Source: https://www.scribd.com/document/54596055/Calculo-de-marquesina-5-5-2011
Timestamp: 2016-10-24 08:53:32
Document Index: 350768908

Matched Legal Cases: ['artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 3', 'artículo 5', 'artículo 3']

BrowseBrowseInterestsBiography & MemoirBusiness & LeadershipFiction & LiteraturePolitics & EconomyHealth & WellnessSociety & CultureHappiness & Self-HelpMystery, Thriller & CrimeHistoryYoung AdultBrowse byBooksAudiobooksComicsSheet MusicBrowse allUploadSign inJoinBooksAudiobooksComicsSheet MusicCalculo de marquesina 5-5-2011Uploaded by antbarrod1.1K viewsDownloadEmbedSee MoreCopyright: Attribution Non-Commercial (BY-NC)List price: $0.00Download as PDF, TXT or read online from ScribdFlag for inappropriate content1. INTRODUCCIÓN.El cálculo de la estructura de la marquesina se lleva a cabo por etapas partiendo del cálculo de los elementos que soportan inicialmente las cargas y hasta llegar a la estructura principal sustentadora. Así pues, se comienza calculando las chapas y las correas de apoyo directo de las chapas de cubierta de la marquesina, pasando después al cálculo de la estructura principal sobre la que descansan estas correas. Finalmente, con los resultados obtenidos se dispone de los datos necesarios para calcular la cimentación de la marquesina. El cálculo de la cimentación se lleva a cabo en el anejo correspondiente a cálculo de cimentaciones de este proyecto.
0 mayoración de la acción del viento en caso desfavorable: 1. Los coeficientes utilizados para el cálculo son: -Coeficiente -Coeficiente -Coeficiente -Coeficiente -Coeficiente de de de de de minoración de la resistencia del acero: 1.5.1.1. En la situación más desfavorable. CARGA DEL SISMO.75m
.50m 2. y según los epígrafes 2.3. de 47kg/m Como cargas accidentales. de valor 120kg/m Y la de viento.2.3kg/m según el siguiente esquema (ver planos):
Correa 184. dada en 2.2.50m 5.2kg/m * 1. se tiene una carga lineal uniformemente repartida actuando sobre las correas que se apoyan a su vez en la estructura de 47kg/m * 1.1.5 + 120kg/m * 1 = 184. CÁLCULO EN FLEXIÓN DE LAS CORREAS.1. se tienen la de nieve.3kg/m Apoyos de estructura 2.1.. y 2. RESUMEN DE CARGAS.2kg/m
3.33 mayoración de las cargas accidentales: 1. de valores dados en 2.3.5.1.33 + 1. de +.1.5 mayoración de la acción del viento en caso favorable: 0
3. se tiene el peso propio dado en 2.
3.4.1.75m 5.4. En los cálculos de la marquesina no se considerará carga de sismo dado que no es una estructura que tenga riesgos potenciales de peligro en caso de sismo. COEFICIENTES DE VALORACIÓN DE ACCIONES.1.15 mayoración de las cargas permanentes: 1. Como cargas permanentes.1.6.
014x – 2.55 para x= 5. El acero de los perfiles empleados para las correas será del tipo A42 según Norma NBE-EA-95.3kg/m * 16.2x2 + 1.1. Con este límite.3* x2/2 (que resulta igual a –697 en A) MfB-C = -q*x2/2 + 1. y teniendo en cuenta el coeficiente de minoración de 1. es: MfA-B = -q*x2/2 = -184.1.5. se observa directamente que las reacciones de los apoyos toman iguales valores en los tres casos: 184.5 y -698 en el punto B)
0.5 (que resulta igual a –0.014kg
Momentos flectores: La ley de flectores para las correas es simétrica respecto al centro y.75) = -92. con un límite elástico de 2.600kg/cm2. eligiendo para cada diámetro el espesor mínimo disponible que permite que la tensión máxima quede por debajo del límite elástico): σ = M*y/I donde σ = tensión en la fibra más alejada M = momento flector sobre la sección y = distancia de la fibra neutra a la fibra más alejada (radio del tubo) I = momento de inercia de la sección.
3. PERFILES EMPLEADOS PARA LAS CORREAS. calculado para perfil tubular como I = ¼*Π*(Rext4-Rint4)
.014*(x-2.15 señalado en 3.. Realmente el valor en los puntos correspondientes es cero. los siguientes valores (se estudian perfiles en diámetros y espesores comerciales según los valores de geometría de tuberías de las series normalizadas según UNE 19-011-86. CÁLCULO.55 se debe a error de redondeo.5m / 3 = 1.55kg*m
Nota: el valor de o. comenzando por el extremo izquierdo de la correa. se tiene. Estructuras de acero en edificación.2.Reacciones en los apoyos: Por la geometría de la estructura (simétrica en cuanto a cargas sobre cada apoyo) y a pesar de su hiperestatismo.788. para diferentes perfiles tubulares.
