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1. INTRODUCCIÓN
El sismo de Northridge, California en 1994 (1), produjo numerosas fallas en las conexiones de las estructuras de acero en la zona afectada, causando fuerte preocupación, lo que implicó llevarse a cabo una investigación federal en Estados Unidos con la finalidad de encontrar las causas que originaron estas fallas y evitar que situaciones similares se presenten en el futuro. El resultado, es la proyección de nuevos criterios para el diseño de estructuras sismorresistentes en zonas de amenaza sísmica, siendo los códigos estadounidenses de ANSI/AISC los que recogen estas recomendaciones y sirven como fundamento en sus publicaciones desde el año 2005. El código ANSI/AISC 358-16 (2), guía el diseño de distintas conexiones precalificadas para estructuras de acero sismorresistentes, siendo una de ellas la Simpson Strong-Tie Strong Frame.
El procedimiento de diseño de este tipo de conexión es largo y complejo debido a la cantidad de requisitos normativos que deben cumplirse. Es por ello, que el trabajo presentado en este artículo, consistió en desarrollar un programa que permita diseñar conexiones precalificadas tipo Simpson Strong-Tie Strong Frame entre vigas y columnas de pórticos de acero resistentes a momento, conforme a los requerimientos del código ANSI/AISC 358-16 (2), utilizando el software MATLAB.
2. DESARROLLO
2.1. Conexiones Precalificadas
Actualmente para el diseño de estructuras de acero, el código AISC dentro de sus provisiones sísmicas, establece una serie de requisitos específicos para sistemas estructurales con capacidad moderada y especial de disipación de energía, dentro de los cuales se encuentran estrictas exigencias para las conexiones de los miembros. Para evitar el costoso y difícil proceso de calificación, mediante el cual se garantice que las conexiones a utilizar en un proyecto cumplen con los requisitos de AISC 341 (3), y ha sido sometida a pruebas experimentales, la norma permite la utilización de las conexiones precalificadas del código AISC 358 (2). En su más reciente publicación del año 2016, el código AISC 358 considera las siguientes conexiones precalificadas:
Sección de viga reducida (RBS)
Plancha extrema extendida apernada sin rigidizadores (BUEEP)
Plancha extrema extendida apernada con rigidizadores (BSEEP)
Plancha de ala apernada (BFP)
Ala soldada sin refuerzo-alma soldada (WUF-W)
Kaiser ménsula apernada (KBB)
Conexión resistente a momento ConXtech ConXL (ConXL)
Conexión resistente a momento SidePlate (SidePlate)
Conexión resistente a momento Simpson Strong-Tie Strong Frame
Conexión resistente a momento Doble-Tee
2.2. Conexión Resistente a Momento Simpson Strong-Tie Strong Frame
La conexión resistente a momento Simpson Strong-Tie Strong Frame es de tipo semirrígida que utiliza una conexión de cortante modificada mediante placa de cortante única, para transferencia de fuerza cortante y una conexión T-stub modificada el cual sería el fusible estructural Yield-Link para transferencia de momento, como se muestra en la Figura 1.
Las conexiones de las piezas T-stub modificada, las cuales se unen mediante pernos a las alas de la viga y de la columna, están configuradas como uniones cedentes y contienen un área reducida de cedencia en su alma cuyo pandeo local a compresión se evita mediante la instalación de planchas para restricción de pandeo. La conexión está basada en el enfoque de diseño por capacidad, donde la respuesta de la conexión se mantiene dentro del rango elástico bajo la combinación de cargas factorizadas, y la demanda de rotación inelástica sísmica está confinada predominantemente dentro de la conexión, con poco o nulo comportamiento inelástico esperado en las vigas y columnas (4).
Procedimiento de diseño de la conexión Simpson Strong-Tie Strong Frame
Paso 1. Elegir los perfiles para vigas y columnas de acuerdo con los límites de precalificación de la sección 12.3 del código AISC 358 asumiendo conexiones rígidas entre los miembros y considerando todas las combinaciones de carga especificadas por las normas de diseño aplicables. Estimar la deriva de entrepiso de diseño para el cumplimento de los limites aplicables especificados por la norma de diseño como 1,2 veces más grande que el valor calculado al asumir conexiones rígidas
Paso 2. Chequear la resistencia y deflexión de la viga asumiendo que esta se encuentra simplemente apoyada entre las conexiones de placa de cortante. Chequear la resistencia de la viga para las combinaciones de cargas verticales aplicables según la norma de diseño. Verificar que la deflexión de la viga bajo la acción de cargas permanentes y variables sea menor a 𝐿ℎ360⁄, donde 𝐿ℎ es la longitud de la viga entre los centros de los pernos de las placas de cortante a cada extremo de la viga
Paso 3. Estimar la resistencia a la cedencia requerida de la pieza Yield-Link de acuerdo al Paso 1
Paso 4. Determinar el ancho y largo de la sección no reducida de la pieza Yield-Link del lado de la columna
Paso 5. Determinar el ancho del área de cedencia del alma de la pieza Yield-Link, 𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑, donde el espesor del alma de la pieza Yield-Link, 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚, debe tomarse como 13mm.
Paso 6. Determinar la longitud mínima del área de cedencia del alma de la pieza Yield-Link, 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 de tal manera que la deformación axial de la porción recta de la pieza sea menor o igual a 0,085mm/mm para 0,05 rad de rotación en la conexión
Paso 7. Calcular la tensión cedente esperada y la tensión máxima probable de la pieza Yield-Link
Paso 8. Determinar el ancho no reducido, 𝑏𝑏𝑚 −𝑠𝑖𝑑𝑒 , y longitud 𝐿𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 del lado de la viga de la pieza Yield-Link utilizando el valor de 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 del Paso 7
Paso 9. Diseñar la conexión entre el ala de la pieza Yield-Link y el ala de la columna utilizando el valor de 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 obtenido en el Paso 7
Paso 10. Seleccionar la plancha para restricción de pandeo (BRP) de acuerdo a la sección 12.8.6 del código AISC 358
Paso 11. Verificar la deriva elástica del pórtico y la demanda de momento de la conexión considerando la rigidez real de la conexión
Paso 12. Determinar la resistencia a corte requerida, 𝑉𝑢, de la viga y de la conexión entre el alma de la viga y el ala de la columna
Paso 13. Verificar los perfiles de viga y columna seleccionados en el Paso 1
Paso 14. Chequear las limitaciones para la relación viga-columna de acuerdo a la sección 12.4 del código AISC 358
Paso 15. Diseñar la conexión entre el alma de la viga y el ala de la columna para las siguientes resistencias requeridas
Paso 16. Chequear la resistencia a corte en la zona panel de la columna de acuerdo al código AISC 360. La resistencia a corte requerida debe ser determinada a partir de la suma de las resistencias axiales máximas probables de la pieza Yield-Link. Las planchas adosadas al alma de la columna deben utilizarse de acuerdo a lo requerido
Paso 17. Chequear el alma de la columna para fuerzas concentradas de 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘, de acuerdo al código AISC 360
Paso 18. Chequear el espesor mínimo del ala de la columna para cedencia a la flexión
Paso 19. Si las planchas de continuidad o rigidizadores son requeridos por alguno de los estados límites de la columna en los Pasos 17 y 18, la resistencia requerida, 𝐹𝑠𝑢
3. METODOLOGÍA
El marco metodológico está orientado al diseño no experimental, se realizó siguiendo el procedimiento de desarrollo de las conexiones precalificadas Simpson Strong-Tie Strong Frame. Para la programación y desarrollo del algoritmo, se empleó el programa MATLAB (https://www.mathworks.com/products/matlab-online.html).
Fase 1: estudio de MATLAB
Como paso inicial se estudiaron las opciones que ofrece el software en su lenguaje de programación, con la finalidad de adaptar el procedimiento de diseño de la conexión descrito en el código ANSI/AISC 358-16 (2) a los algoritmos que conformarían el programa de la manera más eficiente y sencilla posible. Igualmente se estudió el entorno GUIDE (Graphical User Interface Development Environment), herramienta disponible en MATLAB, para poder diseñar y crear la interfaz de usuario que permitirá el uso del programa.
Fase 2: desarrollo de algoritmo
Se procedió a escribir los algoritmos que permitirán llevar a cabo el proceso de cálculo necesario para el diseño de la conexión. Esta fase se ejecutó conjuntamente al proceso de diseño y creación de la interfaz de usuario, la cual debe programarse para que trabaje adecuadamente con los datos y comandos que ingrese el usuario al programa.
Fase 3: validación de resultados
Para validar los resultados obtenidos con el programa creado se realizó el diseño de una conexión tipo Simpson Strong-Tie Strong Frame de manera manual. La diferencia porcentual entre los resultados obtenidos se calculó mediante la siguiente ecuación utilizada en distintas investigaciones (5), (6), (7) y (8):
En la Figura 2 se muestra un diagrama general del funcionamiento del programa para el diseño de la conexión Simpson Strong-Tie Strong Frame.
4. RESULTADOS
El programa diseñado llamado CONESTRONG, guía al usuario durante el proceso de diseño de la conexión, suministrando información sobre las distintas limitaciones normativas y realizando los chequeos requeridos en cada una de las partes que la conforman. El software permite diseñar la conexión mediante el ingreso de los datos en las distintas interfaces y visualizar los resultados tanto gráficamente como a través de un reporte que muestra toda la información del diseño definitivo y los chequeos realizados durante el proceso.
