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MANUAL TÉCNICO DE PERFILES DE ACERO FORMADOS EN FRÍO

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los derechos de esta obra han sido reservados conforme a ley por ACESCO, por tanto sus textos y gráficos no pueden reproducirse por medio alguno sin previa autorización escrita del autor.

DirectorWilson ReyesIng. Civil

Investigación y DesarrolloLuis AnguloIng. Civil

Javier NoriegaIng. Mecánico

Diseño y diagramaciónVictor Leyva

Impreso en Colombia2009

MANUAL TÉCNICO DE PERFILES DE ACERO FORMADOS EN FRÍO

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Contenido

1. Generalidades 41.1 Descripción de los perfiles de acero formados en frío 41.2 Ventajas 41.3 Proceso de fabricación 41.3.1 Laminación en frío 41.3.2 Galvanización 41.3.3 Formación en frío 51.4 Perfiles estructurales 61.5 Tipos de perfiles 61.6 Características de los materiales 61.7 Aplicaciones 6

2. Diseño estructura 82.1 Bases de diseño 82.1.1 Diseño con coeficientes de carga y resistencia, dccr (load and resistancefactor design, lrfd) 82.2 Combinaciones de carga, coeficientes de resistencia y factores de seguridad 82.2.1 Combinaciones de carga 82.2.2 Coeficientes de resistencia 82.3 Cálculo de esfuerzos y diseño de miembros estructurales 92.3.1 Miembros en tensión 92.3.2 Miembros a compresión cargados concéntricamente 92.3.2.1 Sección sencilla sometida a compresión 92.3.2.2 Resistencia nominal a la compresión por pandeo distorsional 102.3.3 Cortante 102.3.4 Miembros a flexión 112.3.4.1 Resistencia nominal a flexión de la sección (flexión arriostrada) 112.3.4.2 Resistencia al pandeo torso-lateral de secciones abiertas (secciones c, i y z) 112.3.4.3 Resistencia al pandeo lateral y torsional de secciones cajón 122.3.4.4 Miembros en flexión con una ala sujeta a un sistema de cubierta tipojunta continua (Standing Seam) 12 2.3.4.5 Resistencia nominal a la flexión por pandeo distorsional 132.3.4.6 Miembros a flexión conformados por dos secciones C espalda con espalda 132.3.5 Arrugamiento del alma 13

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2.3.6 Esfuerzos combinados 142.3.6.1 Flexión y cortante 142.3.6.2 Flexión y arrugamiento del alma 142.3.6.3 Flexo-compresión 142.4 Diseño de conexiones 142.4.1 Conexiones soldadas 152.4.1.1 Tipos de soldadura 162.4.1.2 Ventajas y desventajas de la soldadura 172.4.1.3 Configuraciones de soldadura y posiciones del soldador 172.4.1.4 Materiales y procedimientos de soldaduras en perfiles Acesco 172.4.1.5 Aplicaciones de los electrodos, designación de la soldadura y preparaciónde bordes 242.4.1.6 Ecuaciones de diseño de conexiones soldadas 262.4.1.7 Inspecciones de la soldadura 292.4.1.8 Consideraciones económicas 302.4.1.9 Reducción de las reparaciones en soldaduras 312.4.1.10 Ejemplo de aplicación de soldadura de filete 332.4.2 Conexiones pernadas y atornilladas 342.4.2.1 Área de esfuerzo de elementos roscados 352.4.2.2 Espaciamiento y distancia 362.4.2.3 Tensión en la parte conectada 362.4.2.4 Fuerza cortante en la parte conectada 372.4.2.5 Resistencia al aplastamiento 382.4.2.6 Fuerza cortante y tensión en pernos 382.4.2.7 Combinación de cortante y desgarramiento del miembro que está encontacto con la cabeza del tornillo(pull-over) en tornillos 392.4.2.8 Ruptura por cortante en tornillos 402.4.2.9 Ejemplo de aplicación de diseño de placas pernadas 402.4.3 Anclajes al concreto 422.4.3.1 Método DEA 422.4.3.2 Método DCCR 42 2.4.3.3 Ejemplo de aplicación de diseño de anclajes 44

3. Aspectos constructivos 463.1 Empaque, transporte, descargue y almacenamiento de los perfiles Acesco 46

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3.2 Manejo e izaje 473.3 Seguridad en obra 483.3.1 Generalidades 483.3.2 Seguridad en el trabajo con soldadura 493.3.3 Seguridad en los trabajos de alturas 503.4 Corrosión entre dos metales (corrosión galvánica) 503.4.1 Factores que afectan la corrosión galvánica 503.4.1.1 Efectos ambientales 503.4.1.2 Efectos de la distancia 533.4.1.3 Efectos del área 533.4.2 Recomendaciones para prevenir la corrosión. 533.5 Pintura para la protección del acero 553.5.1 Preparación de la superficie 553.5.2 Generalidades de pintura 553.5.3 Sistema de recubrimientos de pintura 563.5.4 Consumo de recubrimiento de pintura 563.6 Técnicas para ejecutar soldadura por arco 573.6.1 Encendido del arco eléctrico 573.6.2 Ejecución de un cordón de soldadura 583.7 Inspección visual en la soldadura 613.7.1 Guía antes de la soldadura 613.7.2 Guía durante la soldadura 613.7.3 Guía después de la soldadura 613.8 Corte en obra de los elementos, herramientas y métodos 623.8.1 Corte con oxicorte 623.8.2 Corte con electrodo metálico 633.9 Instalación de los pernos 633.9.1 Métodos de torque 643.9.1.1 Apriete controlando el torque 643.9.1.2 Apriete controlando el ángulo de giro 643.9.1.3 Apriete controlando la fluencia del material 653.9.1.4 Método de apriete por calor 653.9.1.5 Métodos indicadores de tensión 653.9.2 Practicas de torque 65

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1.1 Descripción de los perfi-les de acero formados en frío

Los perfiles de acero forma-dos en frío son elementos cuyo espesor varía entre 0.4 mm y 6.4 mm, empleados en la industria blanca, industria automotriz, equipos contene-dores, drenajes y, también, en el sector de la construcción para la fabricación de estruc-turas metálicas, como correas de cubiertas y como viguetas para sistemas de entrepiso. El uso y desarrollo de estos per-files estan regulados por las especificaciones de la Norma Sismo Resistente para Co-lombia NSR-09, acorde con las disposiciones del Instituto Americano del Acero y el Hierro (AISI – American Iron and Steel Institute ).

1.2 VentajasLos perfiles de acero for-mados en frío fabricados en ACESCO presentan una serie de ventajas respecto a los otros tipos de perfiles de acero empleados para la cons-trucción, tales como:

•Economía de material con eficientes relaciones peso-resistencia para diversos tipos de carga (elementos livianos), lo cual genera flexibilidad y versatilidad en los diseños•Fabricación masiva y en serie•Excelente acabado para estructuras a la vista•Facilidad y rapidez en la instalación

•Complemento para cual-quier sistema estructural de-bido a su compatibilidad con cualquier material o sistema constructivo•Economía y facilidad en el transporte con gran maneja-bilidad en la obra•Material reciclable, recupe-rable, no combustible y resis-tente al ataque de hongos•Elementos formados con gran exactitud•Mantenimientos mínimos•Facilidad y sencillez de efec-tuar uniones en los miembros que conforman la estructura empleándose soldaduras por cordones, remaches en frío, grapas, anclajes, etc

1.3 Procesos de fabricación

1.3.1 Laminación en frío

El material de trabajo para este proceso son los rollos de acero laminados en caliente, los cuales llegan con impure-zas en la superficie (óxidos). Previo al proceso de lamina-ción se realiza un proceso de decapado superficial para eliminar esta condición desfavorable, en el cual a las láminas se les aplica una solución de ácido clorhídrico a presión, para finalmente ser enjuagadas con agua.

Los rollos de acero son lle-vados al laminador donde se les aplica presión a través de rodillos, disminuyéndoles el espesor hasta el deseado, ob-teniendo productos de acero

con la mejor combinación de propiedades mecánicas, ca-lidad dimensional y acabado superficial.

1.3.2 Galvanización

Los rollos de acero para la formación de perfiles ACES-CO pueden ser galvanizados o no. En dicho proceso las láminas se sumergen en un baño de zinc fundido logran-do los recubrimientos desea-dos, según las condiciones establecidas por las normas ICONTEC NTC 4011 (ASTM A653).

Se inicia el proceso remo-viendo la capa de aceite, grasa superficial y óxidos que trae el material laminado en frío y empacado en rollos. El desengrasante se prepara haciendo una mezcla de agua de agentes humectantes, surfactantes y tensoactivos. Posteriormente, la lámina es limpiada por acción mecáni-ca de rodillos recubiertos con cerdas que giran para elimi-nar toda partícula sólida que se encuentre adherida a las caras de la lámina. Las etapas de desengrase y cepillado se hacen en forma dual (doble) para asegurar la limpieza del material.

Después se aplica agua limpia a presión sobre las dos caras de la lámina para eliminar los residuos y entregar el material limpio antes de entrar al horno de

1 Generalidades

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precalentamiento, donde se aplica gran cantidad de aire caliente para eliminar la humedad del material. En el horno se precalienta y recoce la lámina para conseguir las propiedades deseadas y elevarla a la temperatura del zinc fundido.

Se sumerge la lámina en la cuba con zinc fundido, el cual se adhiere, y a con-tinuación se le aplica aire en gran cantidad en ambas caras mediante mecanismos especiales hasta conseguir el espesor de capa deseado. Este cambio brusco de temperatu-ra mediante chorros de aire acelera el secado de la capa de zinc y evita imperfecciones al momento del contacto con el primer rodillo.

Finalmente, se emplea una solución pasivante para prevenir la presencia de óxido blanco y dar una mayor resis-tencia a la corrosión.

1.3.3 Formación en frío

Debido a la relativa facilidad y simplicidad de la operación de doblado, al costo relati-vamente bajo de los dados y de los rodillos formadores y al desarrollo de la soldadura automática, el proceso de formado en frío realizado en ACESCO se presta para una variedad de producción de geometrías de secciones.

Las operaciones de formado

Figura 1.4-1 Geometrías producidas por ACESCO y posibles combinaciones

Perfil C Perfil Z Perfil Cajón Perfil I Perfil Triple

Tabla 1.5-1. Clasificación de los perfiles fabricados por ACESCO

CLASIFICACIÓN DE LOS PERFILESFABRICADOS POR ACESCO

Según su geometríaPerfiles CPerfiles Z

Según el acabadoPerfil negro (PHR)

Perfil galvanizado (PAG)Según sus dimensiones, A x B x C (mm)

100 x 50 x 15120 x 60 x 15 150 x 50 x 17 160 x 60 x 20203 x 67 x 19220 x 80 x 20254 x 67 x 18305 x 80 x 25

355 x 110 x 25

Según su espesor “t” (calibre)1.2mm : Calibre 18

1.5mm : Calibre 161.9mm :2.0mm :

Calibre 14 (Galvanizado)Calibre 14 (Negro)

2.5mm : Calibre 123.0mm : Calibre 11

Según su resistencia a la fluenciaGrado 40 (f y = 275 MPa)Grado 50 (f y = 340 MPa)

X

X

Y

C

cm

cm

R

B

A

R

t

C

B

A X

X2

Y2

Y

de las láminas se hacen en frío, a temperatura ambiente mediante trenes de configu-ración predefinida. En este proceso primero se desenrro-lla la lámina y se pasa por un rodillo de cuchillas ajustables que las cortan en tiras con el ancho deseado, el cual

corresponde a la longitud de desarrollo de la sección transversal. Posteriormente estas tiras entran a una serie de bastidores con parejas de rodillos complementarios que poco a poco transforman las tiras planas en los perfiles deseados.

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100 x 50 120 x 60150 x 50160 x 60203 x 67220 x 80254 x 67305 x 80355 x 110

Dimensiones (mm) Perfil C Perfil Z

Tabla 1.5-3. Producción según dimensiones y geometría

Tabla 1.5-4. Nomenclatura de colores uti-lizada en ACESCO según el calibre del perfil

ACESCO maneja una no-menclatura por color según el calibre de los perfiles para una rápida y fácil identifi-cación. Esta marca de color se encuentra en uno de los extremos de los perfiles.(ver tabla 1.5-4)

18 1.2 mm Rojo 16 1.5 mm Azul 14 2.0 ó 1.9 mm, según el acabado Naranja 12 2.5 mm Negro 11 3.0 mm Blanco

Calibre Espesor Color

1.6 Características de los materiales

Según las características de los perfiles ACESCO emplea

varios tipos de aceros, cuyas propiedades se resumen en la Tabla 1.6-1

1.7 Aplicaciones

Los perfiles de acero for-mados en frío pueden ser empleados: como viguetas en tableros de pisos y muros de contención, en losas com-puestas, en estructuras para cubiertas, cerchas, pórticos, carrocerías, estanterías, silos, torres industriales, paneles divisorios, mezzanines, esca-leras, etc.

La utilización de los perfiles de acero formados en frío ACESCO es idónea en la constitución de entramados estructurales que han de resistir cargas ligeras o mode-radas, o bien en luces cortas, en las cuales el empleo de los perfiles convencionales laminados en caliente resulta antieconómico, motivo por el cual han adquirido un extraordinario auge y repre-senta para el ingeniero un nuevo campo de aplicación de incalculables posibilidades.

El uso de los perfiles de acero formados en frío ACESCO no excluye como tal la utilización de produc-tos laminados en caliente, entendiéndose por tanto que ambos tipos se comple-mentan mutuamente. En algunos casos las estructuras se proyectan de manera que los miembros principales

Tabla 1.5-2. Producción según calibre, acabado y resistencia a la fluencia

PHR(Perfil Negro)

PAG(Perfil Galvanizado)Espesor Calibre

Grado 40 Grado 50 Grado 501.2 mm 18

1.5 mm 16

1.9 mm2.0 mm

14

2.5 mm 123.0 mm 11

1.4 Perfiles estructurales ACESCO produce varios ti-pos de perfiles que presentan una gran variedad de geome-trías y dimensiones según las necesidades del diseño. Los espesores de estos perfiles varían entre 1.2 mm hasta 3.0 mm, y las alturas entre 100 mm y 355 mm.

Los perfiles formados en frío son complemento ideal en edificaciones de gran altura como estructura secundaria (viguetas) vinculándose a la estructura de concreto o acero y sirviendo de soporte a las placas de entrepiso (Me-taldeck u otros sistemas)

1.5 Tipos de perfiles

ACESCO maneja varios tipos de perfiles que pueden ser clasificados según su geome-tría, el acabado, dimensiones, espesores (calibre) y resisten-cia a la fluencia, tal como se muestra en la Tabla 1.5 1:

La producción de perfiles de ACESCO, según la clasifica-ción anterior, se resume en la Tabla 1.5 2 y Tabla 1.5 3:

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Tabla 1.6-1. Propiedades de los materiales de los perfiles ACESCO

40Acero Estructural

(Structural Steel, SS)NTC 5091

(ASTM A1008)275 MPa (40 ksi)

360 MPa (52 ksi)

20%

203,000 MPa

50Acero Estructural


(ASTM A1011)340 MPa (50 ksi)

410 MPa (60 ksi)

20%

203,000 MPa

50Acero Estructural


(ASTM A653)340 MPa (50 ksi)

410 MPa (60 ksi)

20%

203,000 MPa

Grado del aceroDesignación

del aceroEspecificación

Resistencia a lafluencia mínima, fyResistencia última

a la tensión, fuElongación mínima

en 50 mmMódulo de

elasticidad, E

NegroLaminación

en fríoLaminaciónen caliente

GalvanizadoTipo de

acabado yproceso

sometidos a cargas pesadas se diseñan con perfiles lami-nados en caliente, armados, o en concreto reforzado, y los miembros secundarios, sometidos a cargas bajas o ligeras, se diseñan utilizando miembros de acero formados en frío.

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22.1 Bases de diseño

Las especificaciones brinda-das en este manual de diseño de perfiles ACESCO estarán basadas en los principios del Diseño con Coeficientes de Carga y Resistencia (DCCR), acorde con las disposiciones establecidas por la norma de diseño y construcción para Colombia, NSR-09. Deben aplicar todos los requerimien-tos de esta sección para el diseño con miembros estruc-turales formados en frío, excepto donde se especifique lo contrario.

2.1.1 Diseño con Coeficien-tes de Carga y Resistencia, DCCR (Load and Resistance Factor Design, LRFD)

El diseño satisfará los re-querimientos del método de Diseño con Coeficientes de Carga y Resistencia, DCCR, cuando la resistencia de diseño de cada componente estructural iguala o excede la resistencia requerida determi-nada con base en las cargas nominales multiplicadas por los apropiados coeficientes de mayoración de carga, para todas las combinaciones de carga aplicables.

El diseño debe ser realizado de acuerdo con la siguiente ecuación:

2.2 Combinaciones de carga, coeficientes de resistencia y factores de seguridad

2.2.1 Combinaciones de carga

La estructura y sus compo-nentes deben ser diseñados para resistir las más críticas solicitaciones generadas por las diferentes combinaciones de carga (condiciones más desfavorables). Las combi-naciones de carga a emplear para el cálculo de los esfuer-zos en los miembros estruc-turales de acero formados en frío ACESCO, por el método de Diseño con Coeficien-tes de Carga y Resistencia, DCCR, acorde con la NSR-09 son las siguientes:

2.2.2 Coeficientes de resis-tencia

Para el método DCCR exis-ten coe-ficientes de reducción de resistencia que dependen de las solicitaciones a las que sean sometidos los miem-bros estructurales. A conti-nuación del cálculo de cada solicitación se muestran los correspondientes coeficientes de reducción de resistencia según la norma diseño y construcción sismo-resistente NSR-09, mencionada en el Numeral 2.1

Donde:Lr= Carga viva sobre la cubiertaG= Carga debido a la lluvia o al granizo

Adicionalmente, para perfiles soportando tableros de acero (Metaldeck) para entrepisos de comportamiento com-puesto;

1.4D

1.2D + 1.6L + 0.5 (Lr ó G)

1.2D + 1.6 (Lr ó G) + (0.5 L ó 0.8 W)

1.2D + 1.3W + 0.5L + 0.5 (Lr ó G)

1.2D + 1.0E + 0.5L

0.9D - (1.3 W ó 1.0E)

Ec. 2.2.1-1

Ec. 2.2.1-2

Ec. 2.2.1-3

Ec. 2.2.1-4

Ec. 2.2.1-5

Ec. 2.2.1-6

Diseño estructural

nu R

nR

R

uR

nR

= Resistencia requerida= Coeficiente de resistencia= Resistencia nominal= Resistencia de diseño

Ec. 2.1.1-1

nu R

nR

R

uR

nR

= Resistencia requerida= Coeficiente de resistencia= Resistencia nominal= Resistencia de diseño

Ec. 2.1.1-1

= Peso muerto de la lámina Metaldeck= Peso nominal concreto fresco= Carga nominal de cons- trucción, incluyendo equipo, trabajadores y formaletería, pero excluyendo el peso del concreto fresco

donde,Ds

Cw

C

1.2Ds + 1.6Cw + 1.4CEc. 2.2.1-13

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2.3.2 Miembros a compre-sión cargados concéntrica-mente

2.3.2.1 Sección sencillas y cajón sometidas a compre-sión

Ec. 2.3.1-2unn FAT

0.75t

= Esfuerzo nominal del miembro en tensión= Área bruta o completa de la sección transversal= Esfuerzo de fluencia del acero= Área neta de la sección transversal= Resistencia a tensión del acero

Para fluencia en la secciónbruta:

Para rotura en la secciónneta lejos de la conexión:2

donde,Tn

Ag

Fy

An

Fu

Ec. 2.3.1-1ygn FAT

0.90t

2.3 Cálculo de esfuerzos y diseño de miembros estruc-turales

La norma de diseño y cons-trucción, NSR-09, considera el cálculo de las resistencias disponibles para el diseño de estructuras metálicas en acero formados en frío, de acuerdo con los siguientes numerales:

2.3.1 Miembros en tensión

= Esfuerzo nominal del miembro en compresión= Área efectiva de la sección calculada en el esfuerzo Fn = Esfuerzo que se determina según el valor de :

para

donde:

donde:

para

Pn

Ae

Fn

c

1.5c yn F)0.658(F 2c

1.5c y2cn F

877.0F

Ec. 2.3.2-2

Ec. 2.3.2-3

Ec. 2.3.2-1nen FAP

0.85c

= Esfuerzo determinado a partir del menor esfuerzo elástico de pandeo por flexión elástica, torsional y flexo torsional.3

Fe

Ec. 2.3.2-4e

yc

F

F

= Esfuerzo nominal del miembro en compresión= Área efectiva de la sección calculada en el esfuerzo Fn = Esfuerzo que se determina según el valor de :

para

donde:

donde:

para

Pn

Ae

Fn

c

1.5c yn F)0.658(F 2c

1.5c y2cn F

877.0F

Ec. 2.3.2-2

Ec. 2.3.2-3

Ec. 2.3.2-1nen FAP

0.85c

= Esfuerzo determinado a partir del menor esfuerzo elástico de pandeo por flexión elástica, torsional y flexo torsional.3

Fe

Ec. 2.3.2-4e

yc

F

F

2 Para rotura en la conexión debe remitirse al capítulo referente a CONEXIONES3 Remitirse al Capítulo F.4.3.4.1.1 a F.4.3.4.1.5 de la Norma Sismo Resistente, NSR-09

• En el caso de secciones donde se pueda demos-trar que no están sujetas a pandeo torsional o flexo-torsional, el esfuerzo elástico de pandeo por flexión, Fe, se calcula como:

Ec. 2.3.2-5 2

2

e r/LKE

F

= Módulo de elasticidad del acero= Coeficiente de longitud efectiva= Longitud sin arriostra- miento lateral del miembro= Radio de giro de la sección transversal no reducida

E

K

L

r

donde,

La forma pandeadade la columna

se indica con lalínea punteada

Valor teórico de K

Valor recomendadode K para el diseño

Condición delos apoyos

0.5 0.7 1.0 1.0 2.0 2.0

0.65 0.80 1.2 1.0 2.10 2.0

Rotación y traslación restringidas

Rotación libre y traslación restringida

Rotación restringida y traslación libre

Rotación y traslación libres

Tabla 2.3-1. Coeficiente de longitud efectiva K para miembros a compresión debido a cargas concentradas

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Ec. 2.3.3-1vwn FAV =

0.95c =

nV

wA

vF

= Esfuerzo nominal del miembro a cortante.= Área del alma de la sección = ht= Esfuerzo nominal al cortante, que puede ser determinado como:

a) para

b) para

c) para

Ec. 2.3.3-2

Ec. 2.3.3-3

Ec. 2.3.3-4

yv F/kEt/h

yv F0.60F =

yvyv F/kE1.51t/hF/kE

)t/h(

FkE0.60F yv

v =

yv F/kE1.51t/h

2

v22

v2

v)t/h(kE0.904

)t/h()1(12kE

F =−

= Altura de la porción plana del alma medida en su plano= Espesor del alma= Módulo de elasticidad del acero= Esfuerzo nominal al corte = Coeficiente de pandeo de corte, que debe ser calculado de acuerdo a 1. ó 2. como sigue a continuación:

h

tE

vFvk

1. Para almas no reforzadas, Kv = 5.34

Para secciones simetría sen-cilla, tómese el eje x como el eje de simetría.Para secciones doblemente simétricas sujetas a pandeo torsional, Fe se toma como el menor entre Fe calculado con Ec. 2.3.2-5 y Fe = σt, donde σt está definido en la sección 2.3.4.

• Para secciones con simetría de punto (secciones Z de alas iguales):

Para secciones de simetría de punto, Fe se tomará como el menor valor entre σt, como es definido en la sección 2.3.4 y Fe como es calculado en la ecuación 2.3.2-5 utilizando el eje principal menor de la sección.

2.3.2.2 Resistencia nominal a la compresión por pandeo distorsional

El diseño bajo esta parte del manual aplicará a secciones I, Z, C y otros miembros de sección transversal abierta que emplean alas con rigidi-zadores de borde acorde con las disposiciones de la sección F.4.3.4.2 de la Norma Sismo Resistente, NSR-09.

2.3.3 Cortante

Para el cálculo de los esfuer-zos de diseño de cortante en los miembros estructurales, se emplea la fórmula:

Ec. 2.3.2-6

( )

( )

σβσ−

−

σ+σ

σ+σβ

ext2

ext

exte

4

21

F ...

...