14.14 120.27 7.78
En función de estos perfiles y procurando elegir elementos livianos para hacer reducida la carga sobre la estructura que se calcula posteriormente (redundando también esto en la economía de la estructura).6 108 114.4 4 3.5 88. En este caso.Donde Rext = radio exterior de la sección Rint = radio interior de la sección
Diámetro exterior (mm) Espesor de pared (mm) I (cm4) M (kg*m) sigma max.9
107.9mm de espesor.06 157.7 139.79 9.
.72 205.6 2.20 201.8 7.07 7.3 2.2 11.41 6. el diámetro se elige mayor que para las correas generales por ser este el necesario para alojar e integrar en la estructura las luminarias elegidas en el cálculo luminotécnico de la instalación (según anejo correspondiente).97 7. se eligen como correas los siguientes perfiles:
-Correas generales: Perfil tubular de 108mm de diámetro exterior y 3.9 101.11 291.6mm de espesor de pared según la tabla anterior.97 146.7
8. -Correas que incluyen alojamiento para luminarias del cargadero de combustible (ver planos): Perfil tubular de 139.63 9.3 127 133 139. Asimismo. así como según el criterio estético que se ha dado a la marquesina y que se tiene en cuenta para el cálculo en este epígrafe (ver planos).3 2 2.55 175.9mm frente al estrictamente necesario según la tabla anterior.1 5.1 82.7mm de diámetro exterior y 2. el espesor se elige de 2.9 2. Esto es así como garantía ante la necesidad de seccionar los tubos para introducir en ellos las luminarias según se ha descrito.58 123.28 161.(kg/cm2) Peso (kg/ml)
76.1 9.6 13.
CARGA DE NIEVE. 4.1.1. se tiene en cuenta la Norma NBE-EA-95.5kg/m
En cuanto al peso propio de la estructura. Esto da un peso por unidad de longitud para cada subestructura según 4.2. 4. Estructuras de acero en edificación.1. que tienen un peso por unidad de longitud de 54.5m (ver planos). se considerará si es necesario recalcular para diferente perfil en caso de que el cálculo así lo arroje.2kg/m Posteriormente.2. para cada subestructura según lo especificado en 4. Acciones en la Edificación: Se considera una sobrecarga de nieve de 120kg/m2 sobre el techo de la marquesina como si fuese horizontal. Las cargas que actúan sobre cada una de estas tres subestructuras es la misma por el mismo fundamento que se ha expresado en el epígrafe 3.
4.5m * 120kg/m2 = 660kg/m
. y como tal.1. a priori se supone para el cálculo que se emplean perfiles IPN-300.2. El cálculo se lleva a cabo considerando cada una de las tres subestructuras constituida por unión de una columna inclinada y una viga en voladizo según planos.
4.2.1.6. de 47kg/m2 Este peso. CARGAS QUE INTERVIENEN. El peso propio de la cubierta es. Para todo lo referente al cálculo de la estructura metálica. supone una carga lineal uniformemente repartida sobre el voladizo de 47kg/m2 * 5.1. BASES DEL CÁLCULO.4.1. de: Anchura considerada: 5.. según 3.5m Carga: 120kg/m2 5.: cada una de las tres subestructuras se constituye en uno de los tres apoyos allí mencionados. recibe las cargas correspondientes a una longitud de marquesina de 5.5m = 258. Según la norma MV-101. PESO PROPIO DE LA ESTRUCTURA Y LA CUBIERTA. CÁLCULO DE LA ESTRUCTURA: VOLADIZOS Y COLUMNAS.
se tiene el peso propio dado en 4. para la columna resulta ser de 54.2kg/m Como cargas accidentales.15 mayoración de las cargas permanentes: 1.7kg/m De igual forma.
4.3.33 mayoración de las cargas accidentales: 1.2.2kg/m = 312.7kg/m en horizontal +.
4.8. RESUMEN DE CARGAS.5 mayoración de la acción del viento en caso favorable: 0
. Los coeficientes utilizados para el cálculo son: -Coeficiente -Coeficiente -Coeficiente -Coeficiente -Coeficiente de de de de de minoración de la resistencia del acero: 1. de valor 660kg/m Y la de viento sobre el voladizo.1. COEFICIENTES DE VALORACIÓN DE ACCIONES. CARGA DE VIENTO.2.1.4.1m de altura expuesta= 8.2.7kg/m * Sen8º = 1. Según el cálculo levado a cabo en el epígrafe 3. dada en 4. Como cargas permanentes.2.2.2.2.4. Acciones en la edificación. que para el voladizo resulta ser de 258.5. se tienen la de nieve sobre el voladizo. para la marquesina de tiene una carga de viento cuya componente horizontal sobre la cubierta resulta ser de 7.2. En los cálculos de la marquesina no se considerará carga de sismo dado que no es una estructura que tenga riesgos potenciales de peligro en caso de sismo. de valores dados en 4.0 mayoración de la acción del viento en caso desfavorable: 1.7kg/m La componente ortogonal a la superficie de cubierta de esta acción resulta ser de 8.3.2Kg/m de componente ortogonal al voladizo.6.1. CARGA DEL SISMO. de +.9kg/m2 * 1.3.5kg/m + 54. conforme a la Norma MV101.