Menú principal. Se encuentra disponible en todas las interfaces y consiste en los siguientes menús desplegables:
Archivo: contiene las funciones básicas Nuevo, Abrir, Guardar, Guardar como y Salir
Normas AISC 2016: permite al usuario consultar las normas AISC 341-16 (disposiciones sísmicas para edificios de acero estructural), AISC 358-16 (conexiones precalificadas para pórticos de acero resistentes a momento especiales e intermedios para aplicaciones sísmicas), y AISC 360-16 (especificación para edificios de acero estructural)
Ayuda: ofrece opciones para visualizar el procedimiento de diseño paso a paso, muestra los cálculos detallados del procedimiento de diseño; mostrar información básica del programa; y para abrir el manual de usuario.
Interfaz gráfica. La primera interfaz (Figura 3), que se abre cuando se ejecuta el programa, contiene la imagen de presentación que muestra parte de una estructura unida mediante una conexión tipo Simpson Strong-Tie Strong Frame y el nombre del software.
En la parte inferior derecha se encuentran los cuatro botones que permiten seleccionar el tipo de nodo con el que se desea trabajar. Estas opciones son: Nodo de borde (último piso), Nodo de borde (piso intermedio), Nodo interno (último piso), Nodo interno (piso intermedio).Una vez seleccionado el tipo de nodo, se despliega la segunda interfaz (ver Figura 4), en la que se pueden ingresar los datos de los perfiles de viga y columna y sus respectivos materiales. Las opciones disponibles en los menús contienen solo los perfiles que cumplen con los límites de precalificación, es por esto que no se incluyen perfiles de viga con altura mayor a 420mm o espesor de ala menor a 10mm ni perfiles de columna con altura mayor a 476mm.
Seguidamente aparecen ventanas para trabajar con las vigas:
Chequeo de los límites de precalificación
Propiedades del acero
Panel con propiedades del perfil seleccionado
El panel de la columna tiene las mismas características que el de las vigas, pero incluye una casilla que se debe seleccionar en caso de que se realice el diseño para una columna empotrada en la base con rotación limitada en sus extremos, con la finalidad de que el programa realice el chequeo de los límites de precalificación correspondientes.
En la tercera interfaz (ver Figura 5) se incluyen inicialmente las cajas de texto para ingresar los datos de 𝑀𝑢 (momento de diseño de la conexión), 𝐶𝑃 y 𝐶𝑉 (carga permanente y carga variable actuando en la viga, respectivamente). Si el valor del momento ingresado es muy grande y los requisitos de las dimensiones de la pieza Yield-Link superan los máximos precalificados, el programa muestra un mensaje para informarlo. A la derecha se encuentra el panel que contiene todo lo referente al diseño de la pieza Yield-Link; es aquí donde inicialmente se puede seleccionar el material de la pieza y las distintas dimensiones del alma de ésta.
A medida que se van ingresando los datos, el programa calcula y muestra en la interfaz las fuerzas de diseño (ver Figura 6). La nomenclatura utilizada en el programa corresponde a la utilizada en el procedimiento de diseño de la sección 12.9 de la norma ANSI/AISC 358-16. Posteriormente aparece el diseño de la conexión (ver Figura 7).
En la parte inferior derecha de este panel se encuentra el botón “Chequear la conexión”. Al hacer clic sobre éste, se abre una ventana auxiliar que muestra el chequeo de cada uno de los estados límite que se deben estudiar en esta parte de la conexión. Es necesario pulsar este botón para poder habilitar los componentes del panel inferior, esto para ayudar al usuario a ingresar los datos en el orden adecuado. Si la conexión no tiene la resistencia requerida para alguno de los casos de falla, se puede cerrar la interfaz auxiliar, modificar los datos ingresados según sea necesario y volver a pulsar el botón para revisar los nuevos valores calculados.
4.2. Ejemplo de Aplicación con Conexión Simpson Strong-Tie Strong Frame
Se inicia el diseño seleccionando la opción de nodo de borde en la primera interfaz para luego especificar los perfiles y materiales de los miembros. Se selecciona IPE-360 para la viga y HEB-400 para la columna, y acero ASTM A572 Grado 50 para los dos miembros, visualizado en la segunda interfaz (ver Figura 8).
En la tercera interfaz se introduce inicialmente el momento último de diseño de la conexión (𝑀𝑢) y las cargas uniformemente distribuidas que actúan en la viga. Seguidamente se inicia el diseño de la pieza Yield-Link. Se selecciona acero ASTM A572 Grado 50 para la pieza. Se continúa el diseño ingresando los valores para 𝑎, 𝑏𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒, 𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒, 𝐿𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒, 𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑 y 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 (ver Figura 9).
Luego se diseña la conexión entre el alma de la pieza Yield-Link y el ala de la viga. Inicialmente se elige el grado de pernos y diámetro. El programa calcula automáticamente el número de pernos requeridos para soportar la fuerza axial. Seguidamente se ingresan los datos de 𝑠𝑐, 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚, 𝑠𝑏 y ℎ, y con esto el programa calcula y muestra los valores de 𝐿𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 y 𝑔𝑠𝑡𝑒𝑚. Una vez ingresados todos los valores, se hace clic en el botón “Chequear la conexión” para verificar que el alma de la pieza Yield-Link y el ala de la viga tienen la resistencia suficiente para soportar la fuerza de diseño 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘. Se ve que todos los controles cumplen.
En este punto se comienza a diseñar la conexión entre el ala de la pieza Yield-Link y el ala de la columna. Se inicia con la selección del grado de pernos y el diámetro mayor al mínimo requerido para soportar la fuerza de diseño 𝑟𝑡 mostrado a la derecha del menú. Luego se ingresa la altura del ala de la pieza Yield-Link y las distancias al borde vertical y horizontal. A la derecha de cada casilla se especifica la distancia al borde mínima que se debe cumplir según el diámetro.
Fuente: los autores
Figura 10 Diseño de la conexión entre el ala de la pieza Yield-Link y el ala de la columna.
Con todos los datos anteriores ingresados, el programa calcula y muestra el espesor mínimo que debe tener el ala de la pieza para evitar el efecto de apalancamiento. Se selecciona un espesor mayor al mínimo (ver Figura 10). Se hace clic en el botón “Chequear la conexión” para verificar que cuenta con la resistencia adecuada. Como el acero seleccionado para la pieza es ASTM A572 Grado 50, se debe diseñar la soldadura en el panel de la interfaz dispuesto para ello: “Soldadura Ala-Alma pieza Yield-Link”. Se selecciona soldadura de filete doble con un tamaño de 20mm. Seguidamente se diseña el sistema de restricción de pandeo que sirve para evitar tal efecto en el alma de la pieza Yield-Link. Se selecciona el mismo tipo de acero de la pieza para la plancha para restricción de pandeo, especificando la longitud de la placa, mayor al mínimo requerido que se muestra a la derecha. Luego se selecciona el grado y diámetro de pernos para la unión del sistema con el ala de la viga; finalmente se especifica el acero de los espaciadores y su ancho (ver Figura 11).
Haciendo clic en el botón “Parámetros de rigidez de la conexión” se pueden visualizar la información para conocer la rigidez real de la conexión. En esta ventana auxiliar se muestra también el momento resistente de la conexión. Se verifica que éste es mayor o igual a 𝑀𝑢. Solo resta calcular la fuerza 𝑉𝑢 antes de avanzar a la siguiente interfaz. Se ingresa el valor de la distancia entre las líneas de agujeros para pernos a ambos extremos de la viga 𝐿ℎ=6− 𝑑𝑐−2𝑎=5,46𝑚. Se introduce un valor de 1,6 para el factor que multiplica a la carga variable para calcular la carga 𝑄. El programa calcula automáticamente 𝑉𝑢 y muestra el valor. Se hace clic en “Siguiente” para avanzar a la siguiente interfaz (ver Figura 12).
En la cuarta interfaz lo primero que se debe hacer es ingresar el valor de la carga axial en la columna, para realizar el chequeo de “Columna fuerte - Viga débil”. Se ingresa el valor y se ve que la conexión cumple con lo requerido en la norma AISC 341-16. Se puede continuar con el diseño de la conexión entre el alma de la viga y el ala de la columna. Luego se despliega una nueva ventana “Placa de cortante” donde se ingresa la fuerza axial de la viga en la conexión 𝑃𝑢−𝑠𝑝 y se pueden visualizar el resto de las solicitaciones en esta parte de la conexión.
Se selecciona el mismo tipo de acero ASTM A572 Grado 50, el grado de pernos y su diámetro. Aquí también el programa muestra el mínimo diámetro requerido para soportar la fuerza de diseño, en este caso la fuerza cortante 𝑉𝑢−𝑏𝑜𝑙𝑡. Se ingresa el valor de 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 y el programa calcula el tamaño de la ranura horizontal para los pernos superior e inferior de la placa. Se finaliza el diseño de esta parte de la conexión especificando el espesor de la placa y las distancias al borde vertical y horizontal (ver Figura 13). Con todos los datos anteriores suministrados, se habilitan los botones “Chequeos Placa de cortante” y “Chequeos alma de la viga”. Se hace clic en cada uno de ellos para visualizar las resistencias de la conexión para cada uno de los estados límite que se deben estudiar para cumplir con lo requerido en el procedimiento de diseño de la norma AISC 358-16.