= Resistencia a la torsión calculada en la sección 2.3.4= Resistencia al momento por pandeo alrededor del eje x calculada acorde con la sección 2.3.4= = Radio polar de giro de la sección alrededor del centro de cortante

= Distancia del centro de cortante al centroide sobre el eje principal x

or

ox

2o

2y

2x xrr ++

2oo )r/x(1−

σ

β

σ

ex

t

=

• En el caso de secciones de simetría sencilla o doble, sujetas a pandeo torsional o flexo-torsional, el esfuer-zo elástico de pandeo por flexión, Fe, vendrá dado como el valor más pequeño entre las ecuaciones 2.3.2-5 y 2.3.2-6:

donde,

= Módulo de elasticidad del acero= Coeficiente de longitud efectiva= Longitud sin arriostra- miento lateral del miembro= Radio de giro de la sección transversal no reducida

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K

L

r

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2.3.4 Miembros a flexión

2.3.4.1 Resistencia nomi-nal a flexión de la sección (flexión arriostrada)

Ec. 2.3.4-1

Para secciones con alas encompresión rigidizadas oparcialmente rigidizadas:

Para secciones con alas norigidizadas:

donde,

= Módulo elástico de la sección efectiva calculado considerando la fibra extrema a tensión en = Resistencia a la fluencia

yen FSM =

0.95b =

0.90b =

eS

yFyF

Ec. 2.3.4-1

Para secciones con alas encompresión rigidizadas oparcialmente rigidizadas:

Para secciones con alas norigidizadas:

donde,

= Módulo elástico de la sección efectiva calculado considerando la fibra extrema a tensión en = Resistencia a la fluencia

yen FSM =

0.95b =

0.90b =

eS

yFyF

2.3.4.2 Resistencia al pan-deo torso-lateral de seccio-nes abiertas (secciones C, I y Z)

Ec. 2.3.4-2

Ec. 2.3.4-3

Ec. 2.3.4-4

Ec. 2.3.4-5

= Módulo elástico de la sección efectiva calculado considerando la fibra extrema a tensión en = Se determina como sigue:

= Esfuerzo de fluencia del acero= Resistencia al pandeo torsional lateral elástico crítico

para

para

para

ccn FSM =

cS

cFcF

ye F2.78F ≥

yc FF =

yey F0.56FF2.78 ≥>

−=

e

yyc

F36F10

1F9

10F

ye F0.56F ≤

ec FF =0.90b =

eF

yF

= 1, para voladizos o cuando se desee un valor conservador en todos los casos= Valor absoluto del momento máximo del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento a un cuarto del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento en el centro del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento a tres cuartos del segmento no arriostrado= Radio polar de giro de la sección alrededor del centro de cortante

= Radio de giro de la sección alrededor de los ejes centroidales principales= Distancia del centro de cortante al centroide sobre el eje principal x= Área total de l sección sin reducir= Módulo de sección elástica de la sección no reducida relativo a la fibra extrema a compresión

=

= Módulo de elasticidad del acero= Coeficiente de longitud efectiva alrededor del eje y= Longitud no arriostrada del miembro alrededor del eje y

=

= Módulo de cortante= Constante de torsión de Saint-Venant de la sección cajón= Constante torsional de la sección= Coeficiente de longitud efectiva para torsión= Longitud no arriostrada del miembro para torsión

teyfob

e SArC

F σσ=

teyf

obe 2S

ArCF σσ=

=

para secciones de simetríasencilla y doble

para secciones de simetría depuntodonde,

CBAmáx

máx

M3M4M3M2.5

M12.5

+++Cb

Cb

Mmáx

MA

MB

MC

ro

rx, ry

xo

A

Sf

σey

E

Ky

Ly

σt

GJ

Cw

Kt

Lt

2o

2y

2x xrr ++

( )2yyy

2

r/LKEπ

( )

π+ 2

tt

w2

2o LK

CEJG

rA

1

Ec. 2.3.4-6

Ec. 2.3.4-7

Ec. 2.3.4-8

Ec. 2.3.4-9

Ec. 2.3.4-10

a) Para secciones de simetría sencilla, simetría doble y de simetría de punto con flexión alrededor del eje de simetría

2. Para almas con rigidi-zadores transversales que cumplan los requisitos de la sección F.4.3.3.7 de la NSR-09:

Ec. 2.3.3-5

Ec. 2.3.3-6

1.0ha≤

2v)h/a(

5.344.00k =

2v)h/a(

4.005.34k =

cuando

01.hacuando

donde,

= Longitud del panel de corte para el elemento alma no reforzado= Distancia libre entre rigidizadores transversales de elementos alma reforzados= Esfuerzo de fluencia de diseño determinado con el ensayo de tensión = Relación de Poisson=0.3

>

a

Fy

u

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

12

b) Para secciones I, secciones C o secciones Z con flexión alrededor del eje centroidal perpendicular al alma

= Altura de la sección= Momento de inercia de la parte a compresión de la sección alrededor del eje centroidal paralelo al alma usando la sección total no reducida

para secciones I de simetríadoble y secciones C desimetría sencilla

para secciones Z de simetríade puntodonde,dIyc

( )2yyf

yc2be

LKSIdEC

Fπ

=

( )2yyf

yc2be

LK2SIdEC

Fπ

=

Ec. 2.3.4-11

Ec. 2.3.4-12

= Altura de la sección= Momento de inercia de la parte a compresión de la sección alrededor del eje centroidal paralelo al alma usando la sección total no reducida

para secciones I de simetríadoble y secciones C desimetría sencilla

para secciones Z de simetríade puntodonde,dIyc

( )2yyf

yc2be

LKSIdEC

Fπ

=

( )2yyf

yc2be

LK2SIdEC

Fπ

=

Ec. 2.3.4-11

Ec. 2.3.4-12

2.3.4.3 Resistencia al pan-deo lateral y torsional de secciones cajón

= Momento de inercia alrededor del eje centroidal de la sección paralelo al alma

=

= 1, para voladizos o cuando se desee un valor conservador en todos los casos= Valor absoluto del momento máximo del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento a un cuarto del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento en el centro del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento a tres cuartos del segmento no arriostrado

•Si la longitud no arriostradadel miembro es menor queLu, la resistencia nominal aflexión se calculará segúnla sección 2.3.4.1. Lu secalculará como:

•Si la longitud no arriostradadel miembro es mayor que Lu,la resistencia nominal aflexión se calculará según lasección 2.3.4.2 y Fe secalculará como:

donde,

CBAmáx

máx

M3M4M3M2.5

M12.5

+++

Iy

Cb

Cb

Mmáx

MA

MB

MC

yfyb

u IJGESFC0.36L π

=

yfyy

be IJGESLK

CF

π=

Ec. 2.3.4-13

Ec. 2.3.4-14

Ec. 2.3.4-15


=




donde,

CBAmáx

máx

M3M4M3M2.5

M12.5

+++

Iy

Cb

Cb

Mmáx

MA

MB

MC

yfyb

u IJGESFC0.36L π

=

yfyy

be IJGESLK

CF

π=

Ec. 2.3.4-13

Ec. 2.3.4-14

Ec. 2.3.4-15


=




donde,

CBAmáx

máx

M3M4M3M2.5

M12.5

+++

Iy

Cb

Cb

Mmáx

MA

MB

MC

yfyb

u IJGESFC0.36L π

=

yfyy

be IJGESLK

CF

π=

Ec. 2.3.4-13

Ec. 2.3.4-14

Ec. 2.3.4-15

2.3.4.4 Miembros en flexión con una ala sujeta a un sis-tema de cubierta tipo junta continua (Standing Seam)

La resistencia disponible a flexión, Mn, de una sección C o Z, cargada en un plano paralelo al alma con el ala superior soportando un sis-tema de cubierta tipo junta continua se determinará utilizando un arriostramien-

= 1, para voladizos o cuando se desee un valor conservador en todos los casos= Valor absoluto del momento máximo del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento a un cuarto del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento en el centro del segmento no arriostrado= Valor absoluto del momento a tres cuartos del segmento no arriostrado= Radio polar de giro de la sección alrededor del centro de cortante

= Radio de giro de la sección alrededor de los ejes centroidales principales= Distancia del centro de cortante al centroide sobre el eje principal x= Área total de l sección sin reducir= Módulo de sección elástica de la sección no reducida relativo a la fibra extrema a compresión

=

= Módulo de elasticidad del acero= Coeficiente de longitud efectiva alrededor del eje y= Longitud no arriostrada del miembro alrededor del eje y

=

= Módulo de cortante= Constante de torsión de Saint-Venant de la sección cajón= Constante torsional de la sección= Coeficiente de longitud efectiva para torsión= Longitud no arriostrada del miembro para torsión

teyfob

e SArC

F σσ=

teyf

obe 2S

ArCF σσ=

=

para secciones de simetríasencilla y doble

para secciones de simetría depuntodonde,

CBAmáx

máx

M3M4M3M2.5

M12.5

+++Cb

Cb

Mmáx

MA

MB

MC

ro

rx, ry

xo

A

Sf

σey

E

Ky

Ly

σt

GJ

Cw

Kt

Lt

2o

2y

2x xrr ++

( )2yyy

2

r/LKEπ

( )

π+ 2

tt

w2

2o LK

CEJG

rA

1

Ec. 2.3.4-6

Ec. 2.3.4-7

Ec. 2.3.4-8

Ec. 2.3.4-9

Ec. 2.3.4-10

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

13

2.3.4.5 Resistencia nominal a la flexión por pandeo dis-torsional

El diseño bajo esta parte del manual aplicará a secciones I, Z, C y otros miembros de sección transversal abierta que emplean alas con rigidi-zadores de borde acorde con las disposiciones de la sección F.4.3.4.2 de la Norma Sismo Resistente, NSR-09.

2.3.4.6 Miembros a flexión conformados por dos seccio-nes C espalda con espalda

El máximo espaciamiento longitudinal de la soldadura u otros conectores en la unión de dos perfiles C para formar una sección I es:

= Factor de reducción determinado de acuerdo con

donde,

R

yen FRSM 0.90b

AISI S9082, y sondefinidos en la sección 2.3.4.1

ye FS

Ec. 2.3.4-6

Ec. 2.3.4-7

qmg2

6L

s smáx

Τ≤=

donde,

donde,

= Luz de la viga= Distancia vertical entre dos filas de conectores cercanos a las aletas superior e inferior= Resistencia de diseño de la conexión en tensión = Distancia del centro de cortante de una sección C al plano medio del alma= Carga de diseño para el espaciamiento de conectores en vigas, el cual debe ser calculado como:•Dividiendo las cargas concentradas o reacciones entre la longitud entre apoyos.•En caso de carga distribuida, q es igual a tres veces la carga distribuida crítica.

Lg

Ts

m

q

g2mPss =

Miembros a flexión

En el caso que la distanciaentre cargas puntuales oreacciones sea menor que elespaciamiento de la soldadura, la resistencia dediseño se calcula como

= Carga concentrada o reacción de diseño.

L/6smáx=

Ps

Τ

Ec. 2.3.4-6

Ec. 2.3.4-7

qmg2

6L

s smáx

Τ≤=

donde,

donde,

= Luz de la viga= Distancia vertical entre dos filas de conectores cercanos a las aletas superior e inferior= Resistencia de diseño de la conexión en tensión = Distancia del centro de cortante de una sección C al plano medio del alma= Carga de diseño para el espaciamiento de conectores en vigas, el cual debe ser calculado como:•Dividiendo las cargas concentradas o reacciones entre la longitud entre apoyos.•En caso de carga distribuida, q es igual a tres veces la carga distribuida crítica.

Lg

Ts

m

q

g2mPss =

Miembros a flexión

En el caso que la distanciaentre cargas puntuales oreacciones sea menor que elespaciamiento de la soldadura, la resistencia dediseño se calcula como

= Carga concentrada o reacción de diseño.

L/6smáx=

Ps

Τ

2.3.5 Arrugamiento del alma

La resistencia al arrugamien-

Ec. 2.3.5-1

−θ=

tR

C1senFtCP Ry2

n

−

th

C1t

NC1 hN

...

...

+

= Esfuerzo nominal al arrugamiento del alma= Coeficiente de arrugamiento del alma = Espesor del alma= Esfuerzo de fluencia del acero= Ángulo entre el plano del alma y el plano de la superficie de apoyo, = Coeficiente de radio de doblez= Radio de doblez interno= Coeficiente de longitud de apoyo= Longitud de apoyo (mín. 19 mm)= Coeficiente de esbeltez del alma= Dimensión plana del alma, medido en su mismo plano

donde,

donde,

Pn

C

tFy

θ

CR

RCN

N

Ch

h

= Esfuerzo nominal al arrugamiento del alma de secciones C y Z en voladizos

= Longitud del voladizo medida desde el eje del apoyo al extremo del miembro= Esfuerzo nominal al arrugamiento del alma

Pnc

Lo

Pn

°≤θ≤° 9045

nnc PP α=

1.00.3)t/h(0.009

)h/L(1.34 0.26o ≥

+=α

Ec. 2.3.5-2

En el caso de un voladizo, parasecciones en C y Z:

to de punto discreto (punto diferenciado) y las especifi-caciones de la sección 2.3.4.2 o como se describe en este numeral.

to del alma se calcula con la ecuación:

MAN

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14

2.3.6.2 Flexión y arrugamien-to del alma

2.3.6.3 Flexo-compresión

Ec. 2.3.6-5

Se debe cumplir que:Para perfiles con almassencillas no reforzadas:

Para perfiles que tenganalmas múltiples no reforzadas(vigas I o cajón compuestas):

Ec. 2.3.6-7

0.90=

≤

+

1.33MM

PP

0.91nxo

u

n

u

Se tiene en cuenta que

≤

+

1.46MM

PP

0.88nxo

u

n

u

Ec. 2.3.6-5

Se debe cumplir que:Para perfiles con almassencillas no reforzadas:

Para perfiles que tenganalmas múltiples no reforzadas(vigas I o cajón compuestas):

Ec. 2.3.6-7

0.90=

≤

+

1.33MM

PP

0.91nxo

u

n

u

Se tiene en cuenta que

≤

+

1.46MM

PP

0.88nxo

u

n

u

Ec. 2.3.6-9

Ec. 2.3.6-10

Ec. 2.3.6-11

Por el método DCCR

1MMC

MMC

PP

ynyb

uymy

xnxb

uxmx

nc

u ≤α

+α+

1MM

MM

PP

nyb

uy

nxb

ux

noc

u ≤

+

+

0.85c =0.90b =

Cuando sepuede emplear la siguientefórmula:

0.15P/P ncu ≤

1.0M

MM

MP

P

nyb

uy

nxb

ux

nc

u ≤

+

+

donde,

= = Resistencias requeridas a la flexión respecto a los ejes centroidales de la sección efectiva (DCCR)= Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes centroidales de la sección efectiva= Coeficientes de mayoración= Coeficientes cuyos valores se toman de la siguiente manera para miembros en compresión según los casos siguientes:

• En pórticos sujetos a desplazamiento lateral: • En pórticos arriostradoscontra desplazamiento lateralsujetos a carga transversalentre sus apoyos en el planode flexión:donde: es la relaciónentre el momento menor ymayor en los extremos de laporción no arriostrada delmiembro en el plano de flexiónconsiderado. Es positivacuando la deformación es condoble curvatura y negativacuando es en curvatura simple.• En pórticos arriostradoscontra desplazamiento lateralen el plano de carga y sujetosa carga transversal en losapoyos: , paramiembros con extremosrestringidos , paramiembros con extremos norestringidos

noPuyux M,M

nynx M,M

yx, αα

mymx C,C

ye FA

0.85Cm =

)M/M(0.40.6C 21m −=21 M/M

0.85Cm =

1.00Cm =

donde,

= = Resistencias requeridas a la flexión respecto a los ejes centroidales de la sección efectiva (DCCR)= Resistencias nominales a la flexión respecto a los ejes centroidales de la sección efectiva= Coeficientes de mayoración= Coeficientes cuyos valores se toman de la siguiente manera para miembros en compresión según los casos siguientes:

• En pórticos sujetos a desplazamiento lateral: • En pórticos arriostradoscontra desplazamiento lateralsujetos a carga transversalentre sus apoyos en el planode flexión:donde: es la relaciónentre el momento menor ymayor en los extremos de laporción no arriostrada delmiembro en el plano de flexiónconsiderado. Es positivacuando la deformación es condoble curvatura y negativacuando es en curvatura simple.• En pórticos arriostradoscontra desplazamiento lateralen el plano de carga y sujetosa carga transversal en losapoyos: , paramiembros con extremosrestringidos , paramiembros con extremos norestringidos

noPuyux M,M

nynx M,M

yx, αα

mymx C,C

ye FA

0.85Cm =

)M/M(0.40.6C 21m −=21 M/M

0.85Cm =

1.00Cm =

2.4 Diseño de conexiones

Las conexiones deben di-señarse para transmitir las máximas fuerzas que resul-ten de las cargas mayoradas que actúen en el miembro conectado. La excentricidad debe tenerse en cuenta en

2.3.6 Esfuerzos combinados

2.3.6.1 Flexión y cortante

Ec. 2.3.6-1

Ec. 2.3.6-3

a) Para vigas con almas noreforzadas, se debe cumplir:

b) Para vigas con rigidizadoresen el alma, cuando y se debe cumplir que:

1.0V

VM

M2

nv

u2

nxb

u ≤

+

0.5M/M nxobu > 0.7V/V nvu >

1.3V

VM

M0.6

nv

u

nxb

u ≤

+

= Esfuerzo nominal al arrugamiento del alma= Coeficiente de arrugamiento del alma = Espesor del alma= Esfuerzo de fluencia del acero= Ángulo entre el plano del alma y el plano de la superficie de apoyo, = Coeficiente de radio de doblez= Radio de doblez interno= Coeficiente de longitud de apoyo= Longitud de apoyo (mín. 19 mm)= Coeficiente de esbeltez del alma= Dimensión plana del alma, medido en su mismo plano

donde,

donde,

Pn

C

tFy

θ

CR

RCN

N

Ch

h

= Esfuerzo nominal al arrugamiento del alma de secciones C y Z en voladizos

= Longitud del voladizo medida desde el eje del apoyo al extremo del miembro= Esfuerzo nominal al arrugamiento del alma

Pnc

Lo

Pn

°≤θ≤° 9045

nnc PP α=

1.00.3)t/h(0.009

)h/L(1.34 0.26o ≥

+=α

Ec. 2.3.5-2

En el caso de un voladizo, parasecciones en C y Z:

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forma apropiada. Para la unión entre perfiles ACES-CO, se usan las conexiones soldadas y atornilladas, mientras que para unir los perfiles con estructuras de concreto como base de apoyo se utilizan anclajes.

2.4.1 Conexiones Soldadas

Es un proceso de unión de partes, principalmente im-plicando la cohesión locali-zada de ellas por fusión y/o presión, generalmente con un elemento o material de aporte. Las piezas a unir se conocen como material base, el proceso conlleva a la for-mación de cristales comunes por difusión en la frontera de unión.

Dentro de las característi-cas más importantes que se deben tener en cuenta para obtener excelentes resultados en el proceso de soldadura están: Composición química,

70

60

50

40

30

20

10

255

180

140

0 0.20 0.40 0.60 0.80 1.0

Máx

ima

dure

za, R

ockw

ell C

Esfu

erzo

de

tens

ión

equi

vale

nte

ksi

Máxima dureza para acerosal carbono y aleados

Porcentaje de carbono

Figura 2.4-1. Máxima dureza obtenida para tasas de enfriamiento elevadas en función del porcentaje de carbono del acero

tamaño de grano y el espesor de la placa.

a. Composición química

El elemento más importante que afecta la soldabilidad es el carbono, sin embargo, el efecto de otros elementos en ésta se relaciona a través de una fórmula de carbono equi-valente. Se obtienen mejores resultados en la soldadura a medida que el carbono equivalente es menor, ya que la máxima dureza y la fragili-dad que un acero puede llegar a alcanzar después de un rápido descenso de tempera-tura con agentes enfriadores, es directamente proporcional al carbono equivalente. Esta relación se puede observar en la Figura 2.4 1.

Aleaciones de Ni, Cr y Mo en el acero permiten el endure-cimiento con bajas tasas de enfriamiento, incluso aumen-tando la dureza a distancias

alejadas de la superficie; el precalentamiento es la solución más común para la disminución de la tasa de enfriamiento y dureza.

Los electrodos son diseñados usualmente para depositar un material de aporte con un contenido del 0.008% a 0.12% de carbono para evitar agrietamiento.

b. Tamaño de Grano

Una propiedad importante en los materiales es su confi-guración granular. Un grano es una porción del material dentro del cual el arreglo de los átomos es casi idéntico. Los materiales de ingeniería normalmente son policris-talinos. La orientación del arreglo de átomos, o estruc-tura cristalina, es distinta en cada grano vecino. La zona donde se encuentran 2 ó más granos se denomina límite de grano, y es la zona donde se detienen las dislocaciones producto de las cargas exter-nas. Un método para con-trolar las propiedades de un material metálico es contro-lar su tamaño de grano. Al reducir el tamaño de grano, se aumenta la cantidad de estos, y en consecuencia se aumenta la cantidad de su-perficies de límites de granos aumentando la resistencia del material. Se obtienen buenos resultados en la soldadura para aceros con un tamaño de grano fino.

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c. Espesor

En general, si se disminuye el espesor a soldar, se mejora la soldabilidad del material. Las láminas gruesas absor-ben el calor y se enfrían con tasas más elevadas que las láminas delgadas, al usar el mismo tipo de soldadura. Una solución parcial para ello es precalentar la lámina y mantenerla a una temperatu-ra de unos cientos de grados centígrados para las condicio-nes de operación de la solda-dura y algún tiempo poste-rior. Esto reduce la dureza de la soldadura debido al brusco cambio de temperatura.

2.4.1.1 Tipos de Soldadura

Los procesos de soldadura más conocidos son: Arco eléctrico, por llama o gas, por resistencia y por presión. Para su elección, se debe realizar un análisis técnico económi-co. a. Arco eléctrico

El calor de fusión es obtenido mediante un arco eléctrico

Cable de masa

Cable del electrodo

Electrodo

Portaelectrodo

Arco

Máquinapara soldar

Pieza

Figura 2.4-2 Esquema general soldadura por arco eléctrico

entre las piezas y un electro-do que puede ser de aporte o no. El electrodo puede ser una varilla metálica recu-bierta, dicho recubrimiento cuando se vaporiza es una de las formas empleadas para garantizar una atmósfera protectora para el material localmente fundido durante el proceso.

b. Llama o Gas

El potencial energético para obtener la coalescencia del metal base se obtiene de la llama generada en la que-ma de un combustible (gas natural, butano, propano, acetileno, gasolina, etc.) en presencia de oxígeno. Normalmente, el metal de aporte es desnudo y se alcanzan temperaturas hasta de 3300°C dependiendo del material base.

c. Soldadura por resisten-cia

Las partes a unir se presio-nan una contra otra por un electrodo, se hace circular una corriente elevada y el

Llave depaso

Manómetro dealta presión

Válvulaantirretroceso

Boquilla

Soplete

Válvulaantirretroceso

Manguerasflexibles

Extintor

Llave decorte

Manómetro dealta presión

Figura 2.4-3 Esquema general soldadura por llama

potencial energético para la coalescencia se obtiene del efecto joule sobre materiales a unir de mucha resisten-cia eléctrica, no se utilizan consumibles, es un proceso automatizable especial para espesores delgados.

d. Soldadura por presión

Se aplica calor sin lograr la fusión total, se llevan los materiales hasta el estado plástico y se aplica presión hasta conseguir la unión. Dentro de esta naturaleza de procesos incluye la soldadura por forja.

La figura 2.4-4 a muestra la distribución de temperatura en las vecindades del metal base al momento de aplicar cualquier tipo de soldadura

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Metal deaporte fundido

Punto de fusión del metal base

Temperatura a la cual lamicroestructura del metalbase es afectado.

Metal Base

Zona Afectada por el Calor (ZAC)

Estructura original Zona de Fusión (Metal de aporte)

Temperaturaoriginal delmetal base

Tem

pera

tura

Figura 2.4-4 distribución de temperatura en ZAC (Zona Afectada por el Calor)

2.4.1.2 Ventajas y desventa-jas de la soldadura

Dentro de las ventajas y desventajas prácticas en la selección de la soldadura como método de conexión se pueden listar las siguientes:

Ventajas

• Bajo cargas estáticas, no inducen concentraciones de esfuerzo importantes y puede, por tanto, reemplazar a los remaches con bajo nivel de ruido.• Es un método de unión económicamente ventajoso para producción de volúme-nes pequeños.• Puede requerir procesos mecánicos más simples que otros métodos de unión como las roscadas o rema-chadas en determinados espesores, especialmente en los bajos.• Es un proceso flexible en que la maquinaria utilizada se puede adaptar fácilmente a cambios en el diseño con bajo costo herramental.