y teniendo en cuenta la inclinación de 8º de la cubierta: Mf = (312. se tiene un valor extremo en la unión a la columna de: 1. para el voladizo mayor.067.95m de longitud.065kg*m
16. LEYES DE ESFUERZOS.2 * x2 / 2 De esta manera. se tiene: Mf = q * x2 / 2 Por tanto.067. y 4.5.6.7kg/m*1.2kg/m * 4. de Mf = 17.065kg*m – (54.826kg*m
17.6.5*Cos8º) * x2 / 2 = 1.. para voladizo y comenzando por el extremo libre. según 4.4.2..2 * 5.891kg*m .1. En todo caso. para la parte de voladizos de la estructura se tiene.852 / 2 = 1. 4.891kg*m
1.2. por lo que. el momento flector resulta ser.2 * 1.065kg*m – (54.85m de longitud.3.980kg*m
.826kg*m Por tanto.065kg*m Y desde esta unión hacia abajo en la columna.33*Cos8º + 660kg/m*1*Cos8º + 1.067. LEY DE MOMENTOS FLECTORES.980kg*m Los resultados anteriores tienen la siguiente configuración:
18.2kg/m * y2 / 2 * Cos82º) Donde “y” es la longitud de columna desde la unión a los voladizos hacia abajo. para el voladizo menor. un momento flector igual a la diferencia entre los anteriores: 18.1. según 4.3. de 1.952 / 2 = 18. y 4.2. de 5.5.752 / 2 * Cos82º) = 16.826kg*m = 17. en su unión a los voladizos.2. se tiene un valor extremo en la unión a la columna de: 1. las cargas actuantes son lineales uniformemente repartidas.891kg*m Y con igual consideración.2kg/m*1. a la columna se transmite. de manera que para la base se tiene un momento flector de: 17. y contando con la inclinación de 82º de la columna.
3.350kg Y para el voladizo menor. de 1. para el voladizo mayor.2 * x Que para la unión con la columna alcanza un valor. desde la unión a la columna y hacia abajo sobre esta.2.974kg
Por otra parte.85 = 1.
Para la base de la columna alcanza un valor de 7.54 * y Donde “y” es la longitud de columna desde la unión a los voladizos hacia abajo.75 = 35.85m de longitud.45 * 4.2 * 5. LEY DE ESFUERZOS CORTANTES.974kg
35. Derivando las leyes anteriores.067.4kg
6.95m de longitud.4.350kg 1. el cortante resulta ser de: Q = 7. de 1.067.95 = 6. toma un valor de 1.067. de 5. se obtienen los siguientes valores de esfuerzo cortante: Para la parte de voladizos de la estructura se tiene: Q = 1.2 * 1.
350kg + 1.974kg + 54.297kg
8.297kg Y para la base de la columna toma un valor de 6.467kg*m2
.3.2 * x2 / 2 dx = 37.067.350kg + 1.3.2kg/m * y Que para la unión de los voladizos y la columna resulta tomar un valor de 6. En función de la ley anterior de esfuerzos cortantes y teniendo en cuenta el peso de la columna de acero. DEFORMADA.555kg
4. Aplicando los teoremas de Mohr al cálculo de giros (positivos en sentido contrario a las agujas del reloj) y flechas (positivas de izquierda a derecha y de abajo a arriba).95 1.974kg + 54.2kg/m * 4.974kg = 8.4. LEY DE ESFUERZOS AXILES.75m = 8. y a partir de la ley de flectores que actúan sobre la estructura. se obtiene:
Extremo del voladizo mayor: -Giro: a)Suma de las áreas de momentos flectores entre el punto y el empotramiento de la columna: -Voladizo mayor: ∫05. se obtiene para los esfuerzos axiles la siguiente ley sobre la columna (no se dan axiles sobre los voladizos): N = 6.555kg
8.350kg + 1.4.
95m*Cos8º+1.126kg*m2 -Columna: ∫04.85 1.100.108 = -290.1.85 (17.82m+0.150kg*m3
-Columna: 82.467 .569 +7.569kg*m3
-Voladizo menor: 1.000*9800) = -29.000kg*m3
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.826 + 82.000*9800) = -14cm
-Desplazamiento vertical: a) Suma de momentos de las áreas de momentos flectores con respecto a la línea vertical por el punto en cuestión (centro de gravedad del área de estradós parabólico a ¾ del extremo en voladizo.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): Θ = 118.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): δH = -290.95m*Cos8º-4.126kg*m2 * (5. C.151 – 268.622kg*m2 -Suma: 37.82m+4.27m*¾) = 1. para la columna.6cm
.622 = 118.150 – 458. dimensiones tomadas de los planos.042kg*m3 -Voladizo menor: 1.350E6 / (2.932kg*m3 -Suma: .100.100.042 +1. para la columna.932 = -608.108kg*m3 -Suma: .G. dimensiones tomadas de los planos.23.100.151kg*m3 -Columna: 82. del área de momentos supuesto en el centro por la similitud de la ley a un rectángulo): -Voladizo mayor: 37.067.467kg*m2 * (5.0575rad = 3.000*9800) = 0.85m*Cos8º/2) = 268.-Voladizo menor: ∫01.77y2) dy = 82.662E4 / (2.95m*¾*Cos8º) = 165. C.065 – 3.350kg*m3
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.467kg*m2 * (0.2 * x2 / 2 dx = 1.126kg*m2 * (0.100.662
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.85m*1/4*Cos8º) = 7.82m*¾) = 23.G.85m/2*Sen8º) = 458.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): δV = -608.622kg*m2 * (0.000E6 / (2.100.622kg*m2 * (5. del área de momentos supuesto en el centro por la similitud de la ley a un rectángulo): -Voladizo mayor: 37.165.3º
-Desplazamiento horizontal: a) Suma de momentos de las áreas de momentos flectores con respecto a la línea horizontal por el punto en cuestión (centro de gravedad del área de estradós parabólico a ¾ del extremo en voladizo.