Fuente: los autores
Figura 14 Diseño de soldadura para unión de la placa con el ala de la columna y diseño del recorte en el alma de la viga.
Como la conexión tiene la resistencia necesaria, se continúa con el diseño de la soldadura entre la placa y el ala de la columna. Se selecciona soldadura de filete doble con un electrodo E70XX y un tamaño de la soldadura de 10mm. Finalmente se ingresa en la parte inferior del panel el valor “𝑐” que corresponde al diseño del recorte del alma de la viga (ver Figura 14).
Luego se despliega una nueva ventana en la que se tiene en el panel de la derecha “Chequeos en la columna”, se puede visualizar la resistencia de la columna ante cada uno de los casos de falla. El menú “pop-up” en el panel “Fluencia por cortante en la zona panel” se encuentra por defecto en la opción “No”, no se modifica la elección. Se ve que en todos los estados límite la resistencia es mayor a la fuerza 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 y que el espesor del ala de la columna es mayor al mínimo requerido. No es necesario diseñar un refuerzo. Con todos los valores ingresados se hace clic en el botón “Resultados” para avanzar a la siguiente interfaz y ver la configuración final de la conexión diseñada. Se observa en esta interfaz cada una de las dimensiones de la pieza Yield-Link que fueron ingresadas en las interfaces anteriores, así como los datos de cada una de las partes de la conexión (ver Figura 15).
4.3. Cálculo para la Validación Manual
Con la finalidad de verificar la información suministrada por el programa se procedió a realizar el diseño de una conexión tipo Simpson Strong-Tie Strong frame de manera manual, para luego comparar los resultados con del diseño realizado con el software. Se proyectó una conexión con las siguientes características:
Tipo de nodo: nodo de borde
𝑀𝑢=10.000 𝑘𝑔𝑓∗𝑚 (98,07 kN∗𝑚)
𝐶??=2.700 𝑘𝑔𝑓/𝑚 (26,48 kN/𝑚)
𝐶𝑉=1.000 𝑘𝑔𝑓/𝑚 (9,80 kN/𝑚)
Carga axial en columna inferior: 150.000 𝑘𝑔𝑓 (1471 kN)
Carga axial en columna superior: 135.000 𝑘𝑔𝑓 (1324 kN)
Distancia entre centros de las columnas: 6 m
| 1. Geometría y materiales de miembros | ||
|---|---|---|
| Tipo de nodo | nodo de borde | |
| Perfil viga | IPE-360 | Acero: ASTM A572 Grado 50 |
| Perfil columna | HEB-400 | Acero: ASTM A572 Grado 50 |
| Propiedades del perfil de la viga (mm) | ||
| 𝑑 | 360mm | |
| 𝑏𝑓 | 170mm | |
| 𝑡𝑓 | 12,7mm | |
| 𝑡𝑤 | 8,0mm | |
| Propiedades del perfil de la columna (mm) | ||
| 𝑑 | 400mm | |
| 𝑏𝑓 | 300mm | |
| 𝑡𝑓 | 24mm | |
| 𝑡𝑤 | 13,5mm | |
| 2. Estimación de la resistencia a la cedencia requerida | ||
| Propiedades de la pieza | ||
| 𝐴𝑐𝑒𝑟𝑜 | ASTM A572 Grado 50 | |
| 𝐹𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 3.515 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (344,70 MPa) |
| 𝐹𝑢−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 4.570 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (448,16 MPa) |
| 𝑅𝑦 | 1,1 | |
| 𝑅𝑡 | 1,2 | |
| 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 13 𝑚𝑚 | Espesor del alma |
| 𝑅 | 13 𝑚𝑚 | Radio de corte en la sección reducida |
| Cálculo de la resistencia y área requerida | ||
| 𝑀𝑢 | 10.000 𝑘𝑔𝑓∗𝑚 | (98,07 kN∗𝑚) Dato de entrada |
| 𝜙𝑏=𝑀𝑢/ (𝜙𝑏∗𝑑) | 0,90 | AISC 360 H1.1 |
| 𝑃′𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 30.864 𝑘𝑔𝑓∗𝑚 | (302,7 kN∗𝑚) AISC 358 Ec. 12.9-1 |
| 𝐴′𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 =𝑃′𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 / 𝐹𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 878 𝑚𝑚2 | AISC 358 Ec. 12.9-2 |
| 3. Selección del ancho y largo de la sección no reducida de la pieza del lado de la columna | ||
| Selección de los anchos no reducidos del alma de la pieza Yield-Link (mm) | ||
| min(𝑏𝑏𝑓,𝑏𝑐𝑓) | 170mm | |
| 𝑏𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒= | 165mm | |
| Selección de largo no reducido del alma de la pieza Yield-Link del lado de la columna (mm) | ||
| 𝑎 | 70mm | |
| 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 25mm | |
| 𝐿𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖??𝑒𝑚𝑖𝑛 = 𝑎−𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒+25 | 70mm | AISC 358 12.9 Paso 4.2 |
| 𝐿𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒𝑚𝑎𝑥 | 127mm | AISC 358 12.9 Paso 4.2 |
| 𝐿𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒 | 90mm ok | |
| 4. Determinación del ancho del área de cedencia del alma de la pieza (mm) | ||
| 𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑,𝑟𝑒𝑞′𝑑 | 68mm | AISC 358 Ec. 12.9-3 |
| 𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑??𝑎𝑥 = 𝑚í𝑛(0,5∗𝑏𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒,0,5∗𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒,,88) | 83mm | AISC 358 12.9 Paso 5 |
| 𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑 | 70mm ok | |
| 5. Determinación de la longitud mínima del área de cedencia del alma de la pieza | ||
| 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘𝑚𝑖𝑛 =(0,05/0,085)∗[(𝑑+ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚)/2] +2𝑅 | 136mm | AISC 358 Ec. 12.9-4 |
| 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 160mm ok | |
| 6 .Cálculo de la tensión cedente esperada y la tensión máxima probable de la pieza | ||
| 𝐴𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 =𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑∗𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 910mm2 | |
| 𝑃𝑦𝑒−𝑙𝑖𝑛𝑘 =𝐴𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘∗𝑅𝑦∗𝐹𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 35.185 𝑘𝑔𝑓 | (345,05 kN) AISC 358 Ec. 12.9-5 |
| 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 =𝐴𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘∗𝑅𝑡∗𝐹𝑢−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 49.904 𝑘𝑔𝑓 | (489,39 kN) AISC 358 Ec. 12.9-6 |
| 7. Selección del ancho y largo de la sección no reducida de la pieza del lado de la viga | ||
| Diseño pernos para conexión entre el alma de la pieza y el ala de la viga para transferencia de cortante | ||
| Grado de pernos | ASTM A325 | |
| 𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚 | 7/8" | |
| 𝐶𝑜𝑛𝑑.𝑟𝑜𝑠𝑐𝑎 | "𝑁" | |
| 𝐹𝑛𝑣 | 3.793 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (371,97 MPa) AISC 360 Tabla J3.2 |
| 𝐴𝑏 = 𝜋∗(𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚/2)2 | 388 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 𝜙∗𝐹𝑛𝑣∗𝐴𝑏 | 11.037 𝑘𝑔𝑓 | (108,24 kN) AISC 360 J3-1 |
| 𝑛𝑏𝑟𝑒𝑞=𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘/𝜙𝑅𝑛 | 5 | |
| 𝑁º 𝑝𝑒𝑟𝑛𝑜𝑠 | 6 ok | |
| Selección del ancho no reducido del alma de la pieza del lado de la viga (mm) | ||
| min(𝑏𝑏𝑓,𝑏𝑐𝑓) | 170mm | |
| 𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 | 165mm | |
| Determinación del largo no reducido del alma de la pieza del lado de la viga | ||
| Sc min = 1,5∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚 | 34mm | AISC 358 12.9 Paso 8.3 |
| Sc | 40mm ok | |
| Sstem min = 2,67∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚 | 60mm | AISC 360-16 J3.3 |
| Sstem | 70mm ok | |
| Sb min = le min | 29mm | AISC 360 Tabla J3.4 |
| Sb | 40mm ok | |
| Lbm-side=Sc+[(nfilas-1) ∗ Sstem]+ Sb | 220mm | AISC 358 12.9-7 |
| Chequeo de la conexión entre el alma de la pieza Yield-Link y el ala de la viga | ||