Desventajas

• Limitado desempeño a car-gas dinámicas que implica la realización de tratamientos mecánicos y térmicos para mejorarlo.• Emisión de radiaciones y calor que pueden afectar la salud de los operarios.• Elevada dificultad para la separación.

• Requiere de personal de elevada calificación para su realización.• Introduce concentración de esfuerzos y tensiones resi-duales.• Introduce deformaciones no deseables.• Puede requerir técnicas de inspección o ensayo especia-les para garantizar la eficien-cia de la junta y controlar los defectos que pueden ser focos potenciales para la nucleación y crecimiento de fisuras, especialmente en car-ga dinámica o estática bajo determinadas condiciones de temperatura.• Su diseño puede implicar la aplicación de modelos de mecánica de la fractura.

2.4.1.3 Configuraciones de soldadura y posiciones del soldador

Las diferentes configuracio-nes de uniones mediante soldaduras las encontramos en la Figura 2.4-5.

Las diferentes posiciones del soldador en las que se puede ejecutar las soldaduras se ilustran en la Figura 2.4-6

2.4.1.4 Materiales y proce-dimientos de soldaduras en perfiles Acesco

El Instituto Americano de Soldadura (American Wel-ding Society, AWS) utiliza un sistema de codificación para los electrodos de consu-mo con el objeto de designar el esfuerzo de fluencia y la

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combinación de sus recubri-mientos.

Los procesos de soldadura discutidos en este manual corresponden a los de arco eléctrico: Soldadura de arco con metal de aporte protegi-do (Shielded Metal Arc Wel-ding, SMAW), soldadura de arco sumergido (Submerged Arc Welding, SAW), soldadu-ra de arco metálico gaseoso (Gas-Metal Arc Welding, GMAW), soldadura de arco con núcleo fundente (Flux-Cored Arc Welding, FCAW).

Figura 2.4-5. Configuraciones de soldaduras

Soldaduras de Filete

Soldaduras a tope

Agudo Obtuso

Cuadrado

V sencilla con apoyo

V sencilla

Doble V

Soldaduras traslapadas

Tipos de soldaduras

Sencillo Multiple

CóncavoConvexo

Bisel simple

Bisel doble

Bisel sencillo con apoyo J simple U simple

Soldadura de Borde

Soldadura de Esquina

Garganta

Longitud delcateto

Longitud delcatetoRaiz

Estos procesos usan energía eléctrica de una descarga de arco entre el electrodo de acero y el metal base para proporcionar el calor de fusión. Los más utilizados para la formación de perfiles tipo “cajón” de Acesco y, en general, para el ensamble de estructuras metálicas con perfiles formados en frío son el SMAW y el GMAW, y su elección depende en gran medida de las condiciones ambientales del lugar donde se realice la obra.

a. Soldadura de arco con metal de aporte protegido (SMAW)

En este proceso, se mantiene un Arco Eléctrico entre la punta de un electrodo cu-bierto (Coated Electrode) y la pieza a trabajar. Las gotas de metal derretido son transfe-ridas a través del arco y son convertidas en un cordón de soldadura; un escudo protec-tor de gases es producido de la descomposición del ma-terial fundente que cubre el electrodo, además, el fun-

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19

Figura 2.4-6. Posiciones de aplicación de soldadura

Soldadura de ranura Soldadura de filete

a) Plana

b) Horizontal

c) Vertical

d) Sobrecabeza

dente también puede proveer algunos complementos a la aleación. La escoria derretida se escurre sobre el cordón de soldadura donde protege el metal soldado aislándolo de la atmosfera durante la solidificación; esta escoria también ayuda a darle forma al cordón de soldadura, espe-cialmente en soldadura ver-tical y sobre cabeza. Se debe remover la escoria después de cada procedimiento.

En la corriente de arco, la humedad disminuye y libera átomos de hidrógeno los cua-les son fácilmente solubles

en el hierro fundido. Cuando la soldadura se solidifica, el hidrógeno se vuelve menos soluble y los átomos son

Figura 2.4-7. Esquema de aplicación de soldadura SMAW en perfiles formados en frío

Transferenciade metal

Electrodo cubierto

Porta electrodo

ArcoGas de

Protección

Pieza detrabajo

PRINCIPIODE SMAG

expulsados combinándose para formar moléculas de H2 menos volátiles. Esta molécula de hidrógeno puede combinarse con los esfuerzos de contracción para ejercer presión en las imperfecciones internas lo cual es suficiente para causar fisuras y grietas en la soldadura. Lo anterior puede prevenirse mantenien-do el contenido de humedad de los electrodos consumibles bajo niveles específicos y apropiado precalentamiento.

Existen dos tipos de Especi-ficaciones de la AWS para los electrodos del proceso SMAW: El AWS A5.1 y AWS A5.5 resumidos en las tablas 2.4-1 y 2.4-4.

Los electrodos con bajo con-tenido de hidrógeno E7015, E7016, E7018 y E7028 tienen recubrimientos especiales generados por tratamientos, manteniendo un contenido de humedad limitado (hi-drógeno) por peso. A medida

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Ejemplo: E-6010E = Electrodo cubierto.60 = 60 X 1000 Psi = 60.000 Psi de fuerza de tensión.1 = Cualquier posición (pla-na, horizontal, sobrecabeza y vertical) (Ver Tabla 2.4 3)0 = DCEP (Direct Current Electrode Positive) Corriente Directa “DC” Electrodo Posi-tivo “+” (Ver Tabla 2.4 2)

Ejemplo: E-7018-MoE = Electrodo cubierto70 = 70 X 1000 Psi = 70.000 Psi de fuerza de tensión.1 = Cualquier posición (plana, horizontal, vertical y sobre cabeza) (Ver Tabla 2.4 3)8 = AC o DCEP Corriente Alterna o Directa con Elec-trodo Positivo “+” (Ver Tabla 2.4 2)

Tabla 2.4-1. Clasificación del electrodo según AWS A5.1

Clasificación AWS para los metales de aporte de la especificación A5.1

(1) Lo identifica como electrodo

(2) y (3) Dos primeros dígitos indican su resistencia a la tensión x 1000 psi

(1) (2) (3) (4) (5)

(4) Indica posición que se debe usar para optimizar la operación del electrodo

(5) Indica la usabilidad del electrodo, Ej: tipo de corriente y tipo de fundente, en algunos casos, tercer y cuarto dígito son muy significativos

Electrodo cubierto de acero “dulce”

E - X X X X

Tabla 2.4-2. Codificación de usabilidad del electrodo

Tabla 2.4-3 Codificación para posición del electrodo

EXX1X Cualquier posición (plana, horizontal, sobrecabeza y vertical)EXX2X Horizontal y plana solamenteEXX3X Plana solamenteEXX4X Plana, sobrecabeza, horizontal y vertical hacia abajo

Clasificación Posición

que el esfuerzo de tensión de diseño del metal base aumen-ta, se deben seleccionar elec-trodos con bajo contenido de humedad para evitar el agrie-tamiento de la soldadura. Los electrodos se deben almace-nar en hornos de secado para

EXX10EXXX1EXXX2EXXX3

EXXX4

EXXX5EXXX6EXXX8EXX20

EXX22

EXX24

EXX27

EXX28EXX48

DCEPAC o DCEPAC o DCENAc o DCEPo DCENAc o DCEPo DCENDCEPAC o DCEPAC o DCEPAC o DCEN

AC o DCENo DCEPAC o DCENo DCEPAC o DCENo DCEPAC o DCEPAC o DCEP

DCEP - Corriente Directa Electrodo Positivo DCEP Corriente Directa Electrodo NegativoNota: El porcentaje del polvo de Hierro esta calculado en base al peso del fundente

PenetrantePenetranteMedianoSuave

Suave

MedianoMedianoMedianoMediano

Mediano

Suave

Mediano

Medianomediano

ProfundaProfundaMediana

MedianaMedianaMedianaMediana

Mediana

Lijera

Mediana

MedianaMediana

Celuloso - Sodio (0 - 10% de polvo de Hierro)Celuloso - Potasio (0 - 10% de polvo de Hierro)Titanio - Sodio (0 - 10% de polvo de Hierro)Titanio - Potasio (0 - 10% de polvo de Hierro)

Titanio - Polvo de Hierro (25 -40% de polvo de Hierro)

Bajo Hidrogeno - Sodio (0% de polvo de Hierro)Bajo Hidrogeno - Potasio (0% de polvo de Hierro)Bajo Hidrogeno - Polvo de Hierro (25 -40% de polvo de Hierro)Oxido de Hierro - Sodio (0% de polvo de Hierro)

Oxido de Hierro - Sodio (0% de polvo de Hierro)

Titanio - Polvo de Hierro (50% de polvo de Hierro)

Oxido de Hierro - Polvo de Hierro (50% de polvo de Hierro)

Bajo Hidrogeno - Polvo de Hierro (50% de polvo de Hierro)Bajo Hidrogeno - Polvo de Hierro (25 - 40% de polvo de Hierro)

Clasf. Corriente Arco Penetración Fundente y Escorea

Mo = Molibdeno en el ma-terial después de depositado.

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Tabla 2.4-4. Clasificación AWS A5.5


(1) Lo identifica como electrodo

(2) y (3) dos primeros dígitos indican su resistencia a la tensión x 1000 psi

(1) (2) (3) (4) (5) (6)(7)

(4) Indica la posición que se debe usar para optimizar la operación de este electrodo

(5) Indica la usabilidad del electrodo, Ej: tipo de corriente y tipo de fundente, enalgunos casos, tercer y cuarto dígito son muy significativos(6) y (7) Composición química del material después de depositado

Electrodo cubierto de baja aleación de acero

E - X X X X - X X

Figura 2.4-8. Esquema de aplicación de sol-dadura GMAW en perfiles formados en frío

MIG (SOLDADURA METALGAS INERTE)

MetalContacto

Tubo - Vc

ArcoGas inerte

Pieza detrabajo

(perfiles C)

evitar que absorban humedad del ambiente. Este método (SMAW) se emplea frecuen-temente cuando se presentan altas velocidades de viento en el punto de ejecución de la soldadura.

b. Soldadura de arco me-tálico gaseoso (GMAW)

La Soldadura de Arco Metá-lico Gaseoso (Gas Metal Arc Welding, GMAW) o soldadu-ra MIG (Metal Inert Gas) es un proceso en el cual un arco eléctrico es mantenido entre

un alambre sólido que fun-ciona como electrodo conti-nuo y la pieza de trabajo. El arco y la soldadura fundida son protegidos por un cho-rro de gas inerte o activo. El proceso puede ser usado en la mayoría de los metales y gama de alambres en diferen-tes aleaciones y aplicaciones.

La soldadura MIG es inhe-rentemente más productiva que la soldadura de arco ma-nual, donde las pérdidas de productividad ocurren cada vez que el soldador se detiene para reemplazar el electrodo consumido. En la soldadura de arco manual también es notable la pérdida cuando el restante del electrodo que es sujetado por el portae-lectrodo es desechado. Por cada kilogramo de varilla de electrodo cubierto comprado, solamente alrededor del 65% es aprovechado como parte de la soldadura, el uso de alambre sólido y el alambre tubular ha incrementado la eficiencia entre 80-95% a los procesos de soldadura.

El proceso MIG opera en DC (corriente directa), usualmente con el alambre como electrodo positivo. Las corrientes de soldadura varían desde unos 50 ampe-rios hasta 600 amperios, en muchos casos en voltajes de 15V hasta 32V; se obtiene un arco auto-estabilizado con el uso de un sistema de fuente de poder de potencia cons-tante (voltaje constante) y una alimentación constante del alambre.

Existen dos especificaciones de la AWS para electrodos de GMAW: A5.18 y A5.28.

Lo que determina la ejecu-ción correcta de este proceso es:•La fluidez de la soldadura fundida•La forma del cordón de la soldadura y sus bordes•La chispa o salpicaduras que genera •La condición de viento

Un buen procedimiento de soldadura está caracterizado por la poca presencia de po-rosidad, buena fusión y una terminación libre de grietas o rajaduras.

La porosidad es una de las causas más frecuentemente citadas de una soldadura pobremente ejecutada, es causada por el exceso de oxí-geno de la atmósfera, creada por el gas usado en el proceso

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22Tabla 2.4-5. Clasificación del electrodo según AWS A5.18


1) Las primeras dos letras lo identifican como alambre o varilla desnudas

(2) Resistencia a la tensión x 1000 psi

(1) (2) (3) (4)

(3) La letra intermedia indica su estado físico sólido

(4) composición química del alambre


ER - XX S - X

Tabla 2.4-6. Clasificación del electrodo según AWS A5.28


(1) Las primeras dos letras lo identifican como alambre o varilla desnudas

(2) Los tres primeros números indican la resistencia a la tensión x 1000 psi

(1) (2) (3) (4)

(3) La letra intermedia indica su estado físico sólido

(4) Los últimos tres dígitos indican la composición química del alambre

Electrodos de acero al carbón para soldadura de arco protegida por gas

ER - XXX S - XXX

y cualquier contaminación en el metal base, que, com-binado con el carbón en el metal soldado forma diminu-tas burbujas de monóxido de carbono (CO).

Se han desarrollado alambres que contienen elementos (desoxidantes), tales como manganeso (Mn), silicio (Si), titanio (Ti), aluminio (Al) y zirconio (Zr), con los cuales el oxígeno se combina preferiblemente para formar escorias inofensivas.

La fluidez de la soldadura fundida en el cordón de soldadura es muy importante debido a que, cuando ésta es suficientemente fluyente

mientras está en su estado líquido, tiende a moverse sola llenando los espacios hasta los bordes produciendo una forma rasa. Excesiva fluidez podría generar problemas en la ejecución de la solda-dura en ciertas posiciones o haciendo soldaduras sobre filetes cóncavos horizontales. El incremento en el voltaje del arco tiende a incrementar la fluidez, haciendo las sol-daduras más rasas afectando la penetración de los bordes, generando más salpicaduras y podrían causar la perdida de elementos que forman parte de la aleación.

Se debe ejecutar en sitios cerrados, preferiblemente en

taller, donde el soldador se encuentre protegido de eleva-das velocidades de viento, ya que este desplazará la capa protectora gaseosa y permi-tirá la presencia de elementos indeseables provenientes de la humedad del ambiente que son perjudiciales para los resultados de la soldadura.

c. Soldadura de arco su-mergido (SAW)

Los procesos Soldadura de arco sumergido (SAW) auto-máticos y semiautomáticos proporcionan consistencia, alta calidad y depósitos económicos que son parti-cularmente apropiados para soldaduras largas. Su mayor limitación es que el trabajo debe ser en posiciones de soldaduras plana u horizon-tal. En el proceso SAW, los fundentes pueden ser fusio-nados o aglomerados. Los fundentes deben mantenerse secos en bodegas para evitar un incremento en el conteni-do de humedad para evitar el agrietamiento en el acero.

d. Soldadura de arco con núcleo fundente (FCAW)

Los electrodos de soldadura de arco con núcleo fundente (FCAW) son hechos median-te el formado de una cinta de lámina delgada en una forma de U y llenados con fundente. Después de cerrar el tubo, éstos son llevados a su tamaño como un rollo

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Tabla 2.4-7. Aplicación de electrodos más usuales

Electrodo correcto para uso en trabajos en acero dulce

Para soldaduras para probar con rayos X, de tubos, estructurales y generales. Penetración profunda, escoria ligera y deposición promedio.Básicamente igual que el E6010; también se usa con ca. Cuando se usa con cc de polaridad directa se logra un arco intenso para trabajo en lámina y de mucha velocidad.Para excelente calidad en uso general, en soldadura de filete y para puentear aberturas en piezas de ajuste difícil. Penetración mediana, escoria semigruesa y buena deposición.Para trabajo general de alta calidad y pocas salpicaduras. El tipo de uso más fácil por operadores inexpertos. Penetración suave. Escoria gruesa, buena deposición. El Hobart No 13A es para lámina.Para filete horizontal a alta velocidad y soldaduras en posición plana. Calidad para rayos X, sólo en placa gruesa. Penetración profunda, escoria gruesa, excelente deposición. Lo sustituyen gradualmente el E6024 y el E6027.Para fabricación general donde intervienen deposición rápida y soldadura en posición incómoda. Mínima salpicadura, penetración suave y escoria semigruesa. Se puede usar técnica de arrastre.Para soldadura de filete en acero dulce, generalmente placa gruesa. Excelente deposición, buena calidad, penetración suave, escoria gruesa. Excelente aspecto de la soldadura. Se puede usar técnica de arrastre.Otro electrodo con recubrimiento grueso de hierro en polvo para deposición rápida en especial en soldaduras de filete ranurado o filetes horizontales planos o cóncavos. Este electrodo tiene excelente ductilidad y ha sustituido al E6020 en muchas aplicacio-nes. Se puede usar técnica de arrastre. Este electrodo con polvo ligero es excelente en soldaduras que se van a galvanizar o pintar. No tiene resistencia o ductilidad en comparación con electrodos recubiertos.Para soldaduras con calidad de rayos X y alta resistencia a la tracción. La adición de 0.5% de molibdeno lo hace adecuado para aceros de baja aleación de muchos tipos. Penetración profunda, escoria delgada, deposición promedio.Este electrodo de bajo hidrógeno, con hierro en polvo, es excelente para aceros de baja aleación y aceros dulces en donde se necesitan calidad y confiabilidad. Muy buena deposición, penetración mediana, escoria mediana. Aprobado por MIL –22200 IBUn nuevo electrodo que combina la alta velocidad de deposición del No 24 con la calidad de bajo hidrógeno del LH-718. Se puede usar la técnica de arrastre.

611335A

12212A12A413

447A13A

111111 HT

14A

2424A

27

Sulkote

710

LH-718

LH-728

E-6010

E-6011

E-6012

E-6013

E-6020E-7020

E-6014E-7014

E-6024E-7024

E-6027E-7027

E-4510E-4520

E-7010-A1

E-6018E-7018

E-6028E-7028

3/32 – 1/4 pulg.

3/32 – 1/4 pulg.

3/32 – 5/16 pulg.

1/16 – 5/16 pulg.

1/8 – 5/16 pulg.

3/32 – 5/16 pulg.

3/32 – 5/16 pulg.

1/8 – 5/16 pulg.

1/8 – 5/32 pulg.

1/8 – 3/16 pulg.

3/32 – 1/4 pulg.

1/8 – 5/8 pulg.

Todas lasposiciones

Todaslas posiciones.

Todas lasposiciones

Todas lasPosicioneshasta 3/16”

Filete horizontalplano.

Todas las posiciones hasta 3/16”

Filete horizontal plano.

Filete horizontal plano.

Todas las posiciones



Filete horizontal y plano.

CC inversa

CA; CC directa o inversa

CA; CC polaridad directaCA; CC

polaridad directa o inversa

CA; CC polaridad directa

CA; CC polaridad

directa o inversaCA; CC

polaridad directa o inversa

CA; CC polaridad

directa o inversa

CC polaridad directa

CC polaridad inversa

CA; CC polaridad inversa

CA; CC polaridad inversa

TipoHobart

No AWS yASTM

Aplicación Posición parasoldar

Polaridadcorriente

Gama demedidas

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Tabla 2.4-8 Principales recubrimientos de los electrodos

Automático, poca penetración, para relleno se utiliza en electrodos de corte

Semiautomático, para relleno, poca resistencia

Buena velocidad de fusión, buena penetración, muy sensible a impurezas en el metal base

Para posición horizontal, fusión lenta, bajo rendimiento del material de aporte, buena resistencia

Apropiado para la soldadura en posiciones difíciles (sobrecabeza, vertical) solidificación rápida

Poca escoria, fusión rápida, buena penetración útil para láminas delgadas

Para aceros de mala calidad, para bajos esfuerzos, elevada resistencia

Tipos de revestimiento

Oxidante

Grueso

Delgado

Ácido (sílice y derivados)

Neutro (óxidos inestables)

Rutílico (Rutilo)

Orgánico (Celulosa 20%)

Básico (carbonato y permanganatode calcio con algo de flúor)

NOTA IMPORTANTE: El tamaño, tipo de electrodo y revestimien-to debe ser acorde con los materiales a unir, dimensiones, forma del cordón, posición, requerimientos del equipo dis-ponible, corriente, etc

Tabla 2.4-9 Relación diámetro del electrodo - espesor del material

1/8”

3/32”

5/32”

5/32” a 3/16”

3/16” a 1/4"

1/4”

1/16” a 3/32” (1.5 mm a 2.5 mm)

1/8” a 5/32” (3.0 mm a 4.0 mm)

5/32” a 1/4” (4.0 mm a 6.5 mm)

3/16” a 3/8” (5.0 mm a 9.5 mm)

1/4" a 1/2" (6.0 mm a 13.0 mm)

3/8” a 1” (9.5 mm 25 mm)

Diámetro de electrodo Rango del espesor del material aplicable

2.4.1.5 Aplicaciones de los electrodos, designación de la soldadura y preparación de bordes

Los electrodos más utilizados para aplicaciones específicas

se listan en la tabla 2.4-7 como información general.

Los electrodos pueden ser revestidos de acuerdo a las condiciones atmosféricas con el fin de proteger la unión de elementos indeseables, algunos revestimientos más importantes según la AWS se muestran en la tabla 2.4-8.

El tamaño del electrodo se encuentra relacionado con

continuo. AWS clasifica estos electrodos de acuerdo a: 1) Si se usa o no el dióxido de carbono como una protec-ción separada de gas. 2) Si es aplicación sencilla o de múltiples pasadas. 3) El tipo de corriente 4) La posición de la soldadura y 5) propieda-des mecánicas del metal de aporte. Se pueden conseguir altas tasas de producción de soldaduras con un equipo semiautomático que puede usarse en cualquier posición con el electrodo apropiado.

el espesor de la placa más delgada a unir. Los diámetros sugeridos según la AWS acor-de con el espesor de placa se muestran en la tabla 2.4-9.

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La designación y la represen-tación de las características de la soldadura de acuerdo a la norma AWS se muestra en la figura 2.4-9.

Figura 2.4-9 Designación técnica de la soldadura

SIMBOLO DE ACABADO

SIMBOLO DE ENRASADO

EL ANGULO COMPRENDIDOO AVELLANADO PARA

SOLDADURAS DE TAPON

DIMENSION O CONSISTENCIAPARA SOLDADURAS POR

RESISTENCIA

LÍNEA DE REFERENCIA

ESPECIFICACIONESPROCESOS Y OTRAS

REFERENCIAS

COLA(PUEDE OMITIRSE CUANDONO SE USAN REFERENCIAS)

SIMBOLOS BASICOS DE LASOLDADURAS O DETALLES

DE REFERENCIA

LOS ELEMENTOS OBTENIDOSEN ESTA AREA PERMANECEN

MOSTRADOS CUANDO LA COLAY LA FLECHA SE INVIERTEN

NUMERO DE PUNTOS O PROYECCIONESDE SOLDADURA

FLECHA QUE UNE LA LINEA DEREFERENCIA A LA JUNTA O MIEMBROQUE HA DE ACANALARSE EL LADO DE LA JUNTAHACIA EL CUAL SEÑALA LA FLECHA ES EL LADODE LA FLECHA. LO CERCANO Y LO OPUESTOES EL OTRO LADO.

SIMBOLO DE SOLDADURA EN OBRA

SIMBOLO DE SOLDARTODO ALREDEDOR

PASO (DISTANCIA DE CENTRO ACENTRO PARA SOLDADURASDISCONTINUAS

LONGITUD DE SOLDADURA

APERTURA DE LA RAIZ. PROFUNDIDADDEL RELLENO PARA SOLDADURASDE RANURA Y TAPON

LOCALIZACION NORMAL DE LOS ELEMENTOS DE UN SIMBOLO DE SOLDADURA

PAREJA CONVEXA

CONTORNO SOLDARTODO

ALREDEDORSOLDADURA

EN OBRA

SIMBOLOS BASICOS PARA SOLDADURA DE ARCO Y/O GAS

FILETETAPON

ORANURA

PUNTO DE ARCOO CORDONDE ARCO CUADRADO BISELADO U J ABOCARDADO

EN VBISEL

ABOCAR-DADO

ESPALDAR FUSION ACABADO

REBORDE

TERMINAL ESQUINA

RANURA

Tabla 2.4-10. Simbología para designación de soldadura

Designación de las juntas soldadas

B Junta tope.C Junta esquina.T junta en “T”.