Extremo del voladizo menor: -Giro: a)Suma de las áreas de momentos flectores entre el punto y el empotramiento de la columna: -Voladizo mayor: ∫05.622 = 118. C.G.85 1.467kg*m2 -Voladizo menor: ∫01.000*9800) = -9.2 * x2 / 2 dx = 1.4cm
-Desplazamiento vertical: a) Suma de momentos de las áreas de momentos flectores con respecto a la línea vertical por el punto en cuestión (centro de gravedad del área de estradós parabólico a ¾ del extremo en voladizo.826 + 82.1.G.17.85m*Cos8º/2-0.467kg*m2 * (5.126kg*m2 -Columna: ∫04.622kg*m2 -Suma: 37.100.100. para la columna.669kg*m3
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2. dimensiones tomadas de los planos.067.27) = 17. C.467kg*m2 * (0.77y2) dy = 82.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): δH = -193. del área de momentos supuesto en el centro por la similitud de la ley a un rectángulo): -Voladizo mayor: 37.27) = 176.0575rad = 3.85 (17.126kg*m2 * (0.797 +228 – 176.207kg*m3
.467 .3º
-Desplazamiento horizontal: a) Suma de momentos de las áreas de momentos flectores con respecto a la línea horizontal por el punto en cuestión (centro de gravedad del área de estradós parabólico a ¾ del extremo en voladizo.85m*Cos8º) = 65.100.622kg*m2 * ( 4.797kg*m3 -Voladizo menor: 1.662E4 / (2.065 – 3.95 1.067. del área de momentos supuesto en el centro por la similitud de la ley a un rectángulo):
-Voladizo mayor: 37.000*9800) = 0.27m*¾) = 228kg*m3 -Columna: 82.100kg*m3 -Suma: .82m*1/4+0.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): Θ = 118. para la columna. dimensiones tomadas de los planos.100 = -193.669E6 / (2.100.2 * x2 / 2 dx = 37.95m*1/4*Cos8º+1.662
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.
622E4 / (2.230E6 / (2.000*9800) = +11.100.885kg*m3
.065 – 3.622
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.230kg*m3
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.248 = +244.100. del área de momentos supuesto en el centro por la similitud de la ley a un rectángulo): -Columna: 82.85m/2*Sen8º) = 27.85m/2*Sen8º) = 179.207 .000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): δH = -198.G.9cm
Unión de los voladizos y la columna: -Giro: a)Suma de las áreas de momentos flectores entre el punto y el empotramiento de la columna: -Columna: ∫04.100.000*9800) = 0.126kg*m2 * (1.85*Cos8º+4.408kg*m3
b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.622kg*m2 * (4.100.77y2) dy = 82.100.85 (17. C.408kg*m3 -Suma: -198.85m*3/4*Cos8º) = 226kg*m3 -Columna: 82.622kg*m2 * ( 4.85m*Cos8º/2) = 198.04rad = 2.100.3º
-Desplazamiento horizontal: a) Suma de momentos de las áreas de momentos flectores con respecto a la línea horizontal por el punto en cuestión (para la columna.408E6 / (2.622kg*m2 -Suma: 82.6cm
-Desplazamiento vertical: a) Suma de momentos de las áreas de momentos flectores con respecto a la línea vertical por el punto en cuestión (C.-Voladizo menor: 1.885kg*m3 -Suma: +27.226 + 179.G. del área de momentos supuesto en el centro por la similitud de la ley a un rectángulo): -Columna: 82.000*9800) = -9.622kg*m2 * (1.248kg*m3 -Suma: + 65.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): δV = +244.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): Θ = 82.
.5. Para el cálculo se lleva a cabo una determinación del momento flector máximo que puede soportar cada sección normalizada de perfil IPN. 4.1.4cm
Los valores de giros y desplazamientos par acada punto señalado son los consignados en los párrafos anteriores. Cálculo a flexión: tensiones normales.885E6 / (2.
4. Se trata de dimensionar el perfil necesario para los voladizos de manera que soporten los momentos flectores calculados y los cortantes correspondientes.5.000kg/cm2) y el momento de inercia de la sección (IIPN300 = 9800cm4): δV = +27.3. comenzando por el extremo en voladizo.5.000*9800) = +1. y se compara con los momentos flectores que se dan en cada punto del voladizo mayor.1.1. VOLADIZOS. DIMENSIONAMIENTO DE PERFILES. Los voladizos están sometidos a flexión simple según se desprende del cálculo del epígrafe 4.100.b) Resultado anterior partido por el producto del límite de elasticidad del acero (E = 2.100.