| Ag= 𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 2.145 𝑚𝑚2 | Estado límite: fluencia del área gruesa |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,90 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔 | 67.857 𝑘𝑔𝑓 | (665,45 kN) AISC 360 J4-1 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| dagujeros (Agujero estándar) | 24mm | AISC 360 Tabla J3.3 |
| Ae= (𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 − 2 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)) ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 1.469 𝑚𝑚2 | Estado límite: fractura del área neta. |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑒 | 50.350 𝑘𝑔𝑓 | (493,76 kN) AISC 360 J4-2 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| ℎ = | 40mm | Estado límite: bloque de cortante (caso 1). |
| 𝑔𝑠𝑡𝑒𝑚= 𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 − 2 ∗ ℎ | 85mm | |
| 𝐴𝑛𝑡1= (𝑔𝑠𝑡𝑒𝑚 − (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)) ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 767 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣1 = 2 ∗ (𝑠𝑏 + 2 ∗ 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚) ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 4.680 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣1 = 2 ∗ [(𝑠𝑏 + 2 ∗ 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚) − 2,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)]∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 2.990 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1 ≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1) | 87.778 𝑘𝑔𝑓 | (860,81 kN) AISC 360 J4-5 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 𝐴𝑛𝑡2= (𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒 − ℎ − 1,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)) ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 1.118 𝑚𝑚2 | Estado límite: bloque de cortante (caso 2). |
| 𝐴𝑔𝑣2 = = (𝑠𝑏 + 2 ∗ 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚) ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 2.340 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣2 = [(𝑠𝑏 + 2 ∗ 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚) − 2,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)]∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 1.495 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2) | 69.064 𝑘𝑔𝑓 | (677,29 kN) AISC 360 J4-5 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 𝐴𝑛𝑡3=2∗ℎ−0,5∗(𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠+2)∗𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 702 𝑚𝑚2 | Estado límite: bloque de cortante (caso 3). |
| 𝐴𝑔𝑣3 = 2 ∗ (𝑠𝑏 + 2 ∗ 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚) ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 4.680 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣3 = 2 ∗ [(𝑠𝑏 + 2 ∗ 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚) − 2,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 2.990 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣3 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡3 ≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣3 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡3) | 85.550 𝑘𝑔𝑓 | (838,96 kN) AISC 360 J4-5 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 𝑙𝑐(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = 𝑠𝑏 − 0,5 ∗ 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 | 28mm | Estado límite: aplastamiento ejercido por los pernos. |
| 𝑙𝑐(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) =𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚 − 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 | 46mm | |
| 𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = 1,2 ∗ 𝑙𝑐 ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 ∗ 𝐹𝑢 | 19.961 𝑘𝑔𝑓 | (195,75 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) = 1.2 ∗ 𝑙𝑐 ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 ∗ 𝐹𝑢 | 32.794 𝑘𝑔𝑓 | (321,60 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝐿𝑖𝑚 𝑅𝑛= 2,4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚 ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 ∗ 𝐹𝑢 | 31.368 𝑘𝑔𝑓 | (307,61 kN) |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0.75 ∗ (2 ∗ 𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) + 4 ∗ 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜)) | 124.045 kgf | (1.216 kN) |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 𝐹𝑦−𝑣𝑖𝑔𝑎 | 3515 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (344,70 MPa) |
| 𝐹𝑢−𝑣??𝑔𝑎 | 4570 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (448,16 MPa) |
| 𝑙𝑐(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = (𝑠𝑐 − 0,5 ∗ 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠) + 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 + (0.5 ∗ 𝐿𝑐𝑜𝑙−??𝑖𝑑𝑒) | 233mm | Estado límite: aplastamiento ejercido por los pernos |
| 𝑙𝑐(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) = 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚 − 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 | 46mm | |
| 𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) =1,2 ∗ 𝑙𝑐 ∗ 𝑡𝑏𝑓 ∗ 𝐹𝑢 | 162277 kgf | (1.591 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) = 1.2 ∗ 𝑙𝑐 ∗ 𝑡𝑏𝑓 ∗ 𝐹𝑢 | 32037 kgf | (314,18 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝐿𝑖𝑚 𝑅𝑛 =2,4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚 ∗ 𝑡𝑏𝑓 ∗ 𝐹𝑢 | 30.644 kgf | (300,51 kN) AISC 360 J3-6a |
| 𝜙𝑅𝑛 =0.75 ∗ (2 ∗ 𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) + 4 ∗ 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜)) | 137.898 kgf | (1.352 kN) |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 𝐴𝑛𝑡= 2 ∗ [(𝑏𝑏𝑓 − 𝑔𝑠𝑡𝑒𝑚)/2 − 0,5 ∗ 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠] ∗ 𝑡𝑏𝑓 | 774 𝑚𝑚2 | Estado límite: bloque de cortante. |
| 𝐴𝑔𝑣 =2 ∗ (2 ∗ 𝑠 + 𝑠𝑐 + 𝐿𝑦−𝑙??𝑛𝑘+ (0.5 ∗ 𝐿𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒)) ∗ 𝑡𝑏𝑓 | 9.779 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣 = 𝐴𝑔𝑣 − 2 ∗ [2,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔??𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2) ∗ 𝑡𝑏𝑓] | 8.255 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣 + ??𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡) | 181.208 kgf | (1.777 kN) AISC 360 J4-5 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 8. Diseño de la conexión entre el ala de la pieza Yield-Link y el ala de la columna | ||
| Grado de pernos: | ASTM A325 | Diseño de los pernos. |
| 𝑟𝑡 = 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘/4 | 12.476 kgf | (122,35 kN) AISC 358 12.9 Paso 9.1 |
| 𝑁º 𝑝𝑒𝑟𝑛𝑜𝑠 | 4 | |
| 𝑑𝑏−𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 3/4" | |
| 𝐹𝑛𝑡 | 6.322 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (619,98 MPa) AISC 360 Tabla J3.2 |
| 𝐴𝑏 = 𝜋 ∗ (𝑑𝑏−𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒/2)² | 285 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 𝜙 ∗ 𝐹𝑛𝑡 ∗ 𝐴𝑏 | 13513 kgf | (132,52 kN) AISC 360 J3-1 |
| Chequeo 𝑟𝑡 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Cálculo del espesor mínimo del ala de la pieza Yield-Link. | ||
| 𝑙𝑒min | 26 𝑚𝑚 | AISC 360 Tabla J3.4 |
| 𝑠 min = 2,67 ∗ 𝑑𝑏−𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 51mm | AISC 360-16 J3.3 |
| 𝑏𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 = 𝑏𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒 | 165mm | |
| ℎ𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 170mm | |
| 𝐿ℎ | 30mm | ok |
| 𝑠𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒= 𝑏𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 2 ∗ 𝐿ℎ | 105mm | ok |
| 𝐿𝑣 | 30mm | ok |
| 𝑔𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 = ℎ𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 2 ∗ 𝐿𝑣 | 110mm | ok |
| 𝑏 = (𝑔𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚)/2 | 48,5 𝑚𝑚 | |
| 𝑝 = 𝑚í𝑛(𝑏𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒/2,𝑠𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒) | 85,5mm | |
| 𝑏′ = 𝑏 − 𝑑𝑏−𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒/2 | 39mm | |
| 𝜙𝑑 | 1,00 | AISC 358 2.4.1 |
| 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒𝑚𝑖𝑛= √4𝑟𝑡𝑏′⁄(𝑝𝜙𝑑𝐹𝑢) | 23mm | |
| 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 25mm | |
| Chequeo 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 ≥ 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒𝑚𝑖𝑛 | ok | |
| Chequeo de la conexión. | ||
| 𝐴𝑔𝑣 = 2 ∗ 𝑏𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 ∗ 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 8250 𝑚𝑚2 | Estado límite: fluencia por cortante. |
| 𝜙𝑅𝑛 =1,00 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣 | 173.992 kgf | (1.706 kN) AISC 360 J4-3 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fractura por cortante. | ||
| 𝑑𝑎𝑔𝑢??𝑒𝑟𝑜𝑠= 𝑑𝑏−𝑠𝑡𝑒𝑚 + 2 𝑚𝑚 | 22mm | AISC 360 Tabla J3.3 |
| 𝐴𝑛𝑣 =2 ∗ [𝑏𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 2 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑓??𝑎𝑛𝑔𝑒 | 5.650 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣 | 116.192 kgf | (1.139 kN) AISC 360 J4-4 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Tipo de soldadura | soldadura de filete doble | Diseño de la soldadura para unión entre alma y ala de la pieza Yield-Link. |
| Tipo de electrodo | E70XX | |
| 𝑃𝑟−𝑤𝑒𝑙𝑑 = 𝑏𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒 ∗ 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚∗ 𝑅𝑡 ∗ 𝐹𝑢−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 117.632 kgf | (1.154 kN) AISC 358 Ec. 12.9-10 |
| 𝐹𝐸𝑋𝑋 | 4.921 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (482,59 MPa) |
| 𝑤 | 20mm | |
| 𝐿 = 𝑏𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 165mm | |
| 𝐹𝑛𝑤 =0,60 ∗ 𝐹𝐸??𝑋 ∗ (1,0 + 0,50∗ 𝑠𝑒𝑛1,590) | 4.429 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (434,34 MPa) AISC 360 J2-5 |
| 𝜙𝑅𝑛 =0,75 ∗ 2 ∗ 0,707 ∗ 𝑤 ∗ 𝐿∗ 𝐹𝑛𝑤 | 154.999 kgf | (1.520 kN) AISC 360 J2-4 |
| Chequeo 𝑃𝑟−𝑤𝑒𝑙𝑑 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 9. Diseño del sistema para restricción de pandeo | ||
| (Según AISC 358-16 12.8.6). | ||
| Grado de pernos | ASTM A325 | |
| Diámetro de pernos: 𝑑𝑏−𝑏𝑟𝑝 | 5/8” | |
| Geometría y material de la placa para restricción de pandeo. | ||
| Acero: ASTM A572 Grado 50 | ||
| 𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 | 22mm | |
| 𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜= 𝑚á𝑥(𝑏𝑐𝑜𝑙−𝑠𝑖𝑑𝑒, 𝑏𝑏𝑚−𝑠𝑖𝑑𝑒) | 165mm | |
| 𝐿𝑎𝑟𝑔𝑜 𝑚í𝑛= 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 + 25 𝑚𝑚 | 185mm | |
| 𝐿𝑎𝑟𝑔𝑜 𝑚á𝑥 | 250mm | |
| 𝐿𝑎𝑟𝑔𝑜 | 200mm | ok |
| Geometría y material de los espaciadores. | ||
| Acero: ASTM A572 Grado 50 | ||
| 𝐸𝑠𝑝𝑒𝑠𝑜𝑟 = 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚 | 13mm | |
| 𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 mín= 2 ∗ 𝑑𝑏−𝑏𝑟𝑝 | 32mm | |
| 𝐴𝑛𝑐ℎ𝑜 𝑚á𝑥 = (𝑏𝑏𝑓 − 𝑏𝑦𝑖𝑒𝑙𝑑)/2 − 3 | 47mm | |
| Ancho | 40mm | ok |
| 𝐿𝑎𝑟𝑔𝑜= 0,5 ∗ 𝐿𝑦−𝑙𝑖𝑛𝑘 | 80mm | |
| 10. Cálculo de los parámetros de rigidez de la conexión | ||
| Contribución de la rigidez axial elástica debida a la rigidez a flexión en el ala de la pieza Yield-Link. | ||
|
488.120 𝑘𝑔𝑓/𝑚𝑚 | (4.786 kN/mm) AISC 358 Ec. 12.9-11 |
| Contribución de la rigidez axial elástica debida a la sección no cedente de la pieza Yield-Link. | ||
| 𝑙𝑣= 𝑠𝑠𝑡𝑒𝑚/2 | 35mm | AISC 358 12.9 Paso 11.1 |
|
273.000 𝑘𝑔𝑓/𝑚𝑚 | (2.677 kN/mm) AISC 358 Ec. 12.9-12 |
| Contribución de la rigidez axial elástica debida a la sección cedente de la pieza Yield- Link. | ||
|
119.438 𝑘𝑔𝑓/𝑚𝑚 | (1.171 kN/mm) AISC 358 Ec. 12.9-13 |
| Rigidez axial elástica efectiva de la pieza Yield-Link. | ||
|
71.001 𝑘𝑔𝑓/𝑚𝑚 | (696 kN/mm) AISC 358 Ec. 12.9-14 |
| Máxima capacidad de momento probable del par de piezas Yield-Link. | ||
| 𝑀𝑝𝑟 = 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘(𝑑 + 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚) | 18.614 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (182,54 kN∗𝑚) AISC 358 Ec. 12.9-16 |
| Momento esperado de fluencia del par de piezas Yield-Link. | ||
| 𝑀𝑦𝑒−𝑙𝑖𝑛𝑘 = 𝑃𝑦𝑒−𝑙𝑖𝑛𝑘(𝑑 + 𝑡𝑠𝑡𝑒𝑚) | 13.124 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (128,70 kN∗𝑚) AISC 358 Ec. 12.9-15 |
| Deformación axial de la pieza Yield-Link para una rotación de la conexión de 0.04 𝑟𝑎𝑑. | ||
|
7,46mm | AISC 358 Ec. 12.9-17 |
| Deformación axial de la pieza Yield-Link para una rotación de la conexión de 0.07 𝑟𝑎𝑑. | ||
|
13,06mm | AISC 358 Ec. 12.9-18 |
| Deformación axial de la pieza Yield-Link para el esfuerzo de cedencia esperado. | ||
|
0,50mm | AISC 358 Ec. 12.9-19 |
| Rotación de la conexión para el esfuerzo de cedencia esperado en la pieza Yield-Link. | ||
|
0,003 rad | AISC 358 Ec. 12.9-20 |
| Momento resistente de la conexión. | ||
|
10.738 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (105,30 kN∗𝑚) AISC 358 12.9 Paso 11.2 |
| 11. Cálculo de la fuerza cortante en la viga y en la conexión alma de la viga - ala de la columna | ||
| 𝐶𝑃 | 2.700 𝑘𝑔𝑓/𝑚 | (26,48 kN/𝑚) Carga permanente en viga |
| 𝐶𝑉 | 1.000 𝑘𝑔𝑓/𝑚 | (9,80 kN/𝑚) Carga variable en viga |
| 𝐿ℎ | 5,46 𝑚 | Distancia entre línea central de los pernos de la placa de cortante a ambos extremos de la viga |
| 𝑓1 | 1,6 | |
| 𝑄 = 1,2 ∗ 𝐶𝑃 + 𝑓1 ∗ 𝐶𝑉 | 4.840 𝑘𝑔𝑓/𝑚 | (47,46 kN/𝑚) |
| 𝑉𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑦 = 𝑄 ∗ 𝐿ℎ/2 | 13.213 𝑘𝑔𝑓 | (129,58 kN) |
| 𝑉𝑢 = 2𝑀𝑝𝑟⁄𝐿ℎ + 𝑉𝑔𝑟𝑎𝑣𝑖𝑡𝑦 | 20.031 𝑘𝑔𝑓 | (196,44 kN) AISC 358 Ec. 12.9-21 |
| 12. Chequeo de la relación de momentos de los miembros de la conexión | ||
| Propiedades de la columna (HEB-400 ASTM A572 Grado 50). | ||
| 𝐹𝑦𝑐 | 3.515 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (344,70 MPa) |
| 𝑑𝑐 | 400 𝑚𝑚 | |
| 𝐴𝑔 | 198 𝑐𝑚2 | |
| 𝑍𝑐 | 3.230 𝑐𝑚3 | |
| Momento resistente de las columnas. | ||
| 𝑃𝑟1 | 150.000 𝑘𝑔𝑓 | (1.471 kN) Columna inferior |
| 𝑃𝑟2 | 135.000 | (1.324 kN) Columna superior |
| 𝛼𝑠 | 1,0 | AISC 341 D1.2a |
| Σ𝑀∗𝑝𝑐 = Σ𝑍𝑐(𝐹𝑦𝑐 − 𝛼𝑠𝑃𝑟/𝐴𝑔) | 180.577 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (1771 kN∗𝑚) AISC 341 E3-2 |
| Momento resistente de la viga. | ||
| 𝑀𝑢𝑣 = ??𝑢(𝑎 + 𝑑𝑐/2) | 5.408 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (53,03 kN∗𝑚) |
| Σ𝑀∗𝑝𝑏 = Σ(𝑀𝑝𝑟 + 𝑀𝑢𝑣) | 24.022 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (235,58 kN∗𝑚) AISC 358 12.4 |
| Relación de momentos. | ||
| Σ𝑀∗𝑝𝑐/Σ𝑀∗𝑝𝑏 > 1,0 | 7,5 ok | AISC 341 E3-1 |
| 13. Diseño de la conexión alma de la viga - ala de la columna | ||
| Solicitaciones en la conexión: | ||
| 𝑀𝑢−𝑠𝑝 = 𝑉𝑢 ∗ 𝑎 | 1402 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (13,75 kN∗𝑚) AISC 358 12.9 Paso 15 |
| 𝑃𝑢−𝑠𝑝 | 0 𝑘𝑔𝑓 | |
| 𝑉𝑢 | 20.031 𝑘𝑔𝑓 | (196,34 kN) |
| Diseño de pernos. | ||
| 𝑉𝑢−𝑏𝑜𝑙𝑡 =√𝑃𝑢−𝑠𝑝 2 + (𝑉𝑢⁄3)2 | 6.677 𝑘𝑔𝑓 | (65,48 kN) AISC 358 Ec. 12.9-22 |
| 𝑁º 𝑝𝑒𝑟𝑛𝑜𝑠 | 3 | |
| 𝐺𝑟𝑎𝑑𝑜 𝑝𝑒𝑟𝑛𝑜𝑠: | ASTM A325 | |
| 𝑑𝑏−𝑠𝑝 | 3/4" | |