BC junta tope o de esquina.TC junta en “T” o de esquina.BTC junta tope, “T” o de esquina

Símbolos para espesor y penetración de metal baseL espesor limitado, penetración en la junta completa.U espesor ilimitado, penetración en la junta completa.P penetración en la junta parcial.

Símbolos para tipo de soldadura1 De ranura cuadrada.2 De ranura en V sencilla.3 De ranura en doble “V”.4 De ranura de bisel sencillo. 5 De ranura de bisel doble.

6 De ranura de “U” sencilla.7 De ranura de “U” doble.8 De ranura de “J” sencilla9 De ranura de “J” doble10 De ranura abocinada en bisel.

Símbolos para procesos de soldadura si no es soldadura de arcode electrodo recubierto (SMAW)

S soldadura de arco sumergido SAW.G soldadura de arco metálico gaseoso GMAW.F soldadura de arco con núcleo fundente FCAW.

F PlanoH HorizontalV verticalOH Sobrecabeza

Símbolos para posiciones de soldadura

Símbolos para tipos de juntas

Para un mejor resultado la norma AWS recomienda una preparación de los bordes para los elementos a unir, a continuación se citan algu-nos ejemplos:

Figura 2.4 10. Preparación de bordes para configuración a tope

1.00 mm

Si t

t

3mm (1/8”)

Electrodo = 3mm

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Figura 2.4-11. Preparación de bordes para configuración en “t”

2.4.1.6 Ecuaciones de diseño de conexiones soldadas

A continuación se presentan las ecuaciones de diseño para las configuraciones más em-pleadas en la obra de perfiles estructurales formados en frío, acorde con la norma del Instituto americano del hie-rro y el acero (American Iron and Steel Institute, AISI)

a) Soldadura de ranura de juntas a tope

Resistencia a la tensión o compresión pura normal so-bre el área efectiva o paralela al eje de la soldadura:

Resistencia al cortante puro sobre el área efectiva: se debe escoger el valor más pequeño entre las siguientes relacio-nes.

Ec. 2.4.1-1yen FLTP =

Ec. 2.4.1-3

Ec. 2.4.1-2

0.90=

xxen F0.6LTP =

0.80=

3FLTP ye

n =

= Resistencia nominal de soldadura de ranura= Longitud de la soldadura= Tamaño de la garganta efectiva= Esfuerzo de tensión de los materiales del metal base= Esfuerzo de tensión del electrodo

nP

LeT

yF

xxF

b) Punto de soldadura de arco Se permite el uso de este tipo de soldadura para soldar láminas de acero a los miem-bros de apoyo con mayor espesor o entre láminas en posición plana.

Punto de soldadura de arco sometida a cortante

Al realizar los puntos de soldadura de arco, pueden utilizarse arandelas de sol-daduras para incrementar el área efectiva de fusión.

Estas arandelas se pueden encontrar con espesores entre 1.27 mm y 2.03 mm, con un agujero previamente punzonado de 9.53 mm de diámetro. Además, deben ser usadas cuando el espe-

Figura 2.4-12 Configuración de puntos de soldadura de arco y distancia mínima de borde

Ec. 2.4.1-5

Ec. 2.4.1-4

= Carga cortante aplicada= Esfuerzo de tensión último= Espesor total de la(s) lámina(s) de metal base que se encuentra sometido a cortante

Para

Para

P

t

tFP

eu

mín =

1.08F/ sy ≥

0.70=

1.08F/F syu <0.60=

Fu

Fu

sor de la placa más delgada es menor a 0.711 mm, y no debe utilizarse para espesores mayores a 3.81 mm.

Por otro lado, el punto de soldadura de arco debe estar a una distancia mínima del borde de la lámina o de otro punto de soldadura adya-cente acorde con la siguiente expresión:

1.50 mm

Si t

t

6.35mm (1/4”)

Arandelapara soldar

Punto de soldadurade arco

Lámina

Miembro de apoyo

minmin

Arandela Oreja opcional

BordeBorde

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Ec. 2.4.1-5

Ec. 2.4.1-4

= Carga cortante aplicada= Esfuerzo de tensión último= Espesor total de la(s) lámina(s) de metal base que se encuentra sometido a cortante

Para

Para

P

t

tFP

eu

mín =

1.08F/ sy ≥

0.70=

1.08F/F syu <0.60=

Fu

Fu

Ec. 2.4.1-7

Ec. 2.4.1-8

Ec. 2.4.1-9

Para

Para

Para

Ec. 2.4.1-6

xx

2e

n F0.754d

Pπ

=

0.60=

( )u

a FE0.815t/d ≤

uan Ftd2.20P =0.70=

( )

u

au

FE1.397

t/dFE0.815 <<

uaa

un Ftd

t/dF

E5.5910.280P

+=

0.55=

( )u

a FE1.397t/d ≥

uan Ftd1.40P =

0.50=

...

...

Ec. 2.4.1-7

Ec. 2.4.1-8

Ec. 2.4.1-9

Para

Para

Para

Ec. 2.4.1-6

xx

2e

n F0.754d

Pπ

=

0.60=

( )u

a FE0.815t/d ≤

uan Ftd2.20P =0.70=

( )

u

au

FE1.397

t/dFE0.815 <<

uaa

un Ftd

t/dF

E5.5910.280P

+=

0.55=

( )u

a FE1.397t/d ≥

uan Ftd1.40P =

0.50=

...

...

= Diámetro efectivo del área fundida en el plano de máximo cortante= Diámetro visible de la superficie exterior del punto de soldadura de arco= Diámetro promedio del punto de soldadura de arco en el medio del espesor de “t” donde para una lámina o múltiples láminas sin exceder 4 de estas traslapadas encima del miembro de apoyo de mayor espesor= Modulo de elasticidad del acero

ed

d

ad

( )tdda −=

E

donde,

Para cada punto de soldadura de arco entre la(s) lámina(s) y el miembro de apoyo de mayor espesor, se debe esco-ger el valor de la resistencia más pequeño obtenido de las siguientes expresiones:

Figura 2.4-13. Punto de soldadura de arco entre lámina y miembro de soporte

Figura 2.4-14 Punto de soldadura de arco entre láminas

La resistencia de diseño a cortante para uniones entre láminas se rige a partir de la siguiente ecuación, cuando se cumplan las siguientes limitaciones:

Ec. 2.4.1-10

( )( )( ) mm1.61tmm0.713

FF2)ksi59(MPa407F1

uxx

u

≤≤>

≤

uan Ftd1.65P =

0.70=

Punto de Soldadura de arco sometida a Tensión

La resistencia al esfuerzo de tensión nominal para cada una de las cargas concentra-das en puntos de soldadura de arco en conexiones se de-termina a partir del mínimo valor obtenido de las siguien-tes expresiones, teniendo en cuenta las siguientes limita-ciones:

Ec. 2.4.1-11

Ec. 2.4.1-12

Para aplicaciones de paneles ytableros:

Para todas las otras aplicaciones:

( )( )( )( )( ) uxx

u

xx

min

ua

FF5)ksi82(MPa565F4)ksi60(MPa410F3

de2kN13.34Ftd1

>≤≥≥≤

Fxx4d

Pn2

eπ=

ua

2

yu FtdF

F0.8Pn

=

0.60=

0.50=

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c) Cordones de soldadura de arco

Los cordones de soldadura de arco amparados por la AISI se realizan con las siguientes configuraciones: soldadura entre lámina delgada y el miembro de apoyo de mayor espesor en la posición plana y entre láminas en posición horizontal y plana.

Ec. 2.4.1-13

Ec. 2.4.1-14

xxe

2e

n F0.75Ld4d

P

+

π=

( )aun d0.96L0.25tF2.5P +=

0.60=

Figura 2.4-15. Cordones de soldadura de arco

d) Soldadura de Filete

Se aplican a las uniones de soldadura en cualquier

posición entre láminas y entre lámina y miembro de apoyo de mayor espesor. La soldadura de filete es uno de los tipos de soldadura más usado y se diseña a cortante, es decir, se considera que las cargas externas soportan fuerzas cortantes en el área de la garganta de la soldadu-ra. Al no tomar en cuenta el esfuerzo normal en la gar-ganta, los esfuerzos cortantes se incrementan lo suficiente para hacer que el modelo sea conservador.

Para realizar un adecuado procedimiento se debe selec-cionar a priori un conjunto de especificaciones como: pa-trón del cordón de soldadura, electrodo, tipo de soldadura, longitud de la soldadura; lo anterior para determinar el adecuado tamaño del cateto de soldadura (W1 o W2).

2.4 16. Soldadura de filete

Figura 2.4-17. Soldadura de filete sometida a cargas longitudinales y transversales.

a) y b) Soldadura de filete sometida a carga transversal.

c) Soldadura de filete sometida a carga longitudinal

La resistencia de diseño a cortante del metal base adya-cente a la soldadura de filete depende de la dirección de aplicación del mismo, longi-tudinal o transversalmente, y se determina con las expre-siones:

Para cargas longitudinales:

Para cargas transversales:

Ec. 2.4.1-15

Ec. 2.4.1-16

Ec. 2.4.1-17

Ec. 2.4.1-18

un LtFt

L0.011P

−=

0.60=

0.60=

un LtF0.75P =

25t/L <, para

, para

Paranominal determinada ante-riormente no debe exceder:

la resistencia

= Garganta efectivadonde,

25t/L ≥

0.50=

un LtFP =

0.65=mm2.54t >

xxwn FLt0.75P =

wt

minmin

BordeBorde

Ancho

La resistencia de diseño a cortante de los cordones de soldadura de arco se determi-na con el mínimo valor de las siguientes expresiones:

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e) Soldaduras abocinadas

Este tipo de soldaduras que-dan cubiertas por esta espe-cificación cuando se sueldan uniones en cualquier posición entre: láminas para soldadura de ranura abocinada en V, láminas para soldaduras de ranura abocinadas en bisel y entre lámina a miembro de soporte de mayor espesor para soldaduras de ranura abocinadas en bisel.

Para cargas longitudinales:

Para cargas transversales:

Ec. 2.4.1-15

Ec. 2.4.1-16

Ec. 2.4.1-17

Ec. 2.4.1-18

un LtFt

L0.011P

−=

0.60=

0.60=

un LtF0.75P =

25t/L <, para

, para

Paranominal determinada ante-riormente no debe exceder:

la resistencia

= Garganta efectivadonde,

25t/L ≥

0.50=

un LtFP =

0.65=mm2.54t >

xxwn FLt0.75P =

wt

Figura 2.4-18. Soldadura de ranura abocinada

Ec. 2.4.1-19

Ec. 2.4.1-20

Ec. 2.4.1-21

Ec. 2.4.1-22

Resistencia de diseño acortante de una soldadura deranura en bisel sometida auna carga transversal:

Resistencia de diseño acortante de una soldadura deranura en bisel sometida auna carga longitudinal:

Para o si la altura dela pestaña, h, es menor que lalongitud de la soldadura, L:

un FLt0.833P =0.60=

un FLt0.75P =

0.55=

0.55=

t2tt w <≤

Para con la altura dela pestaña, h, igual ó másgrande que la longitud de lasoldadura, L:

Además para laresistencia nominal deter-minada anteriormente nodebe exceder:

t2t w ≥

un LtF1.50P =

mm2.54t >

xxwn FLt0.75P =

0.60=

2.4.1.7 Inspecciones de la soldadura

Los 4 métodos de inspección de soldadura más comunes son:

Inspección Visual (VT)

La inspección visual provee la propuesta más económica para revisar la calidad de la soldadura. Es ideal para inspeccionar soldaduras de

una pasada, limitándose a detectar imperfecciones sólo superficialmente. Es espe-cialmente efectiva cuando se tiene en cuenta, además de la revisión detallada de la junta y una limpieza previa a la soldadura, un cuidado en la ejecución de la misma.

Tintas Penetrantes (DPT)

En esta prueba se aplica una tinta roja que penetra cual-quier grieta o hendidura de la soldadura para mostrarla superficialmente. Luego de remover el exceso de tinta, se aplica un revelador blan-co. Cuando hay presencia de grietas, la tinta roja se filtra a través del revelador, produciendo una imagen roja visible. Esta técnica podría usarse para detectar grietas pequeñas mientras se encuentren expuestas a la su-perficie. Sin embargo, se debe tener cuidado al momento de emplearla, ya que superfi-cies con pequeñas ralladuras pueden dar indicios de una falsa grieta.

Partículas Magnéticas (MT)

En esta inspección se aplica una corriente magnetizada en la estructura de elementos soldados. El campo magnéti-co inducido se distorsionará por cualquier grieta, junta, inclusiones, etc., ubicadas aproximadamente a 2.54 mm de la superficie. Se esparcirá

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un polvo magnético seco en la superficie el cual se agru-pará a dichas discontinuida-des dejando evidencias del tamaño, ubicación y forma de las mismas. Este método detectará grietas superficia-les que contengan escoria o contaminantes que las tintas penetrantes (DPT) no pue-den detectar.

Prueba de ultrasonido (UT)

Este método es similar al funcionamiento de un radar y opera bajo el princi-pio llamado pulso-eco. Un corto pulso de sonido de alta frecuencia se introduce en el metal. Ayuda a detectar cualquier discontinuidad presente (ubicación y el área de la misma) utilizando los reflejos de la onda de sonido.

El UT puede detectar en favorables orientaciones, discontinuidades planas menores de 0.4 mm que son difíciles de detectar. Sin embargo, se limita a ciertas geometrías de juntas y miem-bros con espesores mayores a 7.94 mm.

2.4.1.8 Consideraciones económicas

El costo del material de apor-te excede considerablemente el costo de cualquier otro ma-terial en una estructura. Sin embargo, se puede alcanzar un ahorro significativo se-

leccionando el tipo y arreglo de soldadura apropiado, que requiera la mínima cantidad de material de aporte y tiem-po de depósito. La selección del personal con experiencia en soldadura influye en la reducción del costo de la estructura.

a. Posición de soldadura

En una posición plana, el de-pósito de material puede ha-cerse más rápido por acción de la gravedad, por lo que se pueden utilizar electrodos de gran longitud y elevadas co-rrientes. En posición vertical y sobrecabeza, los diámetros de los electrodos superiores a 4 mm producen charcos de metal fundido con tensiones superficiales y fuerzas de arco, los cuales son incapaces de soportar la fuerza de gra-vedad causando que el metal de soldadura se corra. Resulta más económico diseñar en posiciones plana y horizontal para soldaduras de filete de una pasada sencilla (no ma-yores a 8 mm), ya que la ve-locidad de depósito es 4 veces más rápida que en la posición vertical y sobrecabeza.

b. Tipo de Soldadura

En la posición plana, los pro-cesos SAW, GMAW o FCAW son más económicos que el SMAW. Es conveniente que el diseñador especifique el tipo de soldadura a usar. La soldadura de filete es la más

económica y debe ser selec-cionada en aplicaciones para la cual la de ranura no sea requerida. Adicionalmente, la soldadura de filete es la que menos distorsión genera en el material base. Sin embar-go, la soldadura de ranura presenta mejor desempeño ante cargas dinámicas. Si se requiere penetración comple-ta de juntas de soldadura de ranura, es necesario realizar pruebas no destructivas, las cuales elevan los costos.

Las soldaduras de filete en un agujero requieren menos metal de aporte que una soldadura de ranura (slot weld) del mismo tamaño. Cabe aclarar que, el diámetro de los agujeros y anchos de la soldadura de filete deben ser un poco más grandes que las de soldadura de ranura en metales con el mismo espesor para facilitar la inclinación necesaria del electrodo.

c. Volumen de metal de aporte

Las soldaduras sobredimen-sionadas consumen material de aporte y tiempo de trabajo adicionales, generando costos innecesarios en la conexión. Así que, es importante usar el tamaño adecuado de soldadura requerido para el esfuerzo o uno por encima del tamaño de soldadura mínimo de la Especificación del DCCR (LRFD).

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Mientras la resistencia de una soldadura de filete es directamente proporcional a su tamaño, el volumen del metal de aporte se incremen-ta cuadráticamente con el tamaño de la soldadura. Por esta razón, es mejor especi-ficar una soldadura de filete larga de menor garganta que una corta de mayor garganta.

Las soldaduras de ranura dobles (de bisel doble, en V doble, J doble y U doble) son generalmente más económi-cas que una soldadura simple del mismo tipo, ya que usan menos material de aporte. Como un beneficio adicio-nal, la simetría obtenida resulta con menos esfuerzo de distorsión rotacional. Sin embargo, las soldaduras dobles requieren más labor en la preparación de bordes y limpieza apropiada de la raíz de la soldadura previo al comienzo de la misma en el segundo lado. También, puede aumentar el costo si la pieza tiene que ser reubicada para desempeñar la soldadura en el segundo lado. Por esta razón, se recomienda una soldadura simple en espesores por encima de 25.4 mm.

Donde se requieran soldadu-ras de ranura simple o doble, se pueden usar de bisel o de ranura en V, las cuales son generalmente menos costosas por lo que pueden ser corta-das por soplete. Las solda-duras de ranura en J y en U

son más costosas debido a que deben tener una mayor planificación.

d. Tiempo de depósito

Los tamaños de soldadura de filete hasta de 7.94 mm deben ser depositados en pasadas simples cuando las posiciones sean plana y horizontal. Las soldaduras de gran tamaño deben ser depositadas en múltiples pasadas las cuales requerirán un mayor tiempo y conside-rable metal de aporte. Así, los tamaños de soldaduras de filete no superiores de 7.94 mm, en lo posible, resultarán en un ahorro significativo de tiempo de depósito, material de aporte y costo.

e. Experiencia del perso-nal

El ingeniero de la obra debe cerciorarse de la habilidad de los soldadores y operadores de las máquinas de soldar en los procedimientos de sol-dadura. Lo anterior influye en poder obtenerse ahorros económicos significativos.

2.4.1.9 Reducción de las reparaciones en soldaduras

Se pueden minimizar los costos por reparación de soldaduras, si el diseñador tiene en cuenta la posibilidad de desgarramiento laminar, agrietamiento por fatiga, desarrollo de muescas, y bajo

impacto de dureza al diseñar conexiones de soldadura.

a. Desgarramiento lami-nar

El desgarramiento laminar es la separación o grieta en el metal base causado por de-formaciones por contracción de la soldadura a lo largo del espesor. Cuando el acero es laminado en caliente, sulfa-tos u otras inclusiones redu-cen la resistencia del acero en la dirección del espesor más que en la dirección longitudi-nal o transversal.

Aunque existen técnicas que permitan la producción de acero de bajo sulfuros re-sistentes al desgarramiento laminar y la ASTM A770 propone métodos de prueba para medir la resistencia en la dirección del espesor del metal base, es difícil asegurar por completo la posibilidad de evitar el desgarramiento laminar, ya que es un fenó-meno inherente del material aun si tiene elevadas propie-dades mecánicas. Debido a esto, el detalle de la junta resulta ser de mayor impor-tancia para prevenirlo.

Algunos diseños de juntas son inherentemente suscepti-bles al desgarramiento lami-nar, que puede ser detectado con UT y son mostradas con detalles mejorados en las siguientes figuras.

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Este fenómeno puede pre-sentarse en conectores de cortante, entre la vigueta y la losa de Metaldeck. Las fórmulas del AISI tienen en cuenta este efecto.

Figura 2.4-19. Configuración de detalle mejorado de juntas para evitar el desgarramiento laminar

Detalle mejoradoDetalle susceptible



Figura 2.4-20. Detalle mejorado de la conexión mediante una cartela para evitar el desgarramiento laminar

Detalle susceptible

Detalle mejorado

Se puede minimizar la pro-babilidad de desgarramiento laminar mediante un buen diseño de junta y apropiados procedimientos de soldadu-ra. El diseño de junta debe minimizar el tamaño de la soldadura y por lo tanto las deformaciones resultantes por contracciones. Soldaduras con procesos de bajo hidró-geno y efectivo precalenta-miento también tienden a minimizar el desgarramiento laminar.

b. Agrietamiento por fatiga

Debido a su rigidez inhe-rente, los miembros solda-dos están sujetos a severas restricciones por cargas de

servicio ante la presencia de variaciones de esfuerzos. En una estructura bajo carga dinámica, la fatiga agrieta las imperfecciones a una tasa proporcional al esfuer-zo y al número de ciclos de carga. Un cambio gradual de sección ayuda a minimizar estas concentraciones. La re-sistencia de una junta a tope en miembros a tensión, por ejemplo, puede ser mejorada aproximadamente en 25% por un pulido a ras en el refuerzo de soldadura. Toda imperfección en el área de tensión debe ser limpiada.

c. Aparición de muescas

Cuando un miembro está sujeto a movimiento lateral, se produce una muesca apre-ciable a un lado del mismo. En la Figura 2.4 21, para la junta soldada en filete sujeta a cargas laterales, el lado sin soldar no tiene resistencia en tensión y se puede formar una muesca. Usando una sol-dadura de filete en cada lado se elimina esta condición. También se aplica para juntas

Figura 2.4-21. Junta susceptible a la apa-rición de muesca

Lado debil

Muesca

Lado fuerte

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de soldadura de ranura con penetración parcial.

d. Golpes de Arco

Ocurren si la vara de solda-dura del punto de trabajo se levanta mientras la corriente está fluyendo, o durante la prueba de partículas magné-ticas cuando la punta mag-nética se levanta del punto de trabajo mientras fluye la corriente. No necesita ser removido en estructuras cargadas estáticamente.

e. Electrodos correspon-dientes

Se permite el uso de electro-dos de un nivel de resisten-cia mayor que la junta. Los grados de acero estructural típicos con Fy igual a 252 MPa (36 ksi) y 350 MPa (50 ksi) se sueldan normalmente con un electrodo de 490 MPa (70 ksi) resistencia nominal, indicado como E70XX para SMAW.

f. Limpieza para la solda-dura

Es necesaria la limpieza del área de trabajo para permi-tir al soldador realizar una soldadura apropiada.

2.50

10.00

2.00

0.70

1.00

Dimensiones en metros

Figura 2.4-22. Pórtico analizado

2.4.1.10 Ejemplo de aplica-ción de soldadura de filete

Se tiene un pórtico como el mostrado en la Fig. 2.4-22, se

A partir del programa estruc-tural de ACESCO, Arquimet, se analiza el pórtico aplican-do las combinaciones de car-ga correspondientes al DEA. Se desea diseñar la soldadura que une la columna a la placa base de anclaje como se ob-serva en la siguiente figura.

Figura 2.4-23 Estado de carga y configu-ración de la soldadura de filete

160mm 220mm

El perfil PHR C 220 x 80 con espesor de 2.0 mm (calibre 14) grado 50 en sección cajón resiste adecuadamente a las solicitaciones mencionadas anteriormente.

Solución

Siguiendo con el proce-dimiento recomendado anteriormente, se deben seleccionar a priori las especi-ficaciones de la soldadura:

a) Acorde con la Tabla 2.4 7, un electrodo apropiado para este tipo de aplicaciones es el E6011.b) El diámetro del electrodo debe ser de 2.38125 mm (3/32’’) como se observa en la Tabla 2.4 9.c) El patrón de soldadura será filete en los dos lados corres-pondientes a la dimensión

Tabla 2.4-11. Solicitación de la soldadura

Tipo de solicitación Efecto por cargas de servicioFuerza axial, P 2.017 Ton 20.17 kN

Fuerza cortante, V 0.933 Ton 9.33 kN

Momento flector, M 0.845 Ton.m 8.45 kN.m

estima que las cargas muer-tas son de 90 kgf/m (0.9 kN/m) y las cargas vivas de 210 kgf/m (2.1 kN/m).

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Los valores de la compre-sión y de la fuerza cortante se distribuyen entre los dos cordones de soldadura, generando las fuerzas Pt y Pv. El momento flector debe descomponerse en un par de fuerzas equivalentes (PM), de tal forma que la soldadura crítica será aquella que resis-ta la combinación resultante de las cargas.

Fuerza resultante aplicadasobre la soldadura:

Se halla el valor de lalongitud mínima del cordónde soldadura para la fuerzacalculada:

kN10.09cordones2

kN20.17Pt ==

kN4.67cordones2

kN9.33Pv ==

kN38.41m0.22

m_kN8.45PM ==

( ) ( )2v

2Mt PPPP ++=

( ) ( )kN48.72

4.6738.4110.09P 22

=++=

Ω= uLtFP

2.35)m/kN10460)(m0.002(L

kN48.7223×

=

mm124L =

Por simplicidad, la longitud del cordón de la soldadura L se tomará en toda la medida del ancho del perfil L = 160 mm

Verificación de la soldadura sometida a corte transversal

Sobre la dimensión del ancho se coloca un cordón de 160 mm de cada lado y como practica adicional se reco-mienda sobre la dimensión de la altura coloca un cordón adicional.