1. supuesta igual al límite elástico del material considerado dividido por el coeficiente de minoración resistente (2.
-Momento de cálculo en cada sección: se calcula según se ha visto en el epígrafe 4. (kg*m) 1850 2641 3641 4836 6287 8004 9979 12252 14765 17670 20872 24621 28559 33007 46054 62141 81508 104713
.σ = M*y/I donde σ = tensión en la fibra más alejada.
M max.15 = 2.3.600kg/cm2/1. con valores tomados del prontuario de estructuras metálicas del CEDEX.260kg/cm2) M = momento flector sobre la sección y = distancia de la fibra neutra a la fibra más alejada (radio del tubo) I = momento de inercia de la sección.
5 3 3.5m 5.5 1 1.95m
Sección constructivamente aplicable 100 340
.5m 3.95
En función de estos resultados. el perfil ideal que se adaptaría a todas las situaciones de solicitación podría seguir la configuración del esquema siguiente.5m 4.Flectores en las secciones del voladizo mayor
x (m) 0.5m 2.5 4 4.5m 1. si bien constructivamente no sería factible y por tanto se opta por materializar un perfil construido mediante platabandas según la segunda parte del esquema de la figura:
80 100 Sección ideal
0.5 5.5 5 5.5m 0m 1m 2m 3m 4m 5m 5.5 2 2.
de manera que aunque se sobrepasan las exigencias de resistencia las dimensiones se armonizan con el diseño (ver planos). se opta por colocar también un perfil con inicio de 340mm y final de 100mm.
4. I = momento de inercia de la sección Así.1.
En cuanto al voladizo más corto.600kg/cm2/1.15 = 2.260kg/cm2. y dado que los momentos flectores sobre este son notablemente inferiores a los desarrollados en el voladizo mayor. Cálculo a cortante: tensiones tangenciales. se tiene:
.3mm de espesor y anchura de 137mm. -Platabanda del alma: Platabanda de 12.5. en función de los valores proporcionados por el prontuario de estructuras metálicas del CEDEX y para un valor de tensión máxima de T = 2. calculando a nivel de su fibra neutra por se la seeción más reducida. de: -Platabandas de las alas: Platabandas de 18.La sección constará. Se tiene así: Τ= Q * Me / (b * I) Donde: Τ= tensión tangencial Q = esfuerzo cortante Me = momento estático respecto al eje de la sección b = espesor de la sección a la altura de la fibra de cálculo (como se ha dicho.2mm de espesor y dimensiones según planos. el espesor dl alma). El cálculo de las tensiones tangenciales se lleva a cabo para las secciones ideales de IPN consideradas en el epígrafe anterior.2. por comparación con las dimensiones de un perfil IPN-340.
22 1.5 4 4.87 0.45 0.8 171 328 573 935 1450 2140 3060 4250 5740 7590 9800 12510 15700 19610 24010 29210 45850 68740 99180 139000
Me (cm3) 11.62 1.15 1.4 125 162 206 257 316 381 457 540 638 741 857 1200 1620 2120 2730
espesor (cm) 0.8 1. se pueden comparar los que se dan en la estructura según el cálculo llevado a cabo en el epígrafe 4.8 47.9 2.5 1 1.4 19.16
Q max.63 0.1.
.5 5.01 1.4.2.9 31.
Y se comprueba por tanto que todos los perfiles dimensionados por flexión resisten a cortante.44 1.57 0.94 1.5 2 2.7 68 93.08 1.75 0.2 * x:
x (m) 0. (kg) 6015 8739 11888 15475 19577 24209 29018 34578 40565 47448 54826 62782 71145 80163 90304 100324 110923 139888 172614 200886 248550
Frente a estos valores.95
IPN asignado en 4.Cortantes máximos admisibles por perfiles comerciales
I (cm4) 77.3 1.51 0.69 0.81 0.37 1. y asimismo el perfil constructivo diseñado.067. y particularizando para cada sección desde el extremo en voladizo según Q = 1.1.39 0.5 5 5.5 3 3. que excede los valores de los perfiles IPN.3.
4.74 < 15 * √(2.5.1.1.4cm l = longitud teórica de pandeo lateral = 2*5.400/2. calculado para ménsula en función del Anejo 3.3.1.2.3. según el artículo 3.5.4. para perfil IPN-340 se tiene: (137/2)/18.1.1. de la Norma EA-95 se cumple o no que: b/e <= 15 * √(2.5 En el resto de la viga.400/σu) Donde b = anchura de la semiala e = espesor del ala σu = resistencia de cálculo del acero.