| 𝐹𝑛𝑣 | 3.793 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (371,97 MPa) AISC 360 Tabla J3.2 |
| 𝐴𝑏 =𝜋 ∗ (𝑑𝑏−𝑠𝑝/2)² | 285 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ 𝐹𝑛𝑣 ∗ 𝐴𝑏 | 8.107 𝑘𝑔𝑓 | (79,50 kN) AISC 360 J3-1 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢−𝑏𝑜𝑙𝑡 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Geometría de la placa de cortante. | ||
| 𝑙𝑒min aguj. std | 26mm | AISC 360 Tabla J3.4 |
| 𝑙𝑒min ran. hz. = 𝑙𝑒 min +3/4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑝 | 40mm | AISC 360 Tabla J3.5 |
| 𝑠 min = 2,67 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑝 | 51mm | AISC 360-16 J3.3 |
| 𝑠 | 30mm | |
| ℎ | 45mm | |
| 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 | 55mm | |
| 𝐿𝑠𝑙𝑜𝑡 = 𝑑𝑏−𝑠𝑝 + 3 + 0,14 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 | 30mm | AISC 358 Ec. 12.9-23M |
| 𝐿𝑠𝑝 | 170mm | Largo de la placa |
| 𝑏𝑠𝑝 | 115mm | Ancho de la placa |
| 𝑡𝑝 | 10mm | Espesor de la placa |
| Chequeos en la placa de cortante. | ||
| Acero de la placa: ASTM A572 Grado 50 | ||
| Estado límite: fluencia por tensión. | ||
| 𝐴𝑔 = 𝐿𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑝 | 1.700 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,90 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔 | 53.779 𝑘𝑔𝑓 | (527,39 kN) AISC 360 J4-1 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fluencia por cortante. | ||
| 𝐴𝑔𝑣 = ??𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑝 | 1.700 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 1,00 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣 | 35.853 𝑘𝑔𝑓 | (351,60 kN) AISC 360 J4-3 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fractura por tensión. | ||
| 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠= 𝑑𝑏−𝑠𝑝 + 2 𝑚𝑚 | 22 𝑚𝑚 | AISC 360 Tabla J3.3 |
| 𝐴𝑒= [𝐿𝑠𝑝 − 3 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑝 | 980 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑒 | 33.589 𝑘𝑔𝑓 | (329,40 kN) AISC 360 J4-2 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fractura por cortante. | ||
| 𝐴𝑛𝑣= [𝐿𝑠𝑝 − 3 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑝 | 980 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣 | 20.153 𝑘𝑔𝑓 | (197,63 kN) AISC 360 J4-4 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: bloque de cortante (caso 1). | ||
| 𝐴𝑛𝑡1 = [𝐿𝑠𝑝 − 2 ∗ 𝑠 − 2 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑝 | 620 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣1 = 2 ∗ ℎ ∗ 𝑡𝑝 | 900 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣1 = 2 ∗ [ℎ − (𝐿𝑠𝑙𝑜𝑡 + 2)/2] ∗ 𝑡𝑝 | 580 ??𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1 ≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1) | 33.178 𝑘𝑔𝑓 | (325,37 kN) AISC 360 J4-5 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: bloque de cortante (caso 2). Para fuerza 𝑃𝑢−𝑠𝑝 | ||
| 𝐴𝑛𝑡2 = [𝐿𝑠𝑝 − 2 ∗ 𝑠 − 2 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑝 | 800 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣2 = 2 ∗ ℎ ∗ 𝑡𝑝 | 450 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣2 = 2 ∗ [ℎ − (𝐿𝑠𝑙𝑜𝑡 + 2)/2] ∗ 𝑡𝑝 | 290 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1 ≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1) | 33.383 𝑘𝑔𝑓 | (327,38 kN) AISC 360 J4-5 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Para fuerza 𝑉𝑢 | ||
| 𝐴𝑛𝑡2= [ℎ − (𝐿𝑠𝑙𝑜𝑡 + 2)/2] ∗ 𝑡𝑝 | 290 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣2= (𝐿𝑠𝑝 − 𝑠) ∗ 𝑡𝑝 | 1400 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣2= [𝐿𝑠𝑝 − 𝑠 − 2,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑝 | 800 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2 ≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2) | 26.391 𝑘𝑔𝑓 | (258,81 kN) AISC 360 J4-5 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: tensión y flexión combinadas. | ||
| 𝐴𝑔= 𝐿𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑝 | 1.700 𝑚𝑚2 | |
| 𝑍𝑥= (𝑡𝑝 ∗ 𝐿𝑠𝑝 2)/4 | 72.250 𝑚𝑚3 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,90 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔 | 53.779 𝑘𝑔𝑓 | (527,39 kN) |
| 𝜙𝑀𝑛= 0,90 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝑍𝑥 | 2285 𝑘𝑔𝑓 ∗ 𝑚 | (22,40 kN∗𝑚) |
| 𝑃𝑢−𝑠𝑝/𝜙𝑅𝑛 + 𝑀𝑢−𝑠𝑝/𝜙𝑀𝑛 ≤ 1 | 0,61 ok | |
| Estado límite: aplastamiento ejercido por los pernos (para fuerza 𝑃𝑢−𝑠𝑝). | ||
| 𝑙𝑐 = ℎ − 𝑑𝑎𝑔??𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠/2 | 34 𝑚𝑚 | |
| 𝑅𝑛 = 1,2 ∗ 𝑙𝑐 ∗ 𝑡𝑝 ∗ 𝐹𝑢 | 18.645 𝑘𝑔𝑓 | (182,84 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝐿𝑖𝑚 𝑅𝑛 = 2,4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑝 ∗ 𝐹𝑢 | 21.936 𝑘𝑔𝑓 | (215,12 kN) AISC 360 J3-6a |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0.75 ∗ 𝑅𝑛 | 13.983 𝑘𝑔𝑓 | (137,13 kN) |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: aplastamiento ejercido por los pernos (para fuerza 𝑉𝑢). | ||
| 𝑙𝑐𝑏(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = 𝑠 − 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠/2 | 19mm | |
| 𝑙𝑐𝑖(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) = 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 − 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 | 33mm | |
| 𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = 1,2 ∗ 𝑙𝑐𝑏 ∗ 𝑡𝑝 ∗ 𝐹𝑢 | 10.419 𝑘𝑔𝑓 | (102,17 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) = 1.2 ∗ 𝑙𝑐𝑖 ∗ 𝑡𝑝 ∗ 𝐹𝑢 | 18.097 k𝑔𝑓 | (177,47 kN) AISC 360 J3- 6c |
| 𝐿𝑖𝑚 𝑅𝑛 = 2,4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑝 ∗ 𝐹𝑢 | 21.936 k𝑔𝑓 | (215,12 kN) AISC 360 J3- 6a |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0.75 ∗ (𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) + 2 ∗ 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜)) | 34.959 k𝑔𝑓 | (342,83 kN) |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Diseño de la soldadura. | ||
| Tipo de soldadura: soldadura de filete doble | ||
| Tipo de electrodo: E70XX | ||
| 𝐴𝑒 = 𝐴𝑛𝑣 = 𝐿𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑝 | 1.700 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛(𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖ó𝑛) = 0,75 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑒 | 58.268 𝑘𝑔𝑓 | (571,41 kN) AISC 360 J4-2 |
| 𝜙𝑅𝑛(𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒) = 0,75 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑢∗ 𝐴𝑛𝑣 | 34.961 𝑘𝑔?? | (342,85 kN) AISC 360 J4-2 |
| 𝐹𝑛𝑤𝑡 =0,60 ∗ 𝐹𝐸𝑋𝑋 ∗ (1,0 + 0,50∗ 𝑠𝑒𝑛1,590) | 4.432 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (434,63 MPa) |
| 𝐹𝑛𝑤𝑐 =0,60 ∗ 𝐹𝐸𝑋𝑋 ∗ (1,0 + 0,50 ∗ 𝑠𝑒𝑛1,50) | 2.955 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (289,79 MPa) |
| 𝑤𝑟𝑒𝑞(𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖ó𝑛) = 𝜙𝑅𝑛(𝑡𝑒𝑛𝑠𝑖ó𝑛)/(2 ∗ 0,707 ∗ 𝐿𝑠𝑝∗ 𝐹𝑛𝑤𝑡) | 7,29 𝑚𝑚 | |
| 𝑤𝑟𝑒𝑞(𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒) = 𝜙𝑅𝑛(𝑐𝑜𝑟𝑡𝑒)/(2 ∗ 0,707 ∗ 𝐿𝑠𝑝∗ 𝐹𝑛𝑤𝑐) | 6,56 𝑚𝑚 | |
| 𝑤𝑚𝑖𝑛(𝑛𝑜𝑟𝑚𝑎) = 5/8 ∗ 𝑡𝑝 | 6,25 𝑚𝑚 | AISC 358 12.9 Paso 15.4 |
| 𝑤𝑚𝑖𝑛 | 8mm | |
| 𝑤 | 10mm ok | |
| 𝐹𝑛𝑤= 0,60 ∗ 𝐹𝐸𝑋𝑋 ∗ (1,0+ 0,50 ∗ 𝑠𝑒𝑛1,590) | 4.429 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (434,34 MPa) AISC 360 J2-5 |
| 𝜙𝑅𝑛−𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑢𝑟𝑎 = 2 ∗ 0,707 ∗ 𝑤 ∗ 𝐿∗ 𝐹𝑛𝑤 | 103.333 | (1.013 kN) AISC 360 J2-4 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑚á𝑥𝜙𝑅𝑛 ≤ 𝜙𝑅𝑛−𝑠𝑜𝑙𝑑𝑎𝑑𝑢𝑟𝑎 | ok | |
| Chequeos en el alma de la viga. | ||
| Acero: ASTM A572 Grado 50 | ||
| 𝑡𝑤 | 8mm | |
| ℎ | 334,6mm | |