2.55)m/kN10420)(m0.160(0.75

tkN48.7223

w

×

=Ω

= xxwFLt75.0P

mm2.5tw =

Figura 2.4-24. Carga neta sobre soldadura de filete

del ancho de la sección cajón, Figura 2.4 23.d) Resistencia del acero a la tensión: Fu = 460 MPa

Verificación de la resistencia a cortante transversal del material base adyacente a la soldadura

Se determinará la longitud mínima de soldadura que se ha de aplicar (ancho = 160 mm), cuando se aplican las cargas en la conexión.

2.4.2 Conexiones pernadas y atornilladas

Las tuercas y los tornillos de un diseño podrían pare-cer uno de los aspectos de menor interés, pero el éxito o fracaso de un diseño tal vez dependa de la selección adecuada y el empleo de sus sujetadores. Las uniones

Figura 2.4-25. a) Longitud y configuración final de la soldadura b) Detalle técnico de la soldadura

160mmSoldaduraadicional

E60112.5mm

160mm

Sobre cada cordón de solda-dura se aplica la misma carga P calculada anteriormente. A continuación, se halla el valor mínimo del tamaño de garganta tw.

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mediante elementos roscados son un sistema de unión que tiene como objetivo realizar las siguientes funciones: Unir o juntar los elementos, ajustar y/o sellar, transmitir las cargas entre los miembros o hacia el entorno y sobre-todo realizan la unión entre los elementos garantizando la independencia y desmon-tabilidad de los elementos a unir. Este proceso, además de ser rápido, requiere mano de obra menos especializada que cuando se trabaja con rema-ches y soldadura. Estos fac-tores dan a las juntas atorni-lladas una ventaja económica en comparación con los otros tipos de conexión, aunque el costo de adquisición de un remache es más económico que el de un tornillo, el costo total de la conexión ator-nillada es menor que el de la construcción remachada debido a los bajos costos de mano de obra y equipos, y al menor número de tornillos requerido para resistir las mismas cargas.

Las desventajas más im-portantes que se pueden enunciar son: Tendencia al aflojamiento ante cargas dinámicas y vibraciones, cuando se usan se introducen concentradores de esfuerzos en los elementos a unir, nece-sitan operaciones de mecani-zado previo sobre las partes.

Los tipos de elementos rosca-dos que se pueden encontrar

(Perno)

(Tornillo)

(Espárrago)

Figura 2.4-26. Tipos de elementos roscados

Los conceptos básicos que se manejan en la nomenclatura de los pernos son:

• Diámetro Básico Mayor (D): Es el diámetro del cilin-dro donde están contenidas las crestas del hilo roscado.• Diámetro Básico Menor (dm): Es el diámetro del cilin-dro donde están contenidas las raíces del hilo roscado.• Paso (P): Es la distancia axial que hay entre dos pun-tos correspondiente de hilos adyacentes.• Avance: Es la distancia axial que avanza un elemen-to roscado al dar una vuelta.• Flanco: Es la superficie late-ral de la rosca que conecta la raíz con la cresta.• Ángulo de rosca: es el ángulo entre dos flancos de hilos adyacentes.

Figura 2.4-29. Partes de un perno

Diametro mayorDiametro medioDiametro menor

Paso p

RaízCresta Angulo de la rosca 2

45º Bisel

en el mercado se clasifican como sigue:

• Pernos: Se utilizan para elevadas cargas, están conce-bidos para trabajar con tuerca y para apretarse por ella, tienen rosca solo en parte de su longitud.• Tornillos: Tienen rosca en toda su longitud, se aprietan por la cabeza del tornillo y trabajan normalmente sobre agujeros roscados.• Tuercas: Elementos de cor-ta longitud con rosca interna. Pueden ser de mariposa, de seguridad o contratuercas.• Espárragos: No tienen ca-beza, permiten alineamiento y facilitan el montaje.• Accesorios: Elementos de retención y seguridad. Arandelas planas, pasadores, arandelas dentadas, etc.

2.4.2.1 Área de esfuerzo de elementos roscados

Cuando un elemento ros-cado es sometido a tensión, su resistencia a la tensión se define mejor en función del promedio de los diámetros menor y medio, de acuerdo a:

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Los pernos deben instalarse y apretarse para alcanzar un comportamiento satisfactorio de las conexiones involu-cradas bajo las condiciones usuales de servicio.

Los pernos y tornillos para aplicaciones estructurales o para cargas elevadas deberán seleccionarse con base en su resistencia a la prueba Sp, que es el esfuerzo al cual el perno empieza a tomar una deformación permanente, y es cercana a, pero inferior que, el límite de fluencia elástico del material.

Es práctica común precargar la unión apretando los pernos con un par de torsión sufi-ciente para crear cargas a ten-sión cercanas a su resistencia de prueba. Para ensambles cargados estáticamente, a veces se utiliza una precarga que genere un esfuerzo en el perno tan elevado como el 90% de la resistencia de prue-ba. Para ensambles cargados dinámicamente, se utiliza comúnmente una precarga

Ec. 2.4.2-1

2rm

t 2dd

4A

+π

=

de 75% de la resistencia de prueba.

El par de apriete es una fun-ción de la precarga requerida, de factores o parámetros propios de la geometría de las roscas y de las fuerzas de fricción entre los hilos, la cabeza del sujetador o la tuerca con las partes a unir. A su vez, las fuerzas de fricción dependen de la precarga misma y del factor de fricción, este último está determinado por el grado de acabado de las superficies en contacto y por la presencia o no de lubricante.

Los huecos para pernos no deben exceder los tamaños especificados en la Tabla 2.4 12, excepto en los detalles de bases de columnas y sistemas estructurales conectados a paredes de concreto en donde pueden usarse hue-cos de mayor diámetro. En las conexiones atornilladas deben usarse huecos están-dares, excepto cuando sean aprobados por el diseñador, huecos con sobretamaño o alargados. La longitud de los huecos alargados debe ser normal a la dirección de la carga cortante. Se deben

2.4.2.2 Espaciamiento y distancia

La mínima distancia en-tre centros de huecos para pernos y tornillos no debe ser menor que tres veces el diá-metro nominal del elemento roscado ( ). También, la dis-tancia del centro de cualquier hueco estándar al extremo u otro borde del miembro de la conexión no debe ser menor que.

2.4.2.3 Tensión en la parte conectada a. En pernos

Ec. 2.4.2-3

Ec. 2.4.2-4

• Cuando se tienen arandelastanto debajo de la cabeza delperno como de la tuerca.

Para un solo perno, o pernosen línea perpendicular a lafuerza

Para varios pernos en líneaparalelos a la fuerza

Para conexiones con cortedoble (Ver Figura 2.4 30)

Ec. 2.4.2-2tnn FAP =

( ) uut FFs/d31.0F ≤+=

ut FF =

0.65=Tabla 2.4-12. Tamaño máximo de huecos para pernos, mm

Diámetronominal del

perno, dmm

Diámetro del hueco estándar, d

mm

Diámetrodel hueco

agrandado, dmm

Dimensiones delhueco alargado de

ranura cortamm

Dimensiones delhueco alargadode ranura larga

mm12.7<

12.7≥

)d+0.8(

)d+1.6(

)d+1.6(

)d+32(

)d+6.4()d+0.8( ×

)d+6.4()d+1.6( ×

)d2.5()d+0.8( ×

)d2.5()d+1.6( ×

instalar arandelas o platinas de respaldo sobre huecos con sobretamaño o alargados en una capa externa a menos que se demuestre por medio de ensayos de carga que su comportamiento es adecua-do.

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Ec. 2.4.2-3

Ec. 2.4.2-4

• Cuando se tienen arandelastanto debajo de la cabeza delperno como de la tuerca.



Para conexiones con cortedoble (Ver Figura 2.4 30)

Ec. 2.4.2-2tnn FAP =

( ) uut FFs/d31.0F ≤+=

ut FF =

0.65=

Figura 2.4-30. Conexión con corte doble

Figura 2.4-31. Conexión con corte sencillo

• Cuando no se tienen aran-delas debajo de la cabeza del perno y de la tuerca, o sólo se tiene una arandela bien sea debajo de la cabeza del perno o de la tuerca:

Para conexiones con corte sencillo (Ver Figura 2.4 31)

φ= 0.65

P/2

P/2

P

PP

Ec. 2.4.2-6



= Área neta de la parte conectada= espaciamiento de los pernos perpendicular a la línea de esfuerzo. En caso de un perno sencillo, s = ancho de la lámina= diámetro nominal del perno= Resistencia a la tensión de la parte conectada

Ec. 2.4.2-5

= 0.65

( ) uut FFs/d2.5F ≤=

ut FF =

nA

s

duF

Ec. 2.4.2-6



= Área neta de la parte conectada= espaciamiento de los pernos perpendicular a la línea de esfuerzo. En caso de un perno sencillo, s = ancho de la lámina= diámetro nominal del perno= Resistencia a la tensión de la parte conectada

Ec. 2.4.2-5

= 0.65

( ) uut FFs/d2.5F ≤=

ut FF =

nA

s

duF

b. En tornillos

Para tornillos sometidos a tensión, el diámetro del tornillo o de la arandela (si la hay) dh ó dw debe ser mínimo de 7.94 mm y las arandelas de espesor mínimo de 1.27 mm. La resistencia nominal a tensión del torni-llo debe ser menor que algu-no de las siguientes valores:

• Resistencia al desgarra-miento del tornillo (Pull-out)

• Resistencia al desgarra-miento del miembro que está en contacto con la cabeza del tornillo (Pull-over)

Ec. 2.4.2-72ucnot Fdt0.85P =

Ec. 2.4.2-81uw1nov Fdt1.5P ′=

Debe tomarse como la resis-tencia nominal a tensión del tornillo según el fabricante, Pts.

= Diámetro nominal del tornillo= Diámetro efectivo de aplastamiento del tornillo5 = Resistencia nominal al desgarramiento del material que no está en contacto con la cabeza del tornillo= Resistencia nominal al desgarramiento del material que está en contacto con la cabeza del tornillo= Resistencia nominal a tensión del tornillo según el fabricante= La menor entre la distancia de penetración del tornillo y t2 = Espesor del miembro que en contacto con la cabeza del tornillo o la arandela= Espesor del miembro que no está en contacto con la cabeza del tornillo o la arandela= Resistencia a tensión del miembro en contacto con la cabeza del tornillo o la arandela= Resistencia a tensión del miembro que no está en contacto con la cabeza del tornillo la arandela

d

wd ′

notP

novP

tsP

ct

1t

2t

1uF

2uF

Donde,

= 0.50

= Diámetro nominal del tornillo= Diámetro efectivo de aplastamiento del tornillo5 = Resistencia nominal al desgarramiento del material que no está en contacto con la cabeza del tornillo= Resistencia nominal al desgarramiento del material que está en contacto con la cabeza del tornillo= Resistencia nominal a tensión del tornillo según el fabricante= La menor entre la distancia de penetración del tornillo y t2 = Espesor del miembro que en contacto con la cabeza del tornillo o la arandela= Espesor del miembro que no está en contacto con la cabeza del tornillo o la arandela= Resistencia a tensión del miembro en contacto con la cabeza del tornillo o la arandela= Resistencia a tensión del miembro que no está en contacto con la cabeza del tornillo la arandela

d

wd ′

notP

novP

tsP

ct

1t

2t

1uF

2uF

Donde,

= 0.50

5 Para la determinación del valor del diámetro efectivo de desgarramiento, remitirse a la sección E.4.4.2 de la norma AISI mencionada en el numeral 2.1

2.4.2.4 Fuerza cortante en la parte conectada

a. En pernos

La resistencia de diseño a cortante de la parte conec-tada a lo largo de dos líneas paralelas en la dirección de la fuerza aplicada, se debe determinar así:

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

38 Donde,

= Resistencia nominal del perno= Distancia medida en la línea de la fuerza desde el centro del hueco estándar al borde más cercano de un hueco adyacente o al borde de la parte conectada= Espesor de la parte conectada más delgada= Resistencia a la tensión de la parte conectada= Punto de fluencia de la parte conectada

cuando

cuando

Ec. 2.4.2-9un FetP =

1.08FF

sy

u ≥

0.70=

0.60=

1.08FF

sy

u <

nP

e

t

uF

syF

b. En tornillos

• Resistencia nominal al cor-tante de la conexión limitada por inclinación (tilting) y aplastamiento (bearing)

La resistencia nominal acortante para cada tornillo, , es:

Para , es el menorde:


Para , secalcula con una interpolaciónlineal entre los dos casosanteriores.

Ec. 2.4.2-10

Ec. 2.4.2-11

Ec. 2.4.2-12

Ec. 2.4.2-13

Ec. 2.4.2-14

0.50=

nsP

nsP

nsP

nsP1.0t/t 12 ≤

u2/13

2ns F)dt(4.2P =

1u1ns Fdt2.7P =

2u2ns Fdt2.7P =

2.5t/t 12 ≥

1u1ns Fdt2.7P =

2u2ns Fdt2.7P =

2.5t/t1.0 12 <<

La resistencia nominal acortante para cada tornillo, , es:



Para , secalcula con una interpolaciónlineal entre los dos casosanteriores.

Ec. 2.4.2-10

Ec. 2.4.2-11

Ec. 2.4.2-12

Ec. 2.4.2-13

Ec. 2.4.2-14

0.50=

nsP

nsP

nsP

nsP1.0t/t 12 ≤

u2/13

2ns F)dt(4.2P =

1u1ns Fdt2.7P =

2u2ns Fdt2.7P =

2.5t/t 12 ≥

1u1ns Fdt2.7P =

2u2ns Fdt2.7P =

2.5t/t1.0 12 <<

Resistencia a cortante de laconexión por la distancia alborde

Resistencia a cortante deltornillo

Debe tomarse como la resis-tencia nominal a tensión deltornillo según el fabricante,

= Distancia paralela a la línea de acción de la fuerza desde el centro del agujero hasta el borde más cercano de la parte conectada= Resistencia a la tensión de la lámina donde se mide la e.

Donde,

Ec. 2.4.2-15

0.50=

uns FetP =

ssP0.63≥

e

uF

2.4.2.5 Resistencia al aplas-tamiento

Resistencia sin tener en cuenta la deformación del agujero del perno

= Factor de aplastamiento de acuerdo a la Tabla 2.4 13= Factor de modificación de acuerdo a la Tabla 2.4 14= Diámetro nominal del perno= Espesor de la lámina sin el recubrimiento= Resistencia a la tensión de la lámina

Donde,

Ec. 2.4.2-16

0.60=

ufn FtdmCP =

C

fm

d

t

uF

Ec. 2.4.2-17

Resistencia teniendo encuenta la deformación delagujero del perno

= Coeficiente de conver- sión de unidades= 1 para unidades en Sistema Inglés (en pulg)= 0.0395 para unidades de SI (en mm)= 0.394 para unidades de MFS (t en cm)

Donde,

0.55=

un Ftd)1.53t4.64(P +α=

α

2.4.2.6 Fuerza cortante y tensión en pernos

La resistencia nominal del perno, Pn , como resultado de la fuerza cortante, tensión o combinación de cortante y tensión se calcula como sigue:

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

39

Espesor de la parteconectada, t (mm)

3.0

1.8

Relación entre diámetro delsujetador y el espesor del miembro C

0.1875t0.024 ≤≤10t/d <

22t/d10 ≤≤ )t/d(0.14−

t/d

22t/d >

Solicitación Fuerza mayorada Fuerza axial 302.6 kgf 30.26 kN

Fuerza cortante 144.8 kgf 14.48 kN Momento flector 126.7 kgf_m 12.67 kN_m

Tipo de conexión de soporte

Conexión a cortante simple y láminas externas a doble cortante con arandelas bajo el perno y la tuerca 1.00Conexión a cortante simple y láminas externas adoble cortante sin arandelas bajo el perno y la tuercao con sólo una arandela 0.75Láminas internas con conexión doble cortantecon o sin arandelas 1.33

mf

Tabla 2.4-13. Factor de aplastamiento, C

Tabla 2.4-14. Factor de modificación, mf , para tipos de conexión de soporte

Ec. 2.4.2-18

Ec. 2.4.2-19

Cuando los pernos están sujetosa sólo fuerza cortante o sólotensión:

Cuando los pernos están sujetosa una combinación de fuerzacortante y tensión, sereemplaza por :

nbn FAP =

ntvnv

ntntnt Ff

FF

F1.3F ≤

−=′

ntF′nF

Nota importante:Se considera el análisiscombinado sólo cuando elvalor del esfuerzo cortantees superior a 0.3 . Por otrolado dicho esfuerzo no debeexceder el valor de .

= área total de la sección transversal del perno = Esfuerzo de tensión nominal modificado que incluye el efecto de esfuerzo cortante = Esfuerzo cortante requerido = está dado en la Tabla 2.4 15. = está dado en la Tabla 2.4 15

Donde,bA

ntF′

vf

nvF

ntF

nvF

nvF

Nota importante:Se considera el análisiscombinado sólo cuando elvalor del esfuerzo cortantees superior a 0.3 . Por otrolado dicho esfuerzo no debeexceder el valor de .

= área total de la sección transversal del perno = Esfuerzo de tensión nominal modificado que incluye el efecto de esfuerzo cortante = Esfuerzo cortante requerido = está dado en la Tabla 2.4 15. = está dado en la Tabla 2.4 15

Donde,bA

ntF′

vf

nvF

ntF

nvF

nvF

2.4.2.7 Combinación de cor-tante y desgarramiento del miembro que está en contac-to con la cabeza del tornillo (Pull-over) en tornillos

Ec. 2.4.2-21

= Esfuerzo admisible requerido a cortante en la conexión= Esfuerzo requerido a cortante en la conexión por cargas mayoradas = Esfuerzo admisible requerido a tensión en la conexión= Esfuerzo requerido a tensión en la conexión por cargas mayoradas= Resistencia nominal a cortante de la conexión== Resistencia nominal a desgarramiento del miembro que está en contacto con la cabeza del tornillo (Pull-over) de la conexión

Donde,

≤+ 1.10PT

0.71PV

nov

u

ns

u

0.65=

Q

uV

T

uT

nsP

novP1uw1 Fdt2.7

1uw1 Fdt1.5=

Estas ecuaciones son validaspara conexiones que cumplanlo siguiente:

Tornillos autoperforantesN° 12 y N° 14 con o sinarandelas

mm0.0445tmm0.724 1 ≤≤

mm19.1d w ≤MPa483F 1u ≤

2.5t/t 12 ≥

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

40

Descripción de los pernosd en mm

Resistencia a tensión Resistencia a cortante

(DCCR)

Esfuerzonominal ntF , MPa

(DCCR)

Esfuerzonominal nvF , MPa

NTC 4034 (ASTM A307) Grado A )7.12d3.6( ≤≤

0.75

279

0.65

165

NTC 4034 (ASTM A307) Grado A )7.12d( ≥ 310 186

ASTM A325 Rosca incluida en los planos de corte

621 372

ASTM A325 Rosca excluida de los planos de corte 621 496

ASTM A354 Grado B )7.12d3.6( ≤≤ Rosca

incluida en los planos de corte 696 407

ASTM A354 Grado B )7.12d3.6( ≤≤ Rosca

excluida en los planos de corte

696 621

NTC 858 (ASTM A449) )7.12d3.6( ≤≤ Rosca

incluida en los planos de corte 558 324

NTC 858 (ASTM A449) )7.12d3.6( ≤≤ Rosca

excluida en los planos de corte558 496

NTC 4028 (ASTM A490) Rosca incluida en los

planos de corte776 465

NTC 4028 (ASTM A490) Rosca excluida en los

planos de corte776 621

Tabla 2.4-15. Coeficientes de resistencia para fuerza cortante y tensión en pernos

2.4.2.8 Ruptura por cortante en tornillos

En las conexiones de los ex-tremos de vigas, la resistencia requerida a cortante no debe exceder:

Ec. 2.4.2-23

== Altura del alma recortada= Número de huecos en el plano crítico= Diámetro del hueco= Resistencia a la tensión de la parte conectada= Espesor del alma recortada

Donde,

wnun AF0.6V =

0.75=

wnAwch

n

hduF

t

)tdnh( hwc −

Ec. 2.4.2-23

== Altura del alma recortada= Número de huecos en el plano crítico= Diámetro del hueco= Resistencia a la tensión de la parte conectada= Espesor del alma recortada

Donde,

wnun AF0.6V =

0.75=

wnAwch

n

hduF

t

)tdnh( hwc −

2.4.2.9 Ejemplo de aplica-ción de diseño de placas pernadas

Consideraciones a priori

Para el pórtico de la Figura 2.4 22 se tiene la conexión que se aprecia en la Figura 2.4 32. Las cargas a las que se encuentra sometida la unión son:

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

41

Figura 2.4-32. Esquema de la conexión pernada (vista isométrica)

Figura 2.4-33. Detalle de la conexión pernada

Los perfiles a unir mediante las placas son PHR C 160 x 60 de 2.0 mm de espesor grado 50 en cajón, se realiza-rá el diseño de la unión con 4 pernos A 307 de 14 mm de diámetro rosca fina y unas placas de acero estructural 1020 de 220 x 180 de 20 mm de espesor.

La configuración de los pernos quedará como se apre-cia en la Figura 2.4 33, las distancias d y e mostradas en dicha figura serán deter-minadas.

e

ed

f

Por norma, la distancia mí-nima de cada perno al borde debe ser mayor a 1.5 d, es de-cir, e >21 mm y la distancia entre dos pernos continuos debe ser mayor a 3d, es decir, d y f >42 mm. Teniendo en cuenta lo anterior se utilizará d = 25mm , e = 130 mm y f = 170 mm.

Revisión de la resistencia de los pernos

El momento flector tendrá un efecto equivalente a un par de fuerzas (de tensión, en los pernos inferiores, y de compresión, en los pernos superiores).

Tabla 2.4-16. Solicitaciones en la conexión

Fuerza axial 327.209 kgf 3.272 kNFuerza cortante 69.996 kgf 0.699 kNMomento flector 43.806 kgf_m 0.438 kN_m

Solicitación Fuerza mayorada

fM

P =

: Fuerza axial que produce el momento: Momento flector aplicado: Distancia entre pernos

La carga axial generada seráentonces:

kN2.576m0.17

mkN0.438P ==

M

P

f

El perno critico será aquel que tenga la solicitación más elevada, en este caso son los pernos inferiores ya que tienen una carga axial mayor.

kN0.17475kNpernos40.699

V

kN2.106kNpernos22.576

pernos43.272

P

==

=+=

El esfuerzo mínimo requeridopara el estudio combinado es:

como , se infiereque el esfuerzo cortante no essignificativo para el estudio yse analizaran los pernos soloa tensión.

Se observa que Cumple

nvF0.3V <MPa36.271860.650.3F0.3 nv =××=

> PPn

Finalmente el estado de carga total de los pernos críticos queda de la siguiente manera:

Revisión de la resisten-cia de la parte conectada (láminas)

En este caso la conexióntendrá una sola arandela dellado de la tuerca, por lo tanto:

A tensión.

A Corte

Resistencia al aplastamiento

Se tendrá en cuenta la defor-mación del agujero para esteestudio, por lo tanto:

Como Cumple

Como Cumple

ComoCumple

tnn FAP =

( ) uut FFs/d2.5F ≤=( )

MPa78.23MPa380)mm170/()mm14(2.5Ft

=×=

kN2013.64)78.23()0.0396(0.65Pn =×=

> PPn

1.081.81FF

sy

u >=

un FetP =0.70=

kN1333800.0250.020.70Pn =×××=

> VPn

un Ftd)1.53t4.64(P +α=

)20)(0.0395(4.64(0.65Pn +=

VPPP nn >>

kN359.323800.020.014)1.53 =×××

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

42

2.4.3 Anclajes al concreto

Los anclajes al concreto per-miten la unión de los perfiles de la estructura a las bases o cimientos hechos en concre-

Tabla 2.4-17. Fuerzas, en servicio, Pt y Vt , permitidas para tornillos y pernos con cabeza (kN)

DiámetroTornillo,

mm

Anclajemínimo,

mm

Distanciaa borde,

mm

Separación, mm

Tensión0.92.34.36.46.89.310.212.311.612.915.418.0

Cortante2.35.05.77.012.513.113.319.315.217.021.526.3

Tensión0.92.34.36.86.810.010.213.411.514.715.418.0

Cortante2.35.05.77.512.513.616.019.518.520.421.526.3

Tensión0.92.34.37.06.811.010.214.511.516.515.418.0

Cortante2.35.05.77.9

12.514.016.020.018.224.021.526.3

Resistencia nominal del concreto, f’c14 MPa 21 MPa 28 MPa

6.4 (1/4”)9.5 (3/8”)12.7 (1/2”)

15.9 (5/8”)

19.1 (3/4”)

22.2 (7/8”)25.4 (1”)

28.7 (1-1/8”)32.3 (1-1/4”)

6575100100115115130130155180205230

40607513095160115190135150170190

75115150150190190230230270305345380

2.4.3.2 Método DCCR

Resistencia de los anclajes

La resistencia de los anclajes embebidos en concreto debe tomarse como la menor de las resistencias asociadas con la falla del concreto o la falla

Ec. 2.4.3-1

1VV

PP 3

5

t

s35

t

s ≤

+

= Fuerza de tensión en el anclaje producto de las combinaciones de carga= Fuerza de tensión admisible= Fuerza cortante en el anclaje producto de las combinaciones de carga= Fuerza cortante admisible

sP

tP

sV

tV

En este caso la conexióntendrá una sola arandela dellado de la tuerca, por lo tanto:

A tensión.