Para decidir si el ala comprimida no necesita ser comprobada a pandeo local.4.5. de que M* <= Mcr Donde M* = momento flector máximo sobre la sección Mcr = momento crítico de pandeo lateral.9m IY = momento de inercia de la sección respecto al eje del plano de flexión = 451cm4
4..A4 de la citada norma según: Mcr = k/l * √(E*G*IY*IT) Donde
k = coeficiente dependiente de la forma y punto de actuación de las cargas y del
parámetro ∂ de valor ∂ = E* IY/(G*IT) * (h/(2*l))2 h = distancia entre centros de ambas alas = 28. por lo que queda comprobado que no se produce efecto de pandeo en ninguna sección del ala comprimida.3 = 3. donde el canto del alma se reduce con respecto al de un IPN-340.260) = 15.3.3. hay que verificar si.1. el ala continúa teniendo las mismas dimensiones. de la Norma EA-95. queda comprobada también la resistencia del voladizo menor a cortante. Pandeo lateral. Ala comprimida. Pandeo. Y por tanto.95m = 11.Por las mismas consideraciones y en base a lo comentado en 4.1.1. según el artículo 3.
Se debe cumplir la condición.4.
642.891kg*m.4.752) = 6.223 = 20.000kg/cm2 IT =módulo de torsión de la sección total de la viga de valor IT = α*Σ ITi con ITi = β*bi*ei3 Siendo α y β coeficientes dados según el anejo 3.000*1.100.014
. se cumple que M* < Mcr Y por tanto no se produce pandeo lateral de los voladizos.73 = 664cm4 IT = 1. y según el artículo 3. de la Norma EA-95. Abolladura del alma.6+2*664) = 1.83*13. de 12.E = módulo de elasticidad del acero = 2.6cm4 ITi ALA = 0.2mm ha = altura del alma. donde e = espesor del alma. Y por tanto: ITi ALMA = 0.43E-4
k = 6.014.752cm4
∂ = 2.1.100.43/1.264.5.9kg*m
Como M* = 18.036 > 0.000kg/cm2 G = módulo de rigidez del acero = 810.43
Mcr = 6. se tiene que no es necesario comprobar el alma a abolladura ni colocar rigidizadores intermedios en caso de que la relación e/ha Supere el valor de 0.
Para las secciones en cuestión sometidas a flexión.3 * (20.3.
4.000*810.000* 451 / (810. que por otra parte están arriostrados entre sí mediante el resto de la estructura de correas.333*34*1. reforzando aún más la conclusión de que no se produce pandeo lateral.A4 de la Norma EA-95.100. de 340mm en el extremo más desfavorable Con lo que se tiene que e/ha = 12.190 * √(2.000*451*1.285kg*cm = 62.752) * (28.2/340 = 0.6.3.141*1.4/(2*970))2 = 1.
La situación de flexocompresión a la que están sometidas las columnas de la estructura hace que las tensiones normales que se producen sobre la sección resistente se determinen en cada una de las dos fibras más alejadas de la neutra según: σ = N/A +.3.4.2. de compresión) A = área de la sección resistente σ = tensión en la fibra más alejada.15 = 2.3.600kg/cm2/1. la tensión a la que estarán sometidos según:
.555kg según el epígrafe 4.1.065kg*m según el epígrafe 4.2. que debe ser menor que el límite elástico del material considerado dividido por el coeficiente de minoración resistente (2. como se ha dicho. Cálculo a flexocompresión. 4. como se puede apreciar en las figuras correspondientes de los epígrafes respectivos.1.M*y/I donde N = axil de cálculo (en este caso.3. COLUMNAS. Y el momento flector máximo a que está sometida es de 17. sino suponer una más desfavorable en la que se diesen los dos valores más altos de axil y flector conjuntamente. no se considera que se sufra un derroche de material o un no aprovechamiento de sus cualidades resistentes. para distintos perfiles IPN se calcula. De esta forma.5. De esta manera. se opta por no realizar cálculos para diferentes secciones.260kg/cm2) M = momento flector sobre la sección y = distancia de la fibra neutra a la fibra más alejada I = momento de inercia de la sección El axil de cálculo mayor que se da en la columna es de 8. Sin embargo. dada la reducida variación que se muestra en esas figuras según el cálculo llevado a cabo. Estos valores no se dan en la misma sección. en función de los datos tomados del Prontuario de estructuras metálicas del CEDEX. se queda del lado de la seguridad pero.5.
Tensiones normales debidas a las cargas
I (cm4) 77.5 46. Ala comprimida.1.(tracción.
4.2.3.9 33.5. y teniendo en cuenta que los valores de cortante calculados para las columnas son sumamente reducidos con respecto a los mencionados (según epígrafe 4. según el artículo 3. ya que es desde el que se muestra que se producen tensiones que quedan por debajo del límite de cálculo de 2. quedando demostrado que a partir de esta sección y en las superiores.2.7 97 107 118 147 179 212 254
sigma + (compresión.) se ha obtenido la demostración de que los valores de cortante allí barajados no comprometen la estructura.8 27.1.
4.400/σu)
.57 10.5.2.2.2.3.4.4 39.2.8 171 328 573 935 1450 2140 3060 4250 5740 7590 9800 12510 15700 19610 24010 29210 45850 68740 99180 139000
A (cm2) 7.3.2 18.7 86. Pandeo.5.2 22.3.1 53. hay que verificar si.
