soldadas y atornilladas. o Resistencia a la fatiga de uniones. o Propiedades aerodinámicas. o Resistencia a la flexión. o Resistencia a la corrosión. o Fabricación en taller.

Los resultados de las investigaciones del CIDECT constituyen la base de muchos reglamentos nacionales e internacionales para perfiles tubulares de acero.

155

Publicaciones del CIDECT

La situación actual de las publicaciones del CIDECT refleja el interés cada vez mayor por la difusión de los resultados de las investigaciones.

A continuación se detallan las Guías de Diseño publicadas en Inglés, Francés, Alemán y Español. Algunas ya se han publicado y otras están en preparación.

1. Guía de Diseño para nudos de perfiles tubulares circulares (CHS) bajo cargas predominantemente estáticas.

2. Estabilidad estructural de perfiles tubulares.

3. Guía de Diseño para nudos de perfiles tubulares rectangulares (RHS) bajo cargas predominantemente estáticas.

4. Guía de Diseño para columnas de perfiles tubulares estructurales sometidas a fuego.

5. Guía de Diseño para columnas de perfiles tubulares rellenos de hormigón bajo cargas estáticas y sísmicas.

6. Guía de Diseño para perfiles tubulares estructurales en aplicaciones mecánicas.

7. Guía de Diseño para la fabricación, montaje y construcción de estructuras con perfiles tubulares.

8. Guía de Diseño para nudos de perfiles tubulares circulares y rectangulares sometidos a solicitaciones de fatiga. (en preparación).

Además, teniendo en cuenta el importante papel que los Perfiles Tubulares de Acero desempeñan en la arquitectura Internacional, se ha publicado, con el patrocinio de la Comunidad Europea, el libro "Las Estructuras Tubulares en la Arquitectura".

Se pueden obtener ejemplares de las Guías de Diseño y del libro "Las Estructuras Tubulares en la Arquitectura", bien a través de los miembros o bien a través de: The Steel Construction lnstitute Silwood Park Ascot SL5 7QN England Tel. +44 (O) 1344 23345 Fax +44 (O) 1344 22944 e-mail Farooq@steel-sci.com

Instituto para la Construcción Tubular Parque Tecnológico - Edif. CEIA-105 0151 O MIÑANO MAYOR (Alava) Spain

Tel. +34 945 298112 Fax +34 945 298288 e-mail jonocio@ict.pt-alava.es

También se pueden obtenar a través de The Steel Construction lnstitute y del Instituto para la Construcción Tubular, copias de los Artículos de Investigación del CIDECT. Por favor, contactar con el Dr. Farooq Awan (S.C.1.) o con D. Jon Ocio (I.C.T.).

Organización del CIDECT (1998):

o

Presidente: T.G. Wheeler (Reino Unido) Vicepresidente: C.L. Bijl (Holanda)

o

la Asamblea General compuesta por todos los miembros, que se reúnen una vez al año y nombran un Comité Ejecutivo responsable de la administración y ejecución de la política

a seguir.

156

o

la Comisión Técnica y sus Grupos de Trabajo, que se reúnen al menos una vez al año y son directamente responsables de la promoción técnica e investigadora.

Los actuales miembros de CIDECT son (1998): o o o ,o o o o o o o o o o o 1

Aceralia Transformados S.A., España BHP Structural and Pipeline Products, Australia British Steel Tubes & Pipes, Reino Unido EXMA, Francia Hoogovens Buizen B.V., Holanda IPSCO lnc., Canadá Laminoirs de Longtain, Bélgica Mannstiidt Werke GmbH, Alemania Nippon Steel Metal Products Co. Ltd., Japón Rautaruukki Oy, Finlandia Tara lron Steel Co., India Tubeurop, Francia Vallourec & Mannesmann Tubes, Alemania Voest Alpine Krems, Austria

Agradecimientos por cesión de fotografías: Los autores expresan su agradecimiento a las siguientes empresas por proporcionar las fotografías utilizadas en esta guía: British Steel Ple. Mannesmannrohren-Werke AG Tubeurop France Voest Alpine Krems Se ha tenido especial cuidado en asegurar la objetividad de todos los datos e información presentados en este libro, así como la exactitud de los valores numéricos. En la medida de nuestros conocimientos, en el momento de su publicación toda la información contenida en este libro es exacta.

El CIDECT, sus miembros, los autores y traductores no asumen responsabilidad alguna por los errores o interpretación incorrecta de la información contenida en este libro o del uso que de ella se haga.

157