A Corte

Resistencia al aplastamiento

Se tendrá en cuenta la defor-mación del agujero para esteestudio, por lo tanto:

Como Cumple

Como Cumple

ComoCumple

tnn FAP =

( ) uut FFs/d2.5F ≤=( )

MPa78.23MPa380)mm170/()mm14(2.5Ft

=×=

kN2013.64)78.23()0.0396(0.65Pn =×=

> PPn

1.081.81FF

sy

u >=

un FetP =0.70=

kN1333800.0250.020.70Pn =×××=

> VPn

un Ftd)1.53t4.64(P +α=

)20)(0.0395(4.64(0.65Pn +=

VPPP nn >>

kN359.323800.020.014)1.53 =×××

to, para lograr la transmisión de los esfuerzos generados por las cargas desde la estruc-tura hacia el suelo.

Para lograr el anclaje de la es-tructura, se utilizan tornillos o pernos, los cuales deben quedar embebidos en el con-creto para lograr el funciona-miento de los mismos.

2.4.3.1 Método DEA

Resistencias para fuerzas de servicio

Para tornillos y pernos de anclaje con cabeza, las resis-tencias, al nivel de fuerzas de servicio, para cortante y tensión, no deben exceder los valores dados en la tabla 2.4-17.

Combinación de tensión y cortante

Cuando el tornillo o perno

esté sometido a tensión y fuerza cortante simultánea-mente, debe cumplirse que:

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

43

Ec. 2.4.3-2

Ec. 2.4.3-3

• Cuando gobierna el acero:

Cuando gobierna la falla delconcreto:

• Para anclajes individuales,o grupos de anclajes con unaseparación entre anclajesindividuales mayor que dosveces su longitud de anclaje,y localizados al menos unalongitud de anclaje del bordedel concreto.

refuerzo de confinamientoque pase por la superficie defalla.

n'fAP sbns =

bA

s'f

n

Donde= Área vástago del tornillo o perno= Resistencia nominal del acero del anclaje= Número de anclajes en el grupo

0.90=

nA'f0.23P scnc =

0.65= 0.85=ó, si existe

Figura 2.4-34. Cono de falla para un solo anclaje con cabeza

Superficie delconcreto

Cabeza

As

P

db

45o

Ec. 2.4.3-4

• Para grupos de anclajescuando la separación entreanclajes es menor que dosveces la longitud de anclaje:

= Área de la superficie inclinada de falla para anclajes individuales= Resistencia nominal del concreto a la compresión= Área de la superficie de falla para grupos de anclajes= Área del plano de fondo


0.65= 0.85=ó, si existe

( )tpcnc A0.33A0.23'fP +=

sA

c'f

pA

tA

Ec. 2.4.3-4

• Para grupos de anclajescuando la separación entreanclajes es menor que dosveces la longitud de anclaje:

= Área de la superficie inclinada de falla para anclajes individuales= Resistencia nominal del concreto a la compresión= Área de la superficie de falla para grupos de anclajes= Área del plano de fondo


0.65= 0.85=ó, si existe

( )tpcnc A0.33A0.23'fP +=

sA

c'f

pA

tA

Figura 2.4-35. Pirámide truncada de falla para un grupo de anclajes con cabeza

Ap

Ap Ap

Ap

At

45o

Resistencia al cortante

• Cuando la dirección de la fuerza cortante es hacia el borde del concreto, y éste se encuentra a una distancia de, medida desde la fila de an-clajes más alejada del borde, mayor o igual a 15 diáme-

• Cuando la dirección de la fuerza cortante es hacia el borde del concreto, y éste se encuentra a una distancia de, medida desde la fila de ancla-jes más alejada del borde, me-nor a 15 diámetros de anclaje y la distancia desde la fila de anclajes más cercanos al borde es menor de 6 diáme-tros de anclaje, la resistencia a cortante se determina por medio de las ecuaciones:

Ec. 2.4.3-5

Ec. 2.4.3-6

Para el concreto:

Para el acero:n'fA V sbns =

0.75=

n'fA67 V cbnc =0.65=

Ec. 2.4.3-7

Ec. 2.4.3-8

Para el concreto:

Para el acero:

bsbns n'fAV =

0.75=

ctwncnc CCC'VV =

0.65=

donde

= Resistencia nominal al cortante cuando gobierna el acero del tornillo o perno= Resistencia nominal al cortante cuando gobierna el concreto

resistencia nominal de un anclaje en la fila más alejada del borde= Distancia desde la fila de anclajes más alejada del borde del concreto y el borde del concreto= Número de anclajes en la fila más alejada del borde (coeficiente de ajuste por efectos de grupo) (coeficiente de ajuste por espesor del elemento de concreto) (Coeficiente de ajuste por efectos de esquina)

Cuando la dirección de lafuerza cortante es hacia elinterior de la sección deconcreto, la resistencia acortante se determina pormedio de la ecuación:

nsV

ncV

nc'V

ed

bn

wC

tC

cC

cbc1.5e 'fA67'fd5.29 ≤=

be n)d3.5/(b1 ≤+=

0.1)d1.3/(h e ≤=

1.0)d/d(0.70.4 ec ≤=

n'fA V sbns =

+

del anclaje. Se debe asegurar que la falla del anclaje se inicie con la falla del acero y no con la del concreto.

Resistencia a tensión

Cuando gobierna el acero:

tros de anclaje y la distancia desde la fila de anclajes más cercanos al borde es mayor de 6 diámetros de anclaje, la resistencia a cortante se determina por medio de las ecuaciones:

MAN

UAL

TÉCN

ICO

DE P

ERFI

LES

DE A

CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

ÍO

44

Figura 2.4-36. Cortante en un grupo de anclajes con cabeza

2.4.3.3 Ejemplo de aplica-ción de diseño de anclajes

Consideraciones a priori

Para el pórtico de la Figura 2.4 22, se muestra el anclaje a diseñar. Las cargas a las que se encuentra sometido el anclaje son:

Tensión y corte combina-dos

Cuando la tensión y el cortante actúan simultánea-mente, deben cumplir todas las condiciones siguientes, to-mando en cada caso el valor del coeficiente de reducción de resistencia, f, apropiado:

Ec. 2.4.3-7

Ec. 2.4.3-8

Para el concreto:

Para el acero:

bsbns n'fAV =

0.75=

ctwncnc CCC'VV =

0.65=

donde

= Resistencia nominal al cortante cuando gobierna el acero del tornillo o perno= Resistencia nominal al cortante cuando gobierna el concreto

resistencia nominal de un anclaje en la fila más alejada del borde= Distancia desde la fila de anclajes más alejada del borde del concreto y el borde del concreto= Número de anclajes en la fila más alejada del borde (coeficiente de ajuste por efectos de grupo) (coeficiente de ajuste por espesor del elemento de concreto) (Coeficiente de ajuste por efectos de esquina)

Cuando la dirección de lafuerza cortante es hacia elinterior de la sección deconcreto, la resistencia acortante se determina pormedio de la ecuación:

nsV

ncV

nc'V

ed

bn

wC

tC

cC

cbc1.5e 'fA67'fd5.29 ≤=

be n)d3.5/(b1 ≤+=

0.1)d1.3/(h e ≤=

1.0)d/d(0.70.4 ec ≤=

n'fA V sbns =

+

h

V

b

de

de

Ec. 2.4.3-9

Ec. 2.4.3-10

Ec. 2.4.3-11

Ec. 2.4.3-12

0.1VV

nc

u <

0.1PP

nc

u <

0.1VV

PP

2

nc

u2

nc

u ≤

+

0.1VV

PP

2

ns

u2

ns

u ≤

+

Los perfiles a unir mediante las placas son PHR C 220 x 80 de 2.0 mm de espesor grado 50 en cajón, se realiza-rá el diseño de la unión con 4 anclajes y unas placas de acero estructural 1020 de 310 x 270 de 10 mm de espesor.

La configuración de los pernos quedará como se aprecia en la Figura 2.4 37, las distancias d y e mostradas en dicha figura serán deter-minadas. La resistencia a la compresión del concreto es de 21 MPa y la resistencia del acero es de 380 MPa.

Tabla 2.4-18. Solicitaciones en la conexión

Solicitación Fuerza mayoradaFuerza axial 302.6 kgf 30.26 kN

Fuerza cortante 144.8 kgf 14.48 kN

Momento flector 126.7 kgf_m 12.67 kN_m

Figura 2.4-37. Detalle de la conexión anclada (placa-perfil-anclajes)

La distancia e es de 40 mm, d es de 190 mm y f es de 230 mm.

Diseño y verificación a ten-sión

Tensión producida por el momento flector:

eed f

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• Cuando gobierna el acero

Se considera una longitud deanclaje de 180 mm. Las áreasde la pirámide truncada defalla (como se muestra en laFigura 2.4 35), generan lasáreas

• Cuando gobierna el concretopara grupos de anclajes:


• Cuando gobierna el concreto

Verificación de tensión ycorte combinados

entonces se usan lasexpresiones:

Verificación a cortante

y

Cumple

Cumple

Cumple

Cumple

Cumple

Cumple

kN55.08m0.23mkN12.67

distancia entre pernos externosM

T uMu

==

=

== n'fAPP sbnsus

2

2s

Muu

s

ub

mm62.38

4)m/kN380(0.90kN55.08kN30.26

n'fTT

n'fP

A

=

××+

=+

=

=

mm10mm8.91

mm62.384A4d

2b

=

π×

=π=

2

22b

mm78.534

)mm10(4d

A

=

π=

π=

kN107.444MPa380mm78.530.90n'fAP 2

sbu

=×××==

( )tpcnc A0.33A0.23'fP +=

2p mm104369A = 2

t mm94187A =

() kN484.5m0.09420.33

m0.10430.2321Pnc

=×+×=

< ncus PP

d15de <

kN44.762MPa380)m1072.54(

0.75n'fAVV26

bsbnsus

=××××

===−

ctwncnc CCC'VV =

kN14369'fA67

kN375.32'fd5.29'V

cb

c1.5enc

=≤

==

2n1.96)d3.5/(b1C bew =≤=+=1C1.02.02)d1.3/(hC tet =>==

1.00.875)d/d(0.70.4C ecc ≤=+=

Nk418.030.8751.001.96

kN3750.65VV ncuc

=×××

×==

< ncus VV

10.053

)418.03(0.6514.48

VV

nc

u

<=

=

10.271)484(0.65

85.34PP

ncu

<=

=

10.076

VV

PP

2

nc

u2

nc

u

<=

+

10.91

VV

PP

2

ns

u2

ns

u

<=

+









y

Cumple

Cumple

Cumple

Cumple

Cumple

Cumple

kN55.08m0.23mkN12.67


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=

== n'fAPP sbnsus

2

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m0.10430.2321Pnc

=×+×=

< ncus PP

d15de <

kN44.762MPa380)m1072.54(

0.75n'fAVV26

bsbnsus

=××××

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ctwncnc CCC'VV =

kN14369'fA67

kN375.32'fd5.29'V

cb

c1.5enc

=≤

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2n1.96)d3.5/(b1C bew =≤=+=1C1.02.02)d1.3/(hC tet =>==

1.00.875)d/d(0.70.4C ecc ≤=+=

Nk418.030.8751.001.96

kN3750.65VV ncuc

=×××

×==

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33.1 Empaque, transporte, descargue y almacenamien-to de los perfiles acesco

Los perfiles se agrupan en paquetes de elementos de igual calibre y referencia, especificando la longitud con una tarjeta, los cuales se encuentran sujetados mediante zunchos. Estos paquetes llegan a pesar entre 1.1 y 3.8 ton, según el tipo y dimensiones del perfil. En el caso de requerirse pesos diferentes para el manejo en obra se debe especificar en la orden de pedido. La longitud de los perfiles varía según el pedido, pero por restricciones de producción y transporte, oscilan entre 1.80 y 12.00 m.

Según las dimensiones de las secciones de los perfiles, los paquetes están ordenados en cantidades según muestra la tabla 3.1-1.

Debe asegurarse que la Película Stretch, que cubre el paquete, no sufra deterioro ni perforaciones para evitar que el producto tenga niveles más

Aspectos constructivos

Tabla 3.1-1. Número de unidades empacadas según la altura del perfil

100 mm120 mm150 mm160 mm203 mm220 mm254 mm305 mm355 mm

100 y 50100 y 50100 y 5080 y 4060 y 3060 y 3060 y 3040 y 20

20

Altura de lasección del perfil

Número deunidades empaquetadas

altos de oxidación y garanti-zar la calidad del producto.

Para el transporte de los perfiles laminados en frío, se requiere de un vehículo con plataforma rígida y así evitar posibles alabeos y deflexiones que puedan presentarse en los mismos, adicionalmente, se colocarán estibas sobre el planchón del camión, los cuales previenen deforma-ciones. Se recomienda que el camión sea un vehículo carpado y, de esta manera, evitar la posibilidad de que los perfiles sean expuestos a condiciones atmosféricas, tales como lluvia.

Al colocar los empaques en el camión, debe tenerse en cuenta que encima de un em-paque se coloca un empaque con perfiles de igual o menor calibre, para evitar que hayan deformaciones en los perfiles de menor calibre.

En el caso que en el pedido haya menos unidades de per-files que las estipuladas an-teriormente, éstos deben ser

asegurados entre sí mediante zunchos para garantizar la estabilidad en el transporte.

Debe disponerse de un acceso adecuado a la obra y contar con el personal entrenado para el manejo de perfiles de acero. El material debe contarse e inventariarse al recibirse. Cualquier dife-rencia en el material, debe informarse inmediatamente al distribuidor.

Los paquetes de perfiles requieren de un manejo ade-cuado según la forma de los mismos y el equipo con que se cuente para su manipula-ción. Entre los paquetes y so-bre el piso, se deben colocar unas estibas de madera con el fin de separar los paquetes entre sí, de la misma manera como se ubicaron durante el transporte.

Cada paquete tendrá una identificación en tinta in-deleble indicando el tipo de producto, calibre, espesor en mm, grado del material y el correcto lado de instalación.

Para el descargue mecáni-co mediante grúa, se debe constar con un dispositivo conformado por un gancho de grúa, araña para izado y bandas de izaje que permita el traslado de los paquetes. Se levantan los paquetes y se descargan sobre maderos previamente colocados sobre el sitio de almacenamiento.

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Figura 3.1-4. Descargue mecánico de los perfiles ACESCO mediante grúa

Figura 3.1-3. Esquema ejemplo de disposición de los paquetes en camión para transporte

Medio paquete Perfil 160x60o medio paquete de Perfil 120x60Espesores inferiores o 1.5

PaquetePerfil 160x60Espesores 1.5 o 2.5

PaquetePerfil 160x60Espesores mayor o 2.5

2 maderos de 75x75x2350cada 3 m



El almacenamiento de los paquetes debe realizarse en un lugar plano, aislado del terreno natural y cercano al lugar de instalación, colo-cándose una protección que puede ser una carpa, plástico o techo provisional. Al igual que el transporte, deben colo-carse estibas de madera sobre el piso y entre los paquetes. Es importante garantizar una buena ventilación para prevenir la condensación de humedad y asegurar que se mantenga a temperatura ambiente.

Los paquetes deben estar forrados por la Película Strech, en lo posible, hasta el momento en que se requiera el perfil para la construcción para evitar niveles altos de oxidaciones en el producto.

Debe darse una pequeña

inclinación a los paquetes, para que, en el caso que llegue a caer agua sobre ellos, ésta pueda escurrirse y no se estanque.

3.2 Manejo e izaje

Se deben tomar todas las precauciones necesarias para garantizar seguridad en los trabajos en altura. Las rutas y áreas de acceso deben ser monitoreadas permanente-mente para evitar la presen-cia de equipos, materiales o desechos que puedan retrasar el proceso de instalación.

Los bordes y las esquinas de los perfiles son peligrosos por lo que sólo personal capacita-do consciente de los riesgos y peligros debe manipularlos.

Para el manejo e izaje de los perfiles Acesco se deben tener en cuenta las siguientes recomendaciones:

• Al momento de la instala-ción de los perfiles, se debe

Cuando los perfiles sean trasportados mediante montacargas se recomienda utilizar un madero en éstos para evitar que las uñas del montacargas marquen o maltraten el producto.

Cuando se realice descargue manual, no arrastre un perfil sobre el otro, ya que los bor-des pueden rayar la superficie del siguiente perfil. Siempre levante el perfil y luego des-plácelos. Evite el movimiento brusco e innecesario de los perfiles; estos no deben ser arrojados o golpeados contra algún elemento rígido ya que se deteriora el acabado super-ficial. Si los perfiles tienen más de 3.0 m de longitud se requiere de dos ó más per-sonas para el movimiento dependiendo de la longitud de los perfiles.

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Figura 3.1-5 Manejo manual de los perfiles ACESCO

1,5m 1,5m

2m 2m 2m

2m 2m 2m

1,5m 3m 3m 3m 1,5m

Hasta 3 metros

Hasta 6 metros

Hasta 8 metros

2m

Hasta 12 metros

haber realizado la ubicación de los ejes de la estructura, debidamente marcados y señalados.• Para el caso de construc-ción e instalación de cerchas, donde la estructura que sostiene la cercha es de con-creto, debe estar finalizada y curada para que soporte el

peso de los perfiles, cubiertas, cargas de trabajo, etc. Como la estructura metálica va anclada al concreto, deben haberse dejado los pernos correspondientes embebidos en el concreto con la ubica-ción indicada en los planos de construcción.

3.3 Seguridad en obra

3.3.1 Generalidades

Para el desarrollo exitoso de una obra de construcción, es necesario seguir las recomen-daciones de seguridad para evitar accidentes y contra-tiempos en la ejecución de la misma. Las siguientes son algunas recomendaciones de seguridad importantes a tener en cuenta:

• Utilizar siempre los ele-mentos de seguridad: casco, botas de punta de acero, gafas industriales, guantes.• Asegurarse que las bandas de izaje estén bien ajustadas para mantener las cargas colgantes bien balanceadas.• No estacionarse bajo cargas que estén siendo elevadas.• Mantener siempre las car-gas a la vista.• Utilizar señales de mano apropiadas para los operado-res de las grúas o comunica-ción por radio.• Verificar que los paquetes estén seguros y estables antes de cortar las bandas.• Al cortar los zunchos de los paquetes, utilizar las dos ma-nos y alejarse debido a que los zunchos se encuentran a tensión. Se recomienda usar protección visual.• Mantenerse alerta de los bordes afilados.• Mantener limpio el sitio de trabajo.• No instalar perfiles dobla-dos o deteriorados.

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Figura 3.1 6. Esquema de almacenamiento de paquetes de perfiles ACESCO

Bloque de madera sobre el piso y entre lospaquetes con inclinación para drenaje

Plásticos deprotección

Plásticos deprotección

Zona libre paraventilación

• Nunca instalar perfiles en tiempo lluvioso.• Utilizar gafas de seguridad o de sol para evitar el reflejo del perfil, si es el caso.• En caso que los perfiles sean anclados al concreto, no usar aditivos o acelerantes en el concreto que conten-gan sales clorhídricas a que pueden producir corrosión en los perfiles.

3.3.2 Seguridad en el trabajo con soldadura

Para el proceso de soldadura se debe utilizar elementos de protección personal más específicos dependiendo del tipo de tarea a realizar.

Pantallas de soldadura: Las pantallas de soldadura son superficies que ofrecen pro-tección a los ojos y en general a la cara de las emisiones producto de un trabajo de soldadura. En ellas se encuen-tran incorporados los filtros de soldadura.

Los filtros de las pantallas de soldadura son componentes que sirven para proteger los ojos de los rayos UV pro-ducido por el arco eléctrico. Sus adecuadas características geométricas y físicas per-miten al soldador tener una visión sin distorsiones y pre-vienen el cansancio ocular.

Las configuraciones de las diferentes pantallas comer-ciales se muestran a conti-nuación.

Guantes: Los guantes de protección de soldadura son aquellos que evitan cualquier tipo de contacto térmico ó agresión cuando se está eje-cutando la soldadura.

Estos deben tener las siguien-tes recomendaciones:

• Será un guante de 5 dedos (no manoplas). • Será de un mínimo de 1.5 mm de espesor extra flexible.

• Deberá contar con manga larga de unos 20 cm. • Deberá estar totalmente forrado. • Deberá estar cosido en su totalidad, estando a su vez las costuras protegidas. • Deberá poder lavarse in-dustrialmente en seco cuan-do su estado así lo aconseje.

Prendas de protección para soldadura: Tienen la función de proteger al soldador de pe-queñas salpicaduras de metal fundido. Las prendas que se deben utilizar se muestran en la siguiente figura.

Mascarillas: Las mascarillas tienen como objetivo prote-ger al soldador de la inhala-ción de humo y gases tóxicos producto del proceso de soldadura. Se deben utilizar obligatoriamente cuando la soldadura se realice en recin-tos cerrados de pequeñas di-mensiones y sin ventilación.

Diferentes tipos de mas-carillas se presentan en la siguiente figura:

Además tener en cuenta las siguientes consideraciones:

• Comprobar que el área de soldar tenga un piso de cemento o de mampostería. • Mantener el equipo de sol-dar en perfectas condiciones, limpio y seco.• Asegúrese que todas las conexiones eléctricas están firmes, limpias y secas.

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3.4 Corrosión entre dos me-tales (corrosión galvánica)

La corrosión entre dos metales o corrosión galvá-nica, fenómeno presentado en la interfase zinc – acero de los perfiles galvanizados formados en frío, es la más común y se establece cuando dos metales distintos entre sí actúan uno de ellos como ánodo, aquel que tiene el potencial de reducción más negativo, el menos noble o aquel electrolíticamente más activo, y el otro como cátodo, aquel que exhibe un comportamiento contrario al anterior, en presencia de un electrolito conductor como el aire, el agua, entre otros. En este proceso se produce un flujo de electrones causando una pérdida de material en el ánodo así como un depósito de material sobre el cátodo.

La siguiente tabla muestra el grado de oxido-reducción de diferentes metales estruc-turales, tenga en cuenta que las combinaciones de metales

• Desconectar el equipo de la corriente eléctrica antes de limpiar y hacer ajustes.• Seguir las reglas del fa-bricante sobre operación de interruptores y para hacer otros ajustes.• Asegurar que los cables, porta electrodos y conexio-nes están debidamente aislados. • No cambiar la polaridad mientras que la máquina este trabajando.• Mantener el área de soldar siempre limpia y seca.• Retirar o proteger debida-mente los materiales infla-mables que se encuentran en el área de soldar.• No soldar cerca de gases o líquidos volátiles o inflama-bles.• Tener siempre al alcance equipo extintor de fuego. • Almacenar los restos de electrodos en recipientes metálicos.• Asegurar adecuada venti-lación en el área de trabajo. Siempre es necesario bas-tante aire más aún cuando se suelda con plomo, zinc, cobre, cadmio.

3.3.3 Seguridad en los traba-jos de alturas

Se considera trabajo en altura todas aquellas operaciones que se realicen por encima del nivel del suelo. Histórica-mente este tipo de trabajos han supuesto uno de los ma-yores problemas en lo que a seguridad se refiere debido a

que las consecuencias suelen ser muy graves o mortales. Como en la mayoría de los accidentes, podemos clasifi-car las causas por humanas y por materiales.

En la tabla 3.3-4 se presentan las distintas medidas preven-tivas asociadas a los equipos más comunes en trabajos en altura.

cercanos en la serie galváni-ca, como el hierro fundido y el acero, están relativamente libres de corrosión galváni-ca. Las combinaciones de metales lejos en esta escala, como el aluminio y el cobre, experimentarán una severa corrosión ante un electroli-to y hasta ante un entorno húmedo.