Para decidir si el ala comprimida no necesita ser comprobada a pandeo local.1. Dado que en el apartado referido al cálculo a cortante de los voladizos (epígrafe 4.260kg/cm2.3 61 69 77.5. kg/cm2)
sigma . Cálculo a cortante: tensiones tangenciales. kg/cm2)
88868 50705 31819 21317 14976 10899 8230 6351 5004 4025 3288 2736 2293 1946 1655 1430 1241 896 668 514 402
-86608 -49091 -30614 -20377 -14226 -10285 -7718 -5918 -4633 -3704 -3007 -2488 -2072 -1749 -1478 -1270 -1096 -779 -573 -433 -335
Por tanto.). de estos perfiles se observa que sólo se pueden emplear aquellos que son iguales o están por encima del IPN-340. se superan las exigencias de cortante.6 14. es innecesario repetir el cálculo a cortante para la sección de IPN-340. de la Norma EA-95 se cumple o no que: b/e <= 15 * √(2.
260) = 15.5.2.A4 de la citada norma según: Mcr = k/l * √(E*G*IY*IT) Donde
parámetro ∂ de valor ∂ = E* IY/(G*IT) * (h/(2*l))2 h = distancia entre centros de ambas alas = 28. de que M* <= Mcr Donde M* = momento flector máximo sobre la sección Mcr = momento crítico de pandeo lateral.333*34*1.
Se debe cumplir la condición. de la Norma EA-95. Y por tanto.73 = 664cm4
.1.4.A4 de la Norma EA-95.000kg/cm2 IT =módulo de torsión de la sección total de la viga de valor IT = α*Σ ITi con ITi = β*bi*ei3 Siendo α y β coeficientes dados según el anejo 3.400/2.100. Y por tanto: ITi ALMA = 0.3. para perfil IPN-340 se tiene: (137/2)/18.5 Con lo que queda comprobado que no se produce efecto de pandeo en el ala comprimida.7m IY = momento de inercia de la sección respecto al eje del plano de flexión = 451cm4 E = módulo de elasticidad del acero = 2.83*13.141*1. calculado para ménsula en función del Anejo 3.2.6cm4 ITi ALA = 0.Donde b = anchura de la semiala e = espesor del ala σu = resistencia de cálculo del acero.000kg/cm2 G = módulo de rigidez del acero = 810.223 = 20.4cm l = longitud teórica de pandeo lateral = 2*4.74 < 15 * √(2.
4.85m = 9. Pandeo lateral.5. según el artículo 3.3 = 3.
2.014 Como era de esperar en caso de dimensiones de un perfil normalizado IPN.636kg*cm = 18.3.000* 451 / (810.752cm4
∂ = 2.53/970 * √(2.6.000*810.2/340 = 0. se tiene que no es necesario comprobar el alma a abolladura ni colocar rigidizadores intermedios en caso de que la relación e/ha Supere el valor de 0.6+2*664) = 1. se cumple que M* < Mcr Y por tanto no se produce pandeo lateral de las columnas.000*451*1. y según el artículo 3.100.5.752) * (28.53
Mcr = 1.752) = 1. que por otra parte están arriostradas entre sí mediante el resto de la estructura.IT = 1. de 340mm para un IPN-340 Con lo que se tiene que e/ha = 12. de 12.4/(2*970))2 = 1.
Para las secciones en cuestión sometidas a flexocompresión.4kg*m Como M* = 17.43E-4
k = 1.000*1. donde e = espesor del alma.3 * (20. de la Norma EA-95.2mm para un IPN-340 ha = altura del alma.065kg*m.014.3.4.286. reforzando aún más la conclusión de que no se produce pandeo lateral.
.828. Abolladura del alma.036 > 0.100.
7mm de espesor y dimensiones según planos. CÁCULO DE SOLDADURAS.1 UNIÓN DE ALAS Y ALMA EN LOS VOLADIZOS. empleando platabandas equivalentes a las de un perfil IPN-380:
Platabandas de las alas: Platabandas de 20. -Según el cálculo de cargas sobre la estructura.33 veces y 1.24 veces menores que las calculadas. se tendrían ya unas deformaciones de entorno a 1. de IPN-340.7.A6 según sigue.5mm de espesor y anchura de 149mm (ver planos).