| Estado límite: fluencia por tensión. | ||
| 𝐴𝑔 = ℎ ∗ 𝑡𝑤 | 2.676,8 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0,90 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔 | 84.680 𝑘𝑔𝑓 | (830,43 kN) AISC 360 J4-1 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fluencia por cortante | ||
| 𝐴𝑔𝑣 = ℎ ∗ 𝑡𝑤 | 2.676,8 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 = 1,00 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣 | 56.453 𝑘𝑔𝑓 | (553,61 kN) AISC 360 J4-3 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fractura por tensión. | ||
| 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠= 𝑑𝑏−𝑠𝑝 + 2 𝑚𝑚 | 22 𝑚𝑚 | AISC 360 Tabla J3.3 |
| 𝐴𝑒= [ℎ − 3 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 2.100,8 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛 =0,75 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑒 | 72.004 𝑘𝑔𝑓 | (706,12 kN) AISC 360 J4-2 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: fractura por cortante. | ||
| 𝐴𝑛𝑣= [ℎ − 3 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ ??𝑤 | 2.100,8 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣 | 43.202 𝑘𝑔𝑓 | (423,67 kN) AISC 360 J4-4 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: bloque de cortante (caso 1). | ||
| 𝐴𝑛𝑡1= [2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 − 2 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 496 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣1= 2 ∗ (𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒) ∗ 𝑡𝑤 | 720 𝑚??2 | |
| 𝐴𝑛𝑣1 = 2 ∗ [𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 0,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 528 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣1 + 𝐹𝑢∗ 𝐴𝑛𝑡1 ≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣1 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡1) | 27.858 𝑘𝑔𝑓 | (273,19 kN) AISC 360 J4-5 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: bloque de cortante (caso 2). Para fuerza 𝑃𝑢−𝑠𝑝 | ||
| 𝐴𝑛𝑡2 =[2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 + (ℎ − 2∗𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡)/2 − 2,5∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 1.298,4 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣2= (𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒) ∗ 𝑡𝑤 | 360 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣2= [𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 0,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 264 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2) | 49.931 𝑘𝑔𝑓 | (489,66 kN) AISC 360 J4-5 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Para fuerza 𝑉𝑢 | ||
| 𝐴𝑛𝑡2= [𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 0,5 ∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 264 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑔𝑣2= [2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 + (ℎ − 2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡)/2] ∗ 𝑡𝑤 | 1.778,4 𝑚𝑚2 | |
| 𝐴𝑛𝑣2 =[2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 + (ℎ − 2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡)/2 − 2,5∗ (𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 + 2)] ∗ 𝑡𝑤 | 1.298,4 𝑚𝑚2 | |
| 𝜙𝑅𝑛= 0,75 ∗ (0,60 ∗ 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑣2 + 𝐹𝑢∗ 𝐴𝑛𝑡2≤ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔𝑣2 + 𝐹𝑢 ∗ 𝐴𝑛𝑡2) | 35.750 𝑘𝑔𝑓 | (350,59 kN) AISC 360 J4-5 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: aplastamiento ejercido por los pernos (para fuerza 𝑃𝑢−𝑠𝑝). | ||
| 𝑙𝑐= 𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 − 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠/2 | 34 𝑚𝑚 | |
| 𝑅𝑛 =1,2 ∗ 𝑙𝑐 ∗ 𝑡𝑤 ∗ 𝐹𝑢 | 14.916 𝑘𝑔𝑓 | (146,28 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝐿𝑖𝑚 𝑅𝑛 = 2,4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑤 ∗ 𝐹𝑢 | 17.548 𝑘𝑔𝑓 | (172,09 kN) AISC 360 J3-6a |
| 𝜙𝑅𝑛 = 0.75 ∗ 𝑅𝑛 | 11.187 𝑘𝑔𝑓 | (109,71 kN) |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑢−𝑠𝑝 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: aplastamiento ejercido por los pernos (para fuerza 𝑉𝑢). | ||
| 𝑙𝑐𝑏(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = (ℎ − 2 ∗ 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡)/2 − 0,5 ∗ 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 | 101.3 𝑚𝑚 | |
| 𝑙𝑐𝑖(𝑖𝑛𝑡𝑒??𝑛𝑜) = 𝑠𝑣𝑒𝑟𝑡 − 𝑑𝑎𝑔𝑢𝑗𝑒𝑟𝑜𝑠 | 33 𝑚𝑚 | |
| 𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) = 1,2 ∗ 𝑙𝑐𝑏 ∗ 𝑡𝑤 ∗ 𝐹𝑢 | 44.442 𝑘𝑔𝑓 | (435,83 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜) = 1.2 ∗ 𝑙𝑐𝑖 ∗ 𝑡𝑤 ∗ 𝐹𝑢 | 14.477 𝑘𝑔𝑓 | (141,97 kN) AISC 360 J3-6c |
| 𝐿𝑖𝑚 𝑅𝑛= 2,4 ∗ 𝑑𝑏−𝑠𝑝 ∗ 𝑡𝑤 ∗ 𝐹𝑢 | 17.548 𝑘𝑔𝑓 | (172,09 kN) AISC 360 J3-6a |
| 𝜙𝑅𝑛= 0.75 ∗ (𝑅𝑛(𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒) + 2 ∗ 𝑅𝑛(𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜)) | 34.876 𝑘𝑔𝑓 | (342,02 kN) |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑉𝑢 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Diseño del recorte en el alma de la viga. | ||
| 𝑐𝑚í𝑛= 𝑙𝑒 | 26 𝑚𝑚 | AISC 360 Tabla 3.4 |
| 𝑐𝑚á𝑥= 𝑎 − 𝑡𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 45 𝑚𝑚 | |
| 𝑐𝑚í𝑛 ≤ 𝑐 ≤ 𝑐𝑚á𝑥 | 40 𝑚𝑚 | |
| 14. Chequeo de la zona panel | ||
| 𝐴𝑔 | 198 𝑐𝑚2 | |
| 𝐹𝑦 | 3.515 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (344,70 MPa) |
| 𝑃𝑟 | 150.000 𝑘𝑔𝑓 | (1.471 kN) |
| 𝑃𝑦=𝐹𝑦 ∗ 𝐴𝑔 | 695.970 𝑘𝑔𝑓 | (6.825 kN) |
| 𝑏𝑏𝑓 | 170 𝑚𝑚 | |
| 𝑏𝑐𝑓 | 300 𝑚𝑚 | |
| 𝑑𝑏 | 360 𝑚𝑚 | |
| 𝑑𝑐 | 400 𝑚𝑚 | |
| 𝑡𝑏𝑓 | 12,7 𝑚𝑚 | |
| 𝑡𝑐𝑓 | 24 𝑚𝑚 | |
| 𝑡𝑤 | 13,5 𝑚𝑚 | |
| 𝛼 | 1,0 | |
| No se considera el efecto de la deformación inelástica de la zona panel en la estabilidad del pórtico en el análisis. | ||
| Caso: 𝛼𝑃𝑟 ≤ 0,4𝑃𝑦 | ||
| 𝜙𝑅𝑛= 0,90 ∗ 0,60 ∗ 𝐹𝑦 ∗ 𝑑𝑐 ∗ 𝑡𝑤 | 102.497 𝑘𝑔𝑓 | (1.005 kN) AISC 360 J10-9 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| No se requiere plancha de refuerzo para la zona panel. | ||
| 15. Chequeos del alma de la columna | ||
| 𝐹𝑦𝑤 | 3.515 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (344,70 MPa) |
| 𝐸 | 2.100.000 𝑘𝑔𝑓/𝑐𝑚2 | (205939,70 MPa) |
| 𝑘 | 51 𝑚𝑚 | |
| 𝑙𝑏 | 13 𝑚𝑚 | |
| 𝑡𝑤 | 13,5 𝑚𝑚 | |
| 𝑡𝑓 | 24 𝑚𝑚 | |
| 𝑄𝑓 | 1,0 | |
| Estado límite: fluencia local | ||
| Caso: la fuerza concentrada es aplicada a una distancia del extremo de la columna mayor a su altura 𝑑𝑐. | ||
| 𝜙𝑅𝑛= 1,00 ∗ 𝐹𝑦𝑤 ∗ 𝑡𝑤 ∗ (5𝑘 + 𝑙𝑏) | 127.172 𝑘𝑔𝑓 | (1.247 kN) AISC 360 J10-2 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 = 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| Estado límite: aplastamiento local | ||
| Caso: la fuerza concentrada es aplicada a una distancia del extremo de la columna mayor a 𝑑𝑐/2. | ||
𝜙𝑅𝑛=0,75 
|
130.417 𝑘𝑔𝑓 | (1.279 kN) AISC 360 J10-4 |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑃𝑟−𝑙𝑖𝑛𝑘 ≤ 𝜙𝑅𝑛 | ok | |
| 16. Chequeos del ala de la columna | ||
| 𝑏𝑐𝑓 | 300mm | |
ℎ1
|
318mm | |
| 𝑔 = 𝑠𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 105mm | |
𝑠 
|
88,74mm | |
ℎ0
|
428 𝑚𝑚 | |
| 𝑐 = 𝑔𝑓𝑙𝑎𝑛𝑔𝑒 | 110mm | |
| 𝑡𝑐𝑓𝑚𝑖𝑛 =√1,11𝑀𝑝𝑟⁄𝜙𝑑𝐹𝑦𝑐𝑌𝑐 | 14 𝑚𝑚 | AISC 358 Ec. 12.9-24 |
| 𝑡𝑐𝑓 | 24mm | |
| 𝐶ℎ𝑒𝑞𝑢𝑒𝑜 𝑡𝑐𝑓 ≥ 𝑡𝑐𝑓𝑚𝑖𝑛 | ok | |
| No se requieren planchas de continuidad. | ||
4.4. Comparación de Resultados
Una vez obtenidos los resultados de diseño por las dos vías, se tomó nota de todos los parámetros de diseño calculados por el programa para luego compararlos con los conseguidos mediante el cálculo manual, observados en la Tabla 1.