El acero y el zinc se corroen por si mismos pero cuando están juntos (en contacto) el zinc se corroe y el acero es protegido por este. Bajo ambientes excepcionales, tal como agua normal a una temperatura de 82°C, el comportamiento de la pareja se invierte y el acero se con-vierte en el material anódico. Bajo esta circunstancia los productos de la corrosión sobre el zinc lo hacen actuar como una superficie noble para el acero (catódico).

3.4.1 Factores que afectan la corrosión galvánica

3.4.1.1 Efectos ambientales

La naturaleza y agresividad del medio ambiente determi-nan en gran forma el grado de corrosión galvánica o de dos-metales. Usualmente el metal con menos resistencia a un ambiente dado llega a ser el miembro anódico de la pareja.

La corrosión galvánica es mu-cho más seria en estructuras

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Las escaleras de mano deben sujetarse a un lugar fijo (preferentemente de la parte superior de la escalera) y deberá sobrepasar al menos 1 metro del lugar donde se quiere llegar.

Las bajadas y las subidas se realizaran siempre de frente y con las manos libres.

Para una correcta colocación de las escaleras, es importante que la inclinación de las escaleras sea aproximadamente de unos 15-20°.

Las escaleras deben apoyar sobre suelos estables, contra una superficie sólida y fija, y de forma que no se pueda resbalar ni puedan bascular.

En el momento de cargar con materiales en el andamio, las cargas se deben repartir por igual en toda la superficie.

Cuando exista riesgo de caída de más de 2 m. Se instalarán barandillas.Los andamios deben estar totalmente nivelados antes de su uso.

Los andamios deben estar totalmente nivelados antes de su uso.

1m

Sobrepasará al menos1m el lugar donde

se quiere llegarSubidas y bajadas

de frente conlas manos libres

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En el momento de un desplazamiento, no debe permanecer nadie sobre la plataforma de trabajo del andamio, trasladándolo descargado.

Siempre utilizar arnés bien ajustado y en buenas condiciones que permita el libre movimiento del operador, cómodo y ligero de peso para alturas considerables.

Si se unen más de un modulo de andamio entre sí, la longitud máxima horizontal de una tramada no deberá exceder de 8 metros.

La unión de los diferentes andamios se hará por medio de dispositivos de seguridad o trinquetes dispuestos en los puntos de articulación.

Utilizar pasarelas como medios auxiliares para solventar un problema de acceso o desplazamiento horizontal a través de un hueco o vano.

Utilizar diferentes tipos de protección cuando se trabaje sobre cubiertas.

Figura 3.3-4. Recomendaciones para evitar situaciones de riesgo en trabajos de altura.

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Tabla 3.4-1. Potenciales de oxido-reducción estándar para metales estructurales.

Anódico (Más propicio a la corrosión)MagnesioZincAluminioAcero al carbono y aceros de altaresistencia y baja aleaciónHierro fundidoEstañoCobre, Latón, BronceNíquel (pasivo)TitanioAceros inoxidables430/304/316 (pasivos)Catódico (Menos propicio a la corrosión)

sistema de pintura adecuado de toda la unión; y en caso que esto no sea posible, se pinta solamente el compo-nente más noble, esto es, el cátodo.

3.4.1.2 Efectos de la distan-cia

La aceleración de la corrosión debido a los efectos galvá-nicos es, usualmente, más grande cerca de la unión de los dos materiales, con un decreciente ataque al irnos alejando de ese punto. La distancia afectada por la corrosión depende de la conductividad de la solución donde están inmersos los dos metales.

3.4.1.3 Efectos del área

Otro factor importante en la corrosión galvánica es el efec-to del área o la relación de las áreas anódicas a las áreas catódicas. Una desfavorable relación, por ejemplo, con-siste en un gran cátodo y un pequeño ánodo. La densidad de corriente es más grande para un pequeño electrodo que para uno grande. La mayor densidad de corriente en un área anódica incre-menta la rata de corrosión. La corrosión del área anódica puede ser 100 ó 1000 veces más grande que si las áreas anódicas y catódicas fueran de igual tamaño.

3.4.2 Recomendaciones

inmersas en agua o ente-rradas, pero en ambientes menos agresivos (atmósferas de baja y mediana agresivi-dad), los aceros inoxidables podrían conectarse a aceros estructurales sin grandes problemas. Sin embargo la severidad del proceso se in-crementa en atmosferas muy húmedas o cercanas a las costas donde existe conden-sación de sales creando así ambientes más conductivos (por ende corrosivos) y más electrolítico que en locacio-nes alejadas de las costas, aún bajo las mismas condiciones de temperatura y humedad.

La corrosión galvánica no ocurre cuando los metales están completamente secos ya que no hay electrolitos para llevar la corriente entre las dos áreas de electrodos. En situaciones de gran riesgo, debemos tratar de aislar eléc-tricamente los dos metales, de modo de impedir el flujo de electrones. Otra solución eficaz es la utilización de un

para prevenir la corrosión.

Existen varias practicas recomendadas para combatir o minimizar la corrosión galvánica y en general todo tipo de corrosión. La preven-ción se considera un aspecto importante que influye en la economía del proyecto, ya que logra una mayor vida útil de la estructura a un costo mínimo. Algunas veces un solo procedimiento es suficiente pero en otros casos podría requerirse la com-binación de dos o más. Las más importantes se listan a continuación:

• Seleccionar combinaciones de metales, en la medida de las posibilidades, lo más cerca posible en la escala en la serie galvánica (Ver tabla Tabla 3.4 1).

• Evitar el efecto desfavora-ble del área de un pequeño ánodo y un gran cátodo.

• Aplicar recubrimientos cuidadosamente. Se deben conservar los recubrimientos en buen estado, particular-mente los colocados sobre el miembro anódico.

• Agregar inhibidores am-bientales, si es posible, para disminuir la agresividad del medio.

• Evitar juntas atornilladas para materiales muy alejados en la serie galvánica (con

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potenciales muy alejados).

• Diseñar con la posibilidad de partes anódicas reempla-zables o hacerlas con más espesor para una larga vida.

• Instalar un tercer metal que sea anódico para los dos primeros en el contacto galvánico.

• Debe evitarse en lo posible la formación de grietas y cavidades en los elementos de la estructura. En caso de no ser posible, se debe emplear un sellante, ya sean epóxico, poliuretano o silicona.

• En las uniones, se prefie-ren las uniones soldadas que las atornilladas, ya que las primeras, al ser sellantes, evitan la penetración de agua y suciedad en las juntas.

• Donde se necesite, se deben disponer espacios de drenaje para el escurrimiento del agua.

• Permitir la libre circulación del aire en torno a la estruc-tura.

• Sellar las vigas cajón, para evitar la acumulación del agua dentro de ellas.

• En la zona donde la estruc-tura esté en contacto con concreto armado, la arma-dura metálica debe tener un recubrimiento adecuado.

Tabla 3.4-2. Aspectos constructivos recomendados para evitar la corrosión en general

Problema Solución típica Problema Solución típica

La humedad y suciedadpueden acumularse

en la fisuraUtilice perfil T

u otra geometriaHumedad penetra

en la fisuraUtilice cordón de

soldadura

Potencial de corrosión(fisura)

Elimene la fisura mediantesoldadura o sellante(epoxi o poliuretano)

Condicióndesfavorable

Condición favorable

Cantos vivos ysoldadura discontinua

Cantos redondeadosy soldura continua

Cuidado con la acumulaciónde agua y de suciedad

Cree situaciones queeviten la acumulaciónde agua y suciedad

Humedad y suciedadpueden acumularse

en la fisura

Use sellante para dificultarla entrada de agua

La chapa de basey los bulones de anclajea nivel del suelo pueden

producir retención de agua

La chapa de base encimadel suelo sobre la base de

concreto favorece laprotección, inclinaciónpara el drenaje de agua

Agua retenidad No acumular agua

Soldadura en la baseproduce grieta

Soldadura del topede la unión

Los rigidazadoresimpiden el drenaje

Deje espacio de drenaje

Formación de grieta Eliminación de grieta

Los refuerzos creanacumulación de agua

y de suciedad

Elimine la acumulaciónde agua y suciedad

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• Es más fácil proteger super-ficies de geometría simple. En caso de que la estructura posea formas complejas, los componentes deben permitir el acceso para inspección y mantenimiento.

Algunos aspectos cons-tructivos se muestran en la siguiente tabla.

3.5 Pintura para la protec-ción del acero

3.5.1 Preparación de la superficie

La preparación de la superfi-cie es un aspecto importante en la aplicación de la pintura. Con esto se busca que la superficie quede limpia de sustancias que impidan una aplicación uniforme y, ade-más, brindar rugosidad para garantizar la adherencia de la pintura.

Debe tenerse en cuenta que la cascarilla de laminación es un contaminante que afecta la adherencia de la pintura, debido a que posee un coefi-ciente de dilatación diferente

al del acero, por lo que se rompe en ciclos naturales de calentamiento y enfriamien-to; además, por ser muy lisa, no brinda la rugosidad nece-saria para la adherencia.

La limpieza de la superficie puede realizarse de manera manual, utilizando herra-mientas tales como cepillos, raspadores y lijas; mecánica, utilizando herramientas tales como cepillos rotatorios, neu-máticos o eléctricos; o por chorro abrasivo, mediante el impacto de partículas (ge-neralmente abrasivas, como arena, granos de acero, vi-drio, hierro fundido, escorias, etc.) a alta velocidad contra la superficie a limpiar. Debe tenerse en cuenta que la superficie metálica debe ser lavada previamente con agua y tensoactivos neutros, usando un cepillo de nylon, para remover los aceites, gra-sas y sales de la superficie, ya que el uso de las herramien-tas de cepillado (manuales, mecánicas y de chorreado) no los eliminan. Posteriormente,

la superficie se seca natural-mente o con aire comprimido limpio y seco.

En el presente manual de perfiles ACESCO, se hará un bosquejo general de las características de las pinturas empleadas para la protección a la corrosión del acero. Es responsabilidad del profe-sional encargado realizar las consultas y recomendaciones pertinentes a los fabricantes de pinturas y a quienes las apliquen.

3.5.2 Generalidades de pintura

La pintura es una suspensión homogénea de partículas sóli-das, llamadas pigmentos, que se encuentran dispersas en un líquido, llamado vehículo, en presencia otros compo-nentes (aditivos).

Los pigmentos proporcionan color, opacidad, cohesión, consistencia, dureza y resis-tencia de la película, evitando la corrosión. Entre los pig-mentos utilizados se encuen-

Figura 3.5-1. Degradación de la cascarilla de laminación ante ciclos de calentamiento y enfriamiento del material

Cascarilla de laminación

Cascarillade laminación

(Cátodo)

AceroAcero(ánodo)

Ciclos de calentamiento y enfriamiento

H2O

H2O

H2O

O2O2 O2

Cascarilla delaminación fisurada

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Tabla 3.5-1. Clasificación de las pinturas usadas en la protección a la corrosión

Clasificación según el tipo de resinaAlquídicas

Epoxídicas

Poliuretánicas

Acrílicas

Clasificación según su funciónPinturas de fondo

Pinturas intermedias

Pinturas de acabado

Clasificación según la protección a la corrosiónProtección por barrera

Protección anódica

Protección catódica

Son esmaltes sintéticos y deben ser utilizados en interiores secos y abrigados o exteriores no

contaminados, ya que no resisten la humedad.

Son más resistentes a los agentes químicos y a la humedad, pero no son indicadas a la exposición

a exteriores porque pierden su brillo y color.

Resisten a la intemperie y por muchos años con poca pérdida de brillo y color. Compatibles

con imprimantes epoxídicos.

Aptas para acabados y resistentes al sol.

Proporcionan adherencia y contienen pigmentos inhibidores de la corrosión (fosfato de Zinc, Zinc

metálico o aluminio).

Proporcionan protección por barrera, mas no anticorrosiva, por lo que deben aplicarse varias

manos hasta llegar al espesor adecuado.

Protegen contra el medio ambiente y dan color y brillo al sistema.

La protección se cumple al lograr el espesor indicado de capa de pintura seca, sólida y maciza.

Los pigmentos anticorrosivos son de comportamiento oxidante.

La protección la proporcionan los pigmentos a base de cinc que forman pares galvánicos con el acero.

AeV h ×=

: Volumen de pintura a emplear.: Espesor de pintura húmedo.: Área proyectada.

:Porcentaje de sólidosen volumen

Incluyendo factores deconversión para utilizarunidades adecuadasobtenemos que:

Donde:

Donde:

V

eh

es

A

Pero el espesor de pinturahúmeda posee componentesque se evaporan al momentode la aplicación, quedando unespesor de menor magnituddenominado espesor depintura seca , este se puedecalcular de la siguientemanera:

El porcentaje de sólidos envolumen es la fracción decapa permanente en laestructura después del secadode la pintura. Finalmente seobtiene:

( )VS%ee hs ×=

VS%

ASV%e

V s ×=

ASV%e

10001

V s ××=

: En litros (Lts): En micras (µ): En metros cuadrados (m2)

VesA

AeV h ×=




Donde:

Donde:

V

eh

es

A



( )VS%ee hs ×=

VS%

ASV%e

V s ×=

ASV%e

10001

V s ××=


VesA

3.5.4 Consumo de recubri-miento de pintura

Debido a que se requiere que la superficie metálica

tran el fosfato de cinc, el cinc metálico, óxido de hierro, aluminio, entre otros. Los solventes más empleados son los líquidos orgánicos y el agua. Los ligantes usados en pinturas son las resinas, los óleos y los silicatos solubles.

3.5.3 Sistema de recubri-mientos de pintura

En la tabla a continuación, se muestran los diferentes sistemas de recubrimientos de pintura para la protección a la corrosión recomendados para los perfiles ACESCO.

tenga cierta rugosidad para garantizar la adherencia de la pintura de fondo, el área real de contacto que hay que cubrir resulta mayor que el área proyectada de la super-ficie. Lo anterior genera un volumen adicional al teórico calculado, el cual llena los espacios entre los valles de la superficie, llamado volumen muerto. A medida que la rugosidad aumenta, aumen-ta el área real y, a su vez, el volumen requerido.El volumen teórico de pintu-ra para un recubrimiento se calcula con la ecuación de un prisma:

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AeV h ×=




Donde:

Donde:

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es

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( )VS%ee hs ×=

VS%

ASV%e

V s ×=

ASV%e

10001

V s ××=


VesA

La siguiente tabla muestra algunas pautas para los sistemas de pintura.

CostoManosPinturaAmbiente Tipo

Rural 1

Rural 2

Rural 3Urbano 1

Urbano 2

Urbano 3

Industrial 1

Industrial 2

Industrial 3

Marino 1

Marino 2

Marino 3

Fondo yacabadoFondo yacabadoFondo

acabadoFondo

acabadoFondo

acabadoFondo yacabadoFondo yacabadoFondo

acabadoFondo

acabadoFondo

IntermediaacabadoFondo

IntermediaacabadoFondo

acabado

Alquídica doble función

Imprimante alquídicoEsmalte alquídico

Imprimante epoxídicoEsmalte epoxídico

Imprimante alquídicoEsmalte alquídico

Colores Epoximástic

Poliuretano doble función

Colores Epoximástic

Imprimante epoxídicoEsmalte epoxídico

Imprimante epoxídicoEsmalte Poliuretano

Imprimante Etil–Silicato de Cincepoxídico–Poliamida(tie–coat)

Esmalte PoliuretanoImprimante Epoxi rico en cinc

Esmalte EpoxiEsmalte Poliuretano

Imprimante epoxídicoEsmalte Poliuretano

1 75 75 Bajo 3 a 6

1 40 120 Medio 4 a 72 40 1 40 120 Medio 6 a 92 402 40 160 Bajo 4 a 72 40 1 120 120 Medio 6 a 9

2 70 140 Alto 7 a 10

2 125 250 Medio 6 a 9

1 752 100 275 Medio 6 a 91 1252 75 275 Alto 7 a 10 1 75 265 Alto 8 a 121 402 75 1 75 275 Alto 7 a 11 1 1251 75 2 125 300 Alto 6 a 101 50

Espesorseco por

mano (µm)

Espesorseco total

(µm)

Expectativade durabilidad

(años)

Tabla 3.5-2. Sistemas de pintura recomendados para ambientes de diferente agresividad

A este volumen calculado se le debe agregar un volumen adicional debido a la rugosi-dad, para obtener un espesor real uniforme por encima de todas las crestas superficiales del metal. El consumo extra de pintura puede estimarse por medio de la tabla 3.5-4.

Cabe mencionar que este vo-lumen adicional debe dividir-se entre el %SV para obtener el espesor real adicional.

3.6 Técnicas para ejecutar soldadura por arco

3.6.1 Encendido del arco eléctrico

Este es uno de los procesos bases para realizar un buen proceso de soldadura de arco, se recomienda hacerlo de la siguiente manera:

• Se mueve el electrodo sobre la lámina, inclinándolos

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Tabla 3.5-3. Sistema de recubrimientos para la protección a la corrosión para perfiles ACESCO

PROTECCIÓN A LA CORROSIÓN PARA PERFILES NEGROS (PHR)

Tipo de pintura

y ambiente

Epóxico : ambientes agresivos (humedad y clorudos) y productos químicos corrosivos.

Epoxi - uretano :exposición al sol y alta

contaminación.

Alquídico : ambientes de agresividad

intermedia.

Preparación de superficie

Limpieza con chorro abrasivo grado comercial

o limpieza manual y mecánica

Limpieza con chorro abrasivo grado comercial

o limpieza manual y mecánica

Limpieza manual y mecánica

Recubrimiento base

Imprimante epóxico fosfato de cinc : e = 90 - 100 µm película seca

Imprimante epóxico fosfato de cinc: e = 75 - 100 µm película seca

Imprimante alquídico fosfato de cinc : e = 65 - 75 µm cada una

película seca

Recubrimiento de barrera

Barrera Epóxica Gris: e = 90 - 100 µm película

seca

Barrera Epóxica Gris : e = 90 - 100 µm película

seca ---

Recubrimiento de acabado

Esmalte Epóxico : e = 50 - 75 µm película seca

Esmalte Uretano: e = 50 - 75 µm película seca

Esmalte Alquídico: e = 50 - 75 µm película seca

Expectativade durabilidad 6 a 9 años 6 a 10 años 3 a 6 años

PROTECCIÓN A LA CORROSIÓN PARA PERFILES GALVANIZADOS (PAG)

Preparación de superficie

Limpieza manual con paño impregnado con disolvente en presencia de grasa. Lavar con agua y detergente neutro (opcional el uso de cepillo plástico). Lijar

suavemente. No usar cepillos de alambre.Recubrimiento

base Barrera Epóxica (e = 40 - 75 µm película seca)

Recubrimiento de acabado

A la intemperie: Esmalte Uretano (e = 40 - 50 µm película seca)Bajo techo: Esmalte Epóxico (e = 40 - 50 µm película seca) o Esmalte

Alquídico (e = 50 - 65 µm cada una película seca)Expectativa

de durabilidad 5 a 7 años

3.6.2 Ejecución de un cordón de soldadura

• Regular la corriente eléctri-ca de acuerdo al diámetro del electrodo seleccionado.• Encender el arco eléctrico.• Mantener el electrodo perpendicular al metal base, con un ángulo de inclinación acorde con la posición de la ejecución de la soldadura en la dirección de avance.

Figura 3.6-1. Esquema del encendido del electrodo

Pieza de trabajo

Electrodo aliniciarseel arco

Electrodo alquedar establecidoel arco

ligeramente.• Cuando la punta del elec-trodo toca la lámina, el arco se enciende.

• Cuando el arco se ha encendido, se retira un poco el electrodo, para formar un aro ligeramente largo, y luego establecer el arco de longitud

Tabla 3.5-4. Volumen adicional requerido según la rugosidad de la superficie6

15 120 245 360 475 590 6105 7180 8

Rugosidad (µ) Volumenadicional(Lts / m2)

6 Estos valores son de referencia que deben ser verificados en campo según el producto utilizado

normal, aproximadamente igual al diámetro del núcleo del electrodo.

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• Mantener un arco de una longitud de 1.5 a 3 mm y mover el electrodo sobre la lámina a una velocidad uni-forme para formar el cordón.• A medida que el arco va formando el cordón, obser-var el cráter y notar como la fuerza de arco excava el me-tal base y deposita el metal de aporte.• Depositar cordones de 4 a 6 cm de largo y apagar el arco.

Para reanudar un cordón de soldadura, sin dejar espa-cios o abultamientos, que desmejoren su aspecto y uniformidad se debe hacer lo siguiente:

• Mantener el electrodo en posición perpendicular con un ángulo de inclinación acorde con la posición de la ejecución de la soldadura en la dirección de avance.• Encender el arco a unos 5 cm delante del cráter dejado por el cordón anteriormente interrumpido.• Regresar al cráter y mover al electrodo dentro de este hasta rellenarlo y luego se-guir adelante con la ejecución del cordón.

Debido a que los cráteres cau-san zonas de tensiones y son los lugares más débiles de la soldadura deben rellenarse debidamente, a continuación se presenta dos formas para rellenar los cráteres cuando el cordón llega al borde de la lámina:

• Levantar el electrodo lentamente, moviéndolo hacia atrás sobre el cordón ya ejecutado.

Figura 3.6-2. Cráter formado al finalizar un cordón de soldadura

Cráter

• Otro método consiste en apagar el arco a una distan-cia de 2 a 5 mm del final del cordón o extremo de la unión y reanudar el arco en el borde de la lámina, para ejecutar un cordón en el sentido con-trario al ya realizado. Conti-nuar soldando hasta el cráter del primer cordón y apagar el arco cuando los bordes de cada cráter se junten.

Cordones anchos y bien for-mados so obtienen moviendo el electrodo de lado a lado en sentido transversal mientras se avanza. En la figura 3.6-5 se observan los diferentes movimientos oscilatorios.

Figura 3.6-3 Método para evitar formación de cráter

Levantar el electrodo lentamentedesplazandose hacia atrás

Figura 3.6-4 Método alternativo para evitar formación de cráter

Encender el arco y formarun cordón hacia el cráter

30o

Figura 3.6-5 Formas de cordones de solda-dura de arco

Movimiento en “Zig-Zag”

Movimiento en “Media Luna”

Movimiento en “B”

Movimiento “Circular”

Movimiento en “Media Luna Circular”

La orientación del electrodo para las diferentes confi-guraciones y posiciones de soldadura se muestran en las siguientes figuras:

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Figura 3.6-6 Orientación del electrodo para realizar soldadura de arco posición plana

Figura 3.6-7 Orientación del electrodo para realizar soldadura de arco posición horizontal

Electrodo40o - 50o

40o - 45o

90o

60o - 75o

10o - 15o

Electrodo70o - 80o

65o - 75o

85o - 90o

50o - 75o

45o

45o

90o

90o

40o - 90o

40o - 90o

45o

45o

90o

90o

40o - 90o

40o - 90o

Figura 3.6-8 Orientación del electrodo para realizar soldadura de arco posición vertical: a) Ascendente b) Descendente c) De solape.

45o

90o

70o - 90o

Preferible

Inconveniente

70o - 90o

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45o

90o

70o - 90o

Preferible

Inconveniente

70o - 90o

Figura 3.6-9 Orientación del electrodo para realizar soldadura de arco posición sobrecabeza

3.7 Inspección visual en la soldadura

La inspección visual (visual testing, VT) es considerado como el método de ensayo más sencillo para las solda-duras, comparado con las otras técnicas de ensayos no destructivos existentes. Para cualquier programa efectivo de control de calidad de soldaduras, la inspección visual suministra los elemen-tos básicos para la evaluación de estructuras, componentes, productos y materiales que se hayan fabricado.

En soldadura, los códigos y estándares contemplan a la VT como el mínimo nivel de evaluación que se requiere

para la aceptación o rechazo de un producto.

Un programa efectivo de VT, antes, durante y después de la aplicación de la soldadura, da como resultado la detec-ción de la mayoría de las dis-continuidades que se podrían encontrar más tarde, con otros métodos de prueba no destructivos más costosos.

No todas la personas pue-den ejercer esta actividad; solamente un Inspector o un Supervisor preparado. El Inspector o Supervisor debe tener experiencia y conocimiento sobre todas las técnicas usadas para realizar las uniones soldadas. Se debe llegar a familiarizar con los requerimientos de la soldadu-ra, para determinar cuándo deben ser ejecutadas las ins-pecciones y para desarrollar sistemas de reporte y mante-nimiento de la información de inspección. Estas guías de ayuda se subdividen en tres partes.