5.4. No obstante. se dimensiona la unión soldada de las alas y el alma en función del artículo 3. Con este valor y con el anterior indicado de 1. hay que tener en cuenta los siguientes extremos: -Las deformaciones se han calculado con las cargas mayoradas.5 veces menores que las calculadas. pueden parecer excesivos a primera vista (representan valores mayores que 1/300 con respecto a la luz en voladizo de las piezas).6 veces superior a la de un IPN-300. tiene una inercia 1. en previsión de efectos visuales desagradables producidos por movimientos dinámicos de la estructura ante condiciones cambiantes de viento.75*2*a) < σu
. -Al aumentar las dimensiones de las secciones.2 veces inferiores a las inicialmente calculadas) y de IPN-340 a IPN 380 para el caso de los voladizos en su arranque y hasta IPN120 en los extremos. Con las anteriores conclusiones en cuanto a las dimensiones de las vigas de los voladizos.4. Platabanda del alma: Platabanda de 13.4.5 veces.1. el paso libre bajo la estructura queda garantizado siendo superior a 5m). Este perfil. de la Norma EA-95 y su artículo 3.1.1. por lo que los valores obtenidos son mucho mayores que los realmente producidos para los perfiles empleados. y anejo 3. 5. -Las deformaciones calculadas se han supuesto para el perfil inicialmente predimensionado. Se tiene que comprobar que la unión cumple que H* / (0. por lo que al ser la flecha inversamente proporcional a la inercia.86 veces respecto al IPN-340 y por tanto las deformaciones ya son 2.24*1. por lo que la cuantía obtenida es mayor a la que en realidad se daría en el Estado Límite de Servicio. las deformaciones serían realmente entre 1. CONCLUSIONES. se comprueba que el orden de magnitud del cambio producido por las variaciones sobre el predimensionamiento inicial a base de de IPN-300 (frente a la magnitud del resto de cargas consideradas) no justifica una repetición del cálculo para los nuevos perfiles finalmente dimensionados.4*1.6 veces inferior a la calculada. de IPN-300. Sin embargo. se opta por aumentar los perfiles de IPN-340 a IPN-400 para el caso de las columnas (la inercia aumenta 1. se siguen manteniendo los resultados de comprobación de los epígrafes anteriores. Por tanto. Los valores de deformaciones calculados en el epígrafe 4. sería 1.86= 4.6=2.5. -La estructura en cuestión no presenta problemas en caso de flechas pronunciadas (incluso con los valores calculados sobredimensionados.
Las uniones de la pieza mencionada a la columna y a los voladizos se llevarán a cabo mediante soldadura a tope contínua a todo lo largo de la unión y de penetración completa.3.2. de la Norma EA-95. amin = 6. La soldadura de chapas de distinto espesor se llevará a cabo achaflanando las chapas de espesor mayor con una pendiente no superior al 25% y según figura en los planos.Donde a= longitud garganta de soldadura. de la Norma EA-95 y que es función del espesor del alma (13.7.05cm = 0. se elige la garganta mínima geométrica según la Norma EA-95. de 6mm.350kg/38cm = 167. esta soldadura no requiere cálculo. UNIÓN ENTRE LAS COLUMNAS Y SUS PLACAS DE ANCLAJE. amax = 14.5mm) y de las alas (20.7mm.1. UNIÓN ENTRE COLUMNA Y VOLADIZOS. con soldadura de garganta igual a 10mm.1kg/cm / (2.4.0mm.1. Asimismo. Como única restricción para las dimensiones de la soldadura. Se llevará a cabo mediante las abrazaderas de geometría especificada en planos con los siguientes valores de garganta de soldadura:
. calculada según el artículo 5.75) = 0.5mm Por tanto.2. amax = 9. La unión se materializará por medio de la pieza en “T” diseñada según planos y que cumple las especificaciones de las secciones calculadas en los epígrafes anteriores para columnas y voladizos. la soldadura no producirá discontinuidad en la unión y su sobreespesor no excederá del 10% del espesor de la chapa más delgada.
5.2. el espesor de la misma no podrá ser menor que el de la pieza más delgada a unir.5mm.0mm. UNIÓN ENTRE LAS CORREAS Y LOS VOLADIZOS. amin = 5.1.1kg/cm Y la garganta de soldadura mínima para cumplir la resistencia de la unión viene dada por la expresión inicial de este epígrafe según a >= 167. por lo que en función del artículo 3.260kg/cm2 *2 *0. H* = T*/ha Con T* = esfuerzo cortante ha = altura del alma y por tanto: H* = 6.3.0mm).1. Se llevará a cabo materializando las soldaduras que se observan en los planos entre las piezas correspondientes.
5mm -Unión de la abrazadera (8mm de espesor) al voladizo: 5mm
.-Unión de la abrazadera (8mm de espesor) a la correa: 2.
Documents similar to Calculo de marquesina 5-5-2011Diseño de una marquesina.Diseño de estructura para gasolineraestudio de cargasTeoría y cálculo de estructurasCálculo de placas base según CTEDimensionado de zapatas para gasolineraCálculo de cubierta para edificio industrialHormigón, cálculo de elementos con CYPEAnálisis de estructuras, coeficientes de pandeoTekla 20 23-01-15Calculo Uniones Atornilladas, SoldadasDetalles Constructivos CorreasDISEÑO DE ZAPATA AISLADA CON CARGA AXIAL Y MOMENTO FLEXIONANTELos transportes en la ingeniería industrial (teoría) Escrito por A. MiraveteTABLAS DE CÁLCULO PARA VIGAS CARRIL DE PUENTE GRÚAmanual tekla structures (spanish).pdfMore from antbarrodCiclones 2Optimizador de Eficiencia Energética para Chillers de Aire Acondicionado enfriados por aguaLETRAS DE CANCIONESQue Hay Que Comprobar Cuando Un Ordenador No Arranca