Tabla 1 Cuadro de resumen comparativo entre resultados obtenidos manualmente y el software CONESTRONG. Fuente los autores
| Parámetro | Diseño manual | Diseño CONESTRONG | Diferencia (%) |
|---|---|---|---|
| P'(y-link) (kg-f) | 30864 | 30864 | 0,0000 |
| A'(y-link) (mm2) | 878 | 877 | 0,1139 |
| L(col-side) min (mm) | 70 | 70 | 0,0000 |
| b(yield, req'd) (mm) | 68 | 68 | 0,0000 |
| b(yield) max (mm) | 83 | 83 | 0,0000 |
| P(ye-link) (kg-f) | 35185 | 35215 | 0,0853 |
| P(r-link) (kg-f) | 49904 | 50109 | 0,4108 |
| Nº pernos req, Yield-Link - viga | 6 | 6 | 0,0000 |
| Le min Yield-Link - viga (mm) | 29 | 29 | 0,0000 |
| s min Yield-Link - viga (mm) | 60 | 60 | 0,0000 |
| L(bm-side) (mm) | 220 | 220 | 0,0000 |
| g(stem) (mm) | 85 | 85 | 0,0000 |
| φRn Fluencia áre gruesa Yield-Link (kg-f) | 67857 | 67915 | 0,0855 |
| φRn Fractura área neta Yield-Link (kg-f) | 50350 | 50724 | 0,7428 |
| φRn Bloque de cortante 1 Yield-Link (kg-f) | 87778 | 88473 | 0,7918 |
| φRn Bloque de cortante 2 Yield-Link (kg-f) | 69064 | 69598 | 0,7732 |
| φRn Bloque de cortante 3 Yield-Link (kg-f) | 85550 | 86236 | 0,8019 |
| φRn Aplastamiento pernos Yield-Link (kg-f) | 124045 | 125623 | 1,2721 |
| φRn Aplastamiento pernos ala viga (kg-f) | 137898 | 139881 | 1,4380 |
| φRn Bloque de cortante ala viga (kg-f) | 181208 | 184949 | 2,0645 |
| rt (kg-f) | 12476 | 12527 | 0,4088 |
| Le min Yield-Link - columna (mm) | 26 | 26 | 0,0000 |
| s(flange) (mm) | 105 | 105 | 0,0000 |
| g(flange) (mm) | 110 | 110 | 0,0000 |
| t(flange) min (mm) | 23 | 23 | 0,0000 |
| φRn Fluencia por cortante Yield-Link (kg-f) | 173992 | 174141 | 0,0856 |
| φRn Fractura por cortante Yield-Link (kg-f) | 116192 | 120333 | 3,5639 |
| P(r-weld) (kg-f) | 117632 | 118113 | 0,4089 |
| φRn soldadura Yield-Link (kg-f) | 154999 | 155152 | 0,0987 |
| Mínimo largo BRP (mm) | 185 | 185 | 0,0000 |
| Ancho mínimo espaciadores (mm) | 32 | 32 | 0,0000 |
| Ancho máximo espaciadores (mm) | 47 | 47 | 0,0000 |
| Δy (mm) | 0,50 | 0,51 | 2,0000 |
| Δ0,04 (mm) | 7,46 | 7,46 | 0,0000 |
| Δ0,07 (mm) | 13,06 | 13,06 | 0,0000 |
| M(ye-link) (kg-f*m) | 13124 | 13135 | 0,0838 |
| M(pr-link) (kgf*m) | 18614 | 18691 | 0,4137 |
| φMn (kgf*m) | 10738 | 10747 | 0,0838 |
| θy (rad) | 0.003 | 0.003 | 0,0000 |
| Q (kgf/m) | 4840 | 4840 | 0,0000 |
| Vgravity (kgf) | 13213 | 13213 | 0,0000 |
| Vu (kgf) | 20031 | 20060 | 0,1448 |
| ΣMpc (kgf*m) | 180577 | 180771 | 0,1074 |
| Muv (kgf*m) | 5408 | 5416 | 0,1479 |
| ΣMpb (kgf*m) | 24022 | 24107 | 0,3538 |
| ΣM*pc / ΣM*pb | 7.5 | 7.5 | 0,0000 |
| M(u-sp) (kgf*m) | 1402 | 1404 | 0,1427 |
| V(u-bolt) (kgf) | 6677 | 6687 | 0,1498 |
| Le min placa de cortante (mm) | 26 | 26 | 0,0000 |
| s min placa de cortante (mm) | 51 | 51 | 0,0000 |
| L(slot) (mm) | 30 | 30 | 0,0000 |
| Longitud placa de cortante (mm) | 170 | 170 | 0,0000 |
| Ancho placa de cortante (mm) | 115 | 115 | 0,0000 |
| φRn Fluencia áre gruesa SP (tensión) (kgf) | 53779 | 53825 | 0,0855 |
| φRn Fractura área neta SP (tensión) (kgf) | 33589 | 35134 | 4,5997 |
| φRn Fluencia áre gruesa SP (cortante) (kgf) | 35853 | 35884 | 0,0865 |
| φRn Fractura área neta SP (cortante) (kgf) | 20153 | 21080 | 4,5998 |
| φRn Bloque de cortante 1 SP (kgf) | 33178 | 34252 | 3,2371 |
| φRn Bloque de cortante 2 SP (Vu) (kgf) | 26391 | 27203 | 3,0768 |
| φRn Bloque de cortante 2 SP (Pu-sp) (kgf) | 33383 | 34693 | 3,9242 |
| φRn Aplastamiento pernos SP (Vu) (kgf) | 34959 | 36510 | 4,4366 |
| φRn Aplastamiento pernos SP (Pu-sp) (kgf) | 13983 | 14323 | 2,4315 |
| Factor resistencia a tensión y flexión SP | 0.61 | 0.61 | 0,0000 |
| φRn Fluencia áre gruesa viga (tensión) (kgf) | 84680 | 84753 | 0,0862 |
| φRn Fractura área neta viga (tensión) (kgf) | 72004 | 73425 | 1,9735 |
| φRn Fluencia áre gruesa viga (cortante) (kgf) | 56453 | 56502 | 0,0868 |
| φRn Fractura área neta viga (cortante) (kgf) | 43202 | 44055 | 1,9744 |
| φRn Bloque de cortante 1 viga (kgf) | 27858 | 28948 | 3,9127 |
| φRn Bloque de cortante 2 viga (Vu) (kgf) | 35750 | 36647 | 2,5091 |
| φRn Bloque de cortante 2 viga (Pu-sp) (kgf) | 49931 | 51186 | 2,5135 |
| φRn Aplastamiento pernos viga (Vu) (kgf) | 34876 | 35294 | 1,1985 |
| φRn Aplastamiento pernos viga (Pu-sp) (kgf) | 11187 | 11458 | 2,4225 |
| w min soldadura placa cortante (mm) | 8 | 8 | 0,0000 |
| Recorte alma de la viga min (mm) | 26 | 26 | 0,0000 |
| Recorte alma de la viga max (mm) | 45 | 45 | 0,0000 |
| φRn zona panel (kgf) | 102497 | 102585 | 0,0859 |
| φRn fluencia local en el alma (kgf) | 127172 | 127281 | 0,0857 |
| φRn aplastamiento local en el alma (kgf) | 130417 | 128578 | 1,4101 |
| tcf min (mm) | 14 | 14 | 0,0000 |
5. CONCLUSIONES
Gracias a la investigación llevada a cabo para el desarrollo del programa CONESTRONG se pudo conocer la importancia que tienen las conexiones precalificadas de la norma AISC 358-16, y las ventajas que ofrece el diseño de estructuras con este tipo de conexiones respaldadas por los últimos conocimientos adquiridos en cuanto al diseño seguro de estructuras de acero. El programa desarrollado ofrece asistencia de gran valor durante el diseño de conexiones precalificadas tipo Simpson Strong-Tie Strong Frame, su interfaz gráfica permite el ingreso de datos de manera sencilla, y en todas las fases del proceso se ofrece orientación sobre los parámetros de la conexión que se diseñan, y en caso de ingresar un valor fuera del rango permitido, el programa muestra una advertencia. La programación se basó en el procedimiento de diseño de la sección 12.9 de la norma AISC 358-16, la cual establece los lineamentos para el diseño de la conexión y los distintos valores sugeridos que se muestran en el programa.
Una vez desarrollado el software se pudo conocer la gran cantidad de detalles que se deben considerar cuando se diseña este tipo de conexión, y todos los chequeos que se deben llevar a cabo para sus distintos componentes a fin de garantizar un buen comportamiento. Realizar el diseño de este tipo de conexión de manera manual conlleva mucho tiempo, como se constató durante la realización del ejemplo de verificación independiente, y aumenta considerablemente la probabilidad de cometer errores, por el gran número de operaciones matemáticas que implica el diseño de la conexión y sus diversas verificaciones. Los resultados obtenidos al utilizar el programa fueron comparados con otra fuente independiente para validarlos: un diseño realizado de manera manual. Los resultados de esta validación fueron satisfactorios. Es por todo esto que se confirma la idea que se tenía al inicio de la elaboración de este trabajo: un programa constituye una herramienta valiosa para el diseño de este tipo de conexiones.