3.7.1 Guía antes de la solda-dura

• Revisar la documentación pertinente.• Verificar los procedimien-tos de soldadura.• Verificar las calificaciones individuales de los soldado-res.• Establecer sus puntos de vista.• Desarrollar un plan de

inspección.• Desarrollar un plan para recolectar los resultados de la inspección y almacenarlos.• Desarrollar un sistema para identificar rechazos.• Verificar la condición del equipo de soldadura.• Verificar la calidad y la condición del metal base y el de aporte que serán usados.• Verificar la preparación de la soldadura.• Verificar la preparación de la junta.• Verificar el montaje de la junta.• Verificar el alineamiento.• Verificar el precalentamien-to, cuando se requiera.• Verificar la limpieza de la junta.

3.7.2 Guía durante la solda-dura

• Verificar que las variables de soldadura estén de acuerdo con el procedimiento.• Verificar la calidad de cada pase individualmente.• Verificar la limpieza entre pases.• Verificar la temperatura entre pases.• Verificar el sitio y la se-cuencia de colocación de cada pase individual.• Verificar las superficies de respaldo.• Realizar ensayos no des-tructivos cuando se necesi-ten.

3.7.3 Guía después de la soldadura

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• Verificar su apariencia final.• Verificar sus dimensiones.• Verificar su longitud.• Verificar la precisión de sus dimensiones.• Desarrollar ensayos no des-tructivos adicionales cuando se requiera.• Monitorear el tratamien-to térmico post-soldadura, cuando este se requiera.• Preparar los reportes de inspección.

Ciertos implementos ayudan al Inspector o Supervisor de soldadura a ejecutar más fácil y efectivamente su trabajo, tales como linternas, lupas, galgas, instrumentos térmi-cos y de medida, espejos, etc.

3.8 Corte en obra de los elementos, herramientas y métodos

En el caso que se requieran cortes por ajustes a la geo-metría de la estructura, se requieres sistemas de corte y herramientas que se apliquen tanto al acero negro como al galvanizado. El más utilizado es el corte por acetileno, me-diante soplete ó con electro-dos, mediante soldadura.

3.8.1 Corte con oxicorte

El término Oxicorte indica la operación de seccionamiento o corte del acero por medio de un soplete alimentado por un gas combustible y oxíge-no. Esta operación se basa

Figura 3.8-1 Esquema general del proceso oxicorte en perfiles formados en frío

Válvula reguladora para eloxígeno de combustible

Entrada del oxígenoEntrada del combustible

Válvula reguladora decombustible

en la reacción fuertemente exotérmica de la oxidación del hierro en presencia de oxígeno. Un hilo de hierro se lleva a la temperatura de rojo y se coloca en presencia de oxígeno puro, el cual arde rápidamente, continuando la combustión por la reacción de oxidación.

Este proceso consta de un soplete ordinario que permite calentar un punto del acero a la temperatura de corte, es decir, de 1200 a 1300° C y de un dispositivo que aporta el oxígeno necesario para la oxidación del hierro; a este último se le da el nombre de oxígeno de corte, mientras que a la llama del soplete destinada a mantener la re-acción, se le da el nombre de llama de calefacción.

Para el corte de perfiles for-mados en frío se recomienda utilizar acetileno ó gas natu-ral el cual tiene las siguientes ventajas:

Acetileno: Poder calorífico elevado, gran temperatura de calefacción, por tanto:

velocidad de corte elevada, llama de calefacción econó-mica, flexibilidad de la llama, regulación fácil. Profundidad de corte hasta 700 mm.

Gas Natural: Económico con poder calorífico adecuado para cortar laminas delgadas.

Los pasos a seguir para un buen corte son los siguientes:

• Abrir toda la válvula de oxígeno de combustión en el soplete.• Abrir un poco la válvula de combustible.• Encender la mezcla.• Reducir el gas combusti-ble hasta obtener una llama neutra.• Abrir la válvula de oxígeno de corte.

El siguiente esquema muestra los procedimientos de corte manual con oxicorte.

El chorro de oxígeno para el corte tiene que salir de la boquilla recto y cilíndrico, no debe fluctuar. Para cortes sobre superficies limpias, con buen acabado se requiere 2

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Para chapas gruesas,levantar un poco el sopletey moverlo lentamentehacia adelante

Abrir paulatinamentela válvula de oxígenode corte

Perforación totalPrecalentar

Figura 3.8-2 Procedimiento de oxicorte

litros de oxígeno por centí-metro cuadrado de sección.

La velocidad de avance se debe seleccionar en la ficha técnica de corte y depende en gran medida de las siguientes variables:

• Del tipo de corte: si es vertical u oblicuo, si es recto o curvilíneo; para cortes obli-cuos y para cortes en curvas de radios pequeños, hay que reducir la velocidad según:

• De las exigencias para la superficie del corte, si se trata de un corte estructural o de separación. • De la composición del material. • De las características de la superficie del material, si tiene escorias, está oxidada o tiene una imprimación. • De las características (suavidad de marcha) de la

Tabla 3.8-1 Reducción de la velocidad de avance según el ángulo de inclinación del corte

Corte oblicuo de 30º 25%

Corte oblicuo de 45º 45%

Corte en curva 10%

máquina. • De la boquilla de corte elegida.

Escogiendo una adecuada secuencia de corte se puede evitar la deformación que se produce por la aportación de calor de la llama. Para ello se debe tener en cuenta las siguientes recomendaciones:

• Cortar primero los sectores interiores.• Elegir el sentido de corte e tal forma que los recortes puedan separarse solos.• Cortar dentro del marco.

3.8.2 Corte con electrodo metálico

Es posible cortar metales fun-diéndolos mediante el inten-so calor que se produce entre un electrodo especial y la pieza. La aplicación de estos electrodos se realiza utilizan-do equipos convencionales de soldadura eléctrica manual, sin requerir equipos o acceso-rios adicionales.

El proceso de corte con elec-trodos se utiliza para cortar, perforar, eliminar secciones

defectuosas, remover solda-duras antiguas, preparar bi-seles y ranuras para la solda-dura en toda clase de metales ferrosos y no ferrosos. El área de corte es pequeña y, como el metal es fundido y rápi-damente removido, el área circundante no llega a altas temperaturas; esto reduce la posibilidad de distorsión y rajadura.

Con los electrodos de corte puede removerse acero dulce a una velocidad de hasta 10 kg por hora, mientras que con un disco esmerilador de alta velocidad solo se llega a 2 kg por hora máximo.

Con respecto al corte oxiace-tilénico, el corte por electro-dos metálicos presenta venta-jas ya que el oxicorte solo se emplea para cortes de acero dulces, mientras que por elec-trodos se puede emplear para cortar cualquier tipo de acero laminado, forjado, o hierro fundido, aceros inoxidables, así como el cobre, bronce, aluminio y cualquier metal o aleación no ferrosa.

3.9 Instalación de los per-nos

Un mecanismo de sujeción apernado está sujeto a dos tipos de esfuerzos cuando es apretado: tensión y torsión, siendo la tensión el esfuerzo deseado y la torsión el inde-seado debido a que es causa-do por la fricción, esfuerzo

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que consume la mayor parte del torque aplicado, de tal manera que se desea que solo el de tensión permanezca después de apretar. Realmen-te la fricción consume alrede-dor de 85% del torque (50% bajo la cabeza del tornillo y 35% en las roscas), dejando solo alrededor de 15% para tensionar el tornillo.

Para que un tornillo sea precargado apropiadamente por una tuerca y se preven-ga una falla prematura, se requiere aplicar un deter-minado torque. Con este se reduce la posibilidad de que el mecanismo de sujeción se afloje cuando está en servi-cio. Las fallas por fatiga de los mecanismos de sujeción son la causa de la mayoría de sus problemas. Las roturas por fatiga son causadas por insuficiente apriete y la falta de una precarga o fuerza de agarre adecuada, lo cual origina movimiento entre las

partes del ensamble y esfuer-zos cíclicos del mecanismo de sujeción dando origen a pequeñas grietas. Eventual-mente, estas grietas progresa-rán hasta el punto en donde el mecanismo de sujeción no puede soportar la carga de diseño y en consecuencia fallará.

3.9.1 Métodos de torque

Uno de los mayores proble-mas que tienen las uniones apernadas es la precisión con la que se puede lograr una determinada precarga del tornillo, según el método de apriete del tornillo. Una precarga insuficiente, causa-da por un método de apriete impreciso, es una causa fre-cuente de fallas en uniones atornilladas. Hay 6 métodos principales para controlar la precarga en este tipo de uniones.

• Apriete controlando el torque • Apriete controlando el ángulo de giro• Apriete controlando la fluencia o esfuerzo de fluen-cia• Apriete por calor• Métodos indicadores de tensión

3.9.1.1 Apriete controlando el torque

Es el método más popular para controlar la precarga. Cuando el tornillo es apre-

Fricción en las roscas 45%

Fricción en la cara de la tuerca 40%

Deformación del tornillo 8,1%

Torque real aplicado 6.9 %

tado, su cuerpo sostiene un esfuerzo directo debido a la tensión de estiramiento y un esfuerzo torsional por la acción del torque actuan-do sobre las roscas, el cual se traduce en fricción. Un problema fundamental de este método es que, como la mayor parte del torque (alrededor del 85%) es usa-do para vencer la fricción, pequeñas variaciones en los valores de fricción pueden conducir a grandes cambios en la precarga del tornillo. Por esta situación, es impor-tante que se consideren todos los factores que afectan la transformación del torque en precarga de tensión, tales como coeficiente de fricción entre la tuerca y el tornillo, deformaciones locales del tor-nillo y la tuerca, desalinea-miento de los componentes, tornillos doblados, velocidad de apriete, tornillos reusados, etc, los cuales pueden aumen-tar la fricción y por lo tanto disminuir el porcentaje de torque para tensión o precar-ga del tornillo.

Cuando se usa este método para medir la relación entre tensión y torque, se tienen variaciones de más de 35% en la precarga, aún en situacio-nes controladas.

3.9.1.2 Apriete controlando el ángulo de giro

En este método, la tuerca o el tornillo a apretar, se gira un

Figura 3.9-1 Distribución del torque aplicado en juntas pernadas.

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determinado ángulo después de haberse aplicado un tor-que inicial. Es usado general-mente con llaves de potencia y da variaciones de alrededor de 20%. Es necesario tener la especificación precisa de los valores a utilizar. Limita el número de veces que se puede reutilizar un tornillo porque se trabaja cerca del lí-mite del esfuerzo de fluencia después del cual el material puede fallar.

3.9.1.3 Apriete controlando la fluencia del material

Método basado en la identi-ficación del punto de fluen-cia del tornillo que está siendo apretado. Una rápida detección del cambio en la curvatura de la gráfica indica que se ha llegado al punto de fluencia, indicando parar el proceso de apriete. Es usado generalmente en aplicaciones críticas, tales como tornillos de culatas y de bielas con el fin de tener consistentemen-te altas precargas. Debido al alto costo de los equipos necesarios, es improba-ble utilizar este método y normalmente solamente lo utilizan algunos fabricantes. Este método da variaciones de alrededor de 10% en la precarga.

3.9.1.4 Método de apriete por calor

Utiliza las características de la expansión térmica del

tornillo, el cual al calentarse por una fuente externa, se expande. La tuerca es apre-tada a un valor determinado y se permite que el conjunto se enfríe. Cuando el tornillo trata de contraerse longitu-dinalmente, la tuerca no lo permite, resultando en la pre-tensión deseada. Este método no es muy utilizado y se usa solamente en aplicaciones con tornillos de diámetros grandes, dando variaciones de alrededor de 15% en la precarga.

3.9.1.5 Métodos indicadores de tensión

Incluye el uso de tornillos in-dicadores de tensión, arande-las indicadoras de carga y el uso de métodos que determi-nan el cambio en la longitud del tornillo o del mecanismo de sujeción. Las arandelas indicadoras de carga son ampliamente usadas en estructuras y en algunas co-nexiones eléctricas y aunque indican cuando se ha logrado la precarga, no indican en cuanto se ha excedido. El cambio en la extensión de un tornillo puede ser medido usando un micrómetro u otros métodos sofisticados como el ultrasonido.

3.9.2 Practicas de torque

Generalmente las especifica-ciones de torque se dan para tornillos y tuercas nuevas, con acabado superficial

estándar, sin uso de lubrican-tes, con una tensión del 90% del esfuerzo de fluencia, para una aplicación de torque con una secuencia final suave y lenta hasta que el valor máximo se obtiene. A con-tinuación se mencionan las principales fuentes de error en una llave de torque:

• Fricción estática y dinámi-ca: a medida que un tornillo es tensionado, dos superficies se deslizan una contra la otra. Sí al estar cerca de la tensión objetivo se para y luego se continúa, después de reposicionar la llave de torque, se permite que haya una mayor fuerza de fricción estática, dando a entender que ya se ha llegado al torque objetivo.

• Irregularidades superfi-ciales: a nivel microscópico causan cambios en el coefi-ciente de fricción. Los cam-bios pueden ser uniformes o más pronunciados en ciertas posiciones de torqueo.

• Lubricantes: son usados generalmente para conse-guir lecturas de torque más consistentes, ayudando más a algunas irregularidades que a otras. Cuando se usa lubricante, el valor del torque a aplicar es más bajo que el especificado para torque seco y dependiendo del coeficien-te de fricción del lubricante aplicado. Lo anterior se debe a que al perderse me-

MAN

UAL

TÉCN

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ERFI

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CERO

FOR

MAD

OS E

N FR

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66

nor esfuerzo de tensión por fricción debido al lubricante, queda un mayor porcentaje de torque para tensionar el tornillo. Si se aplica el mismo torque se corre el riesgo de sobrepasar el límite de fluen-cia del tornillo y en conse-cuencia puede fallar durante su apriete u ocasionar una falla prematura.

• Técnico u Operador: si no se mantiene el torque a 90 grados de la superficie duran-te el torqueo.

• Roscas del tornillo: no todas las roscas reciben la misma carga. Lo mismo aplica a las irregularidades superficiales en contacto con otra superficie.

• Calibración: cada conjunto de tornillo-tuerca es diferen-te.

• Tensión de carga lateral: si el tornillo tiene alguna tensión de este tipo, el perfil de tensión no será uniforme. Un lado del tornillo estará en mayor tensión que el otro. Teniendo en cuenta los po-sibles errores se recomienda además seguir las siguien-tes prácticas para pernos y tornillos:

En la Figura 3.9 1 se indica la secuencia de apriete reco-mendado más usual para

algunas aplicaciones con múl-tiples tornillos. La secuencia de torque se debe dar en varios pasos incrementales y siguiendo el orden indicado, para asegurar una fuerza de agarre uniforme y un asenta-miento adecuado en toda la superficie de la pieza que está siendo fijada. Figura 3.9 1 Secuencia de apriete para una configura-ción típica de pernos

• El uso de cualquier tipo de extensión con una llave de torque cambia la lectura del indicador hacia un menor valor.

• No se recomienda el uso de palancas y tubos para apretar tornillos debido a la imposi-bilidad de saber el valor del torque aplicado. Pueden que-dar excesivamente apretados o flojos.

• No se puede confiar en la inspección visual para detectar tornillos flojos: debe usarse una llave de torque.

• No deben mezclarse tornillos de diferentes gra-dos en una junta, flanche o conexión, debido a que conducirán a problemas con el apriete, produciendo cargas de agarre incorrectas y dispa-rejas. Unos tornillos estarán recibiendo más carga que otros, pudiéndose producir su falla.

• Todos los tornillos de cabe-za hexagonal, mayor o igual a 5 mm de diámetro, deben tener su marca de identifica-ción. Un tornillo sin marcas indicará que es de un grado bajo. No deben usarse torni-llos que, aunque estén em-pacados con un número de referencia del fabricante, no tengan las marcas del grado. Podrían ser de procedencia no confiable.

• Cuando se instale una tuerca en un perno o espárra-go, un mínimo de dos hilos de rosca deben sobresalir de la cara de la tuerca, después de haber sido torqueada, para asegurar un correcto y completo enrosque. Se debe tener en cuenta que una excesiva longitud libre es un riesgo para el personal. Si se tienen demasiadas roscas libres, pueden ser expuestas a la corrosión y a su daño haciendo difícil su remoción. Mientras sea posible, no debe haber más de 5 roscas libres y en ningún caso deben sobre-salir más de 10 roscas.

1

2 3

45

6 7

89

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Figura 3.9-1 Secuencia de apriete para una configuración típica de pernos

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20

AnexosPropiedades mecánicas y de diseño

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m

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PROPIEDADES MECÁNICAS DE LA SECCIÓN COMPLETAPERFIL ESTRUCTURAL C CAJÓN NEGRO

X

Y

Referencia Espesor Calibre A B C Peso Area X cent. Y cent. Momento de Inercia Modulo de Sección Radio de Giro

Perfil (mm) # (mm) (mm) (mm) (kgf/m) (mm2) (mm) (mm) Ix (mm4) ly (mm4) Sx (mm3) Sy (mm 3) rx (mm) ry (mm) ro (mm)

PHR C 100 x 50 - 3.0mm 3,0 11 100 50 15 10,13 1241,00 50,0 50,0 1905627 1744979 38113 34900 39,186 37,498 54,237

PHR C 100 x 50 - 2.5mm 2,5 12 100 50 15 8,44 1046,30 50,0 50,0 1626770 1479443 32535 29589 39,431 37,603 54,486

PHR C 100 x 50 - 2.0mm 2,0 14 100 50 15 6,75 846,80 50,0 50,0 1332895 1204072 26658 24081 39,674 37,708 54,735

PHR C 100 x 50 -1.5mm 1,5 16 100 50 15 5,06 642,38 50,0 50,0 1023644 918656 20473 18373 39,919 37,816 54,987

PHR C 100 x 50 - 1.2mm 1,2 18 100 50 15 4,05 517,41 50,0 50,0 830564 742497 16611 14850 40,065 37,882 55,139

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PHR C 120 x 60 - 2.5mm 2,5 12 120 60 15 10,21 1246,30 60,0 60,0 2842677 2609168 47378 43486 47,759 45,755 66,139

PHR C 120 x 60 - 2.Omm 2,0 14 120 60 15 8,16 1006,80 60,0 60,0 2320140 2117281 38669 35288 48,005 45,858 66,389

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PHR C 203 x 67 - 2.5 mm 2,5 12 203 67 19 14,06 1771,3 67,0 101,5 10779576 5163392 106203 77066 78,01 53,99 94,87

PHR C 203 x 67 - 2.0 mm 2,0 14 203 67 19 11,24 1426,8 67,0 101,5 8745429 4177329 86162 62348 78,29 54,11 95,17

PHR C 203 x 67 - 1.5 mm 1,5 16 203 67 19 8,44 1077,4 67,0 101.5 6651120 3168286 65528 47288 78,57 54,23 95,47

PHR C 203 x 67 - 1.2 mm 1,2 18 203 67 19 6,74 865,41 67 101.5 5365353 2551693 52861 38085 78,74 54,3 95,65

PHR C 220 x 80 - 3.0mm 3,0 11 220 80 20 19,12 2381,00 80,0 110,0 17380746 9749384 158007 121867 85,439 63,990 106,745

PHR C 220 x 80 - 2.5mm 2,5 12 220 80 20 15,94 1996,30 80,0 110,0 14666047 8203249 133328 102541 85,712 64,103 107,032

PHR C 220 x 80 - 2.0mm 2,0 14 220 80 20 12,75 1606,80 80,0 110,0 11879564 6626110 107996 82826 85,984 64,217 107,318

PHR C 220 x 80 - 1.5mm 1,5 16 220 80 20 9,56 1212,40 80,0 110,0 9020504 5017594 82005 62720 86,257 64,332 107,605

PHR C 220 x 80 - 1.2mm 1,2 18 220 80 20 7,65 973,41 80,0 110,0 7269906 4037266 66090 50466 86,420 64,401 107,778

PHR C 254 x 67 - 3.0 mm 3,0 11 254 67 18 19,12 2405,0 67,0 127 ,0 21661908 7439803 170566 111042 94,9 55,62 110,00

PHR C 254 x 67 - 2.5 mm 2,5 12 254 67 18 15,94 2016,3 67,0 127,0 18280016 6265886 143937 93521 95,22 55,75 110,33

PHR C 254 x 67 - 2.0 mm 2,0 14 254 67 18 12,79 1622,8 67,0 127,0 14807938 5066012 116598 75612 95,52 55,87 110,66

PHR C 254 x 67 - 1.5 mm 1,5 16 254 67 18 9,56 1224,4 67,0 127.0 11244775 3839837 88542 57311 95,83 56,00 111,00

PHR C 305 x 80 - 3.0mm 3,0 11 305 80 25 23,46 2951,00 80,0 152,5 38778916 12892696 254288 161159 114,634 66,098 132,325

PHR C 305 x 80 - 2.5mm 2,5 12 305 80 25 19,55 2471,30 80,0 152,5 32647188 10839242 214080 135491 114,937 66,227 132,652

PHR C 305 x 80 - 2.0mm 2,0 14 305 80 25 15,64 1986,80 80,0 152,5 26384306 8748217 173012 109353 115,238 66,356 132,977

PHR C 305 x 80 - 1.5mm 1,5 16 305 80 25 11,73 1497,40 80,0 152,5 19989218 6619208 131077 82740 115,539 66,487 133,303

PHR C 355 x 110 - 3.0mm 3,0 11 355 110 25 28,50 3611,00 110,0 177,5 67109176 29574700 378080 268861 136,326 90,500 163,630

PHR C 355 x 110 - 2.5mm 2,5 12 355 110 25 23,75 3021,30 110,0 177,5 56390424 24810804 317693 225553 136,617 90,620 163,940

PHR C 355 x 110 - 2.0mm 2,0 14 355 110 25 19,00 2426,80 110,0 177,5 45486912 19981550 256264 181650 136,907 90,740 164,248

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164,

329

PROPIEDADES MECÁNICAS DE LA SECCIÓN COMPLETAPERFIL ESTRUCTURAL I NEGRO

X

Y

Referencia Espesor Calibre A B C Peso Área X cent. Y cent. Momento de Inercia Modulo de Sección Radio de Giro

Perfil (mm) # (mm) (mm) (mm) (kgf/m) (mm2) (mm) (mm) Ix (mm4) ly (mm 4) Sx (mm 3) Sy (mm3) rx (mm) ry (mm) ro (mm)

PHR C 100 x 50 - 3.0mm 3,0 11 100 50 15 10,13 1241,00 50,0 50,0 1905627 757979 38113 15160 39,186 24,714 46,329

PHR C 100 x 50 - 2.5mm 2,5 12 100 50 15 8,44 1046,30 50,0 50,0 1626770 648193 32535 12964 39,431 24,890 46,629

PHR C 100 x 50 - 2.0mm 2,0 14 100 50 15 6,75 846,80 50,0 50,0 1332895 532072 26658 10641 39,674 25,067 46,929

PHR C 100 x 50 - 1.5mm 1,5 16 100 50 15 5,06 642,38 50,0 50,0 1023644 409406 20473 8188 39,919 25,245 47,232

PHR C 100 x 50 - 1.2mm 1,2 18 100 50 15 4,05 517,41 50,0 50,0 830564 332577 16611 6652 40,065 25,353 47,413

PHR C 120 x 60 - 3.0mm 3,0 11 120 60 15 12,25 1481,00 60,0 60,0 3343088 1239790 55718 20663 47,511 28,933 55,628

PHR C 120 x 60 - 2.5mm 2,5 12 120 60 15 10,21 1246,30 60,0 60,0 2842677 1056667 47378 17611 47,759 29,118 55,935

PHR C 120 x 60 - 2.0mm 2,0 14 120 60 15 8,16 1006,80 60,0 60,0 2320140 864481 38669 14408 48,005 29,303 56,242

PHR C 120 x 60 - 1.5mm 1,5 16 120 60 15 6,12 762,38 60,0 60,0 1775043 662978 29584 11050 48,252 29,489 56,550

PHR C 120 x 60 - 1.2mm 1,2 18 120 60 15 4,90 613,41 60,0 60,0 1436975 537498 23950 8958 48,400 29,601 56,735

PHR C 150 x 50 - 3.0mm 3,0 11 150 50 17 12,62 1565,00 50,0 75,0 5073825 815351 67651 16307 56,939 22,825 61,344

PHR C 150 x 50 - 2.5mm 2,5 12 150 50 17 10,52 1316,30 50,0 75,0 4309274 696256 57457 13925 57,217 22,999 61,666

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