Atención norma derogada, ver regulación posterior

Real Decreto 751/2011, de 27 de mayo, por el que se aprueba la Instrucción de Acero Estructural (EAE)

Artículo 1 Objeto

Esta Instrucción de Acero Estructural (EAE) es el marco reglamentario por el que se establecen las exigencias que deben cumplir las estructuras de acero para satisfacer los requisitos de seguridad estructural y seguridad en caso de incendio, además de la protección del medio ambiente, proporcionando procedimientos que permiten demostrar su cumplimiento con suficientes garantías técnicas.

Las exigencias deben cumplirse en el proyecto y la construcción de las estructuras de acero, así como en su mantenimiento.

Esta Instrucción supone que el proyecto, construcción y control de las estructuras que constituyen su ámbito de aplicación son llevados a cabo por técnicos y operarios con los conocimientos necesarios y la experiencia suficiente. Además, se da por hecho que dichas estructuras estarán destinadas al uso para el que hayan sido concebidas y serán adecuadamente mantenidas durante su vida de servicio.

La notación, las unidades y criterios de signos y la terminología empleadas en esta Instrucción son las indicadas en el Anejo 1.

Artículo 2 Ámbito de aplicación

Esta Instrucción es aplicable a todas las estructuras y elementos de acero estructural de edificación o de ingeniería civil, con las excepciones siguientes:

• - Las estructuras realizadas con aceros especiales tales como los aceros de alto límite elástico, superior a 460 N/mm2, salvo en elementos de unión (tornillos, bulones, etc.), y los aceros provenientes de aleaciones especiales como el acero inoxidable;
• - los elementos estructurales mixtos de acero estructural y hormigón y, en general, las estructuras mixtas de acero y otro material de distinta naturaleza, con función resistente; y
• - los elementos estructurales de hormigón que forman parte de una estructura metálica de acero, como por ejemplo, forjados, núcleos y muros. Dichos elementos deberán ser dimensionados y comprobados de acuerdo con lo prescrito en la Instrucción de Hormigón Estructural (EHE) vigente.

En el caso de que la estructura de acero se pretense con armaduras activas, todo aquello que concierna al pretensado, en lo que se refiere a bases de proyecto, análisis estructural, dimensionamiento y comprobación, ejecución y control, se llevará a cabo de acuerdo con lo establecido en la Instrucción EHE vigente.

Si existe reglamentación específica de acciones, esta Instrucción se aplicará complementariamente a la misma.

Cuando a la vista de las características de la obra, definidas por la propiedad, la estructura pueda considerarse como una obra especial o singular, esta Instrucción será de aplicación con las adaptaciones y disposiciones adicionales que establezca el autor del proyecto para satisfacer las exigencias definidas en esta Instrucción, con su mismo nivel de garantía.

Artículo 3 Consideraciones generales

Todos los agentes que participan en el proyecto, construcción, control y mantenimiento de las estructuras de acero en el ámbito de esta Instrucción están obligados a conocer y aplicar la misma.

Para asegurar que una estructura de acero satisface los requisitos establecidos en el Artículo 5 de esta Instrucción, los agentes que intervengan deben comprobar el cumplimiento de las exigencias que se establecen en la misma para el proyecto, la ejecución, el control y el mantenimiento de la estructura.

Para justificar que la estructura cumple las exigencias que establece esta Instrucción, el autor del proyecto o la dirección facultativa, en sus respectivos ámbitos, podrán:

• a. Adoptar soluciones técnicas que sean conformes con los procedimientos que establece esta Instrucción, cuya aplicación es suficiente para acreditar el cumplimiento de las exigencias establecidas en la misma, o
• b. adoptar, para el cálculo de la estructura en el Proyecto, los procedimientos establecidos en los Eurocódigos Estructurales para estructuras de acero, constituidos por las normas de la serie EN: 1990, 1991, 1993, 1997 y 1998, junto con sus correspondientes Anejos Nacionales, cuya aplicación puede considerarse un medio para demostrar el cumplimiento de las exigencias establecidas en la Instrucción, o
• c. adoptar soluciones alternativas que se aparten parcial o totalmente de los procedimientos contemplados en esta Instrucción. Para ello, el autor del proyecto y la dirección facultativa pueden, en uso de sus atribuciones, bajo su personal responsabilidad y previa conformidad de la propiedad, adoptar soluciones alternativas (mediante sistemas de cálculo, disposiciones constructivas, procedimientos de control, etc., diferentes), siempre que se justifique documentalmente que la estructura cumple las exigencias de esta Instrucción porque sus prestaciones son, al menos, equivalentes a las que se obtendrían por la aplicación de los procedimientos de ésta.

Artículo 4 Condiciones generales

4.1. Condiciones administrativas

En el ámbito de aplicación de esta Instrucción, podrán utilizarse productos de construcción que estén fabricados o comercializados legalmente en los Estados miembros de la Unión Europea y en los Estados firmantes del Acuerdo sobre el Espacio Económico Europeo y siempre que dichos productos, cumpliendo la normativa de cualquier Estado miembro de la Unión Europea, aseguren en cuanto a la seguridad y el uso al que están destinados un nivel equivalente al que exige esta Instrucción.

Dicho nivel de equivalencia se acreditará conforme a lo establecido en el Artículo 4.2 o, en su caso, en el Artículo 16 de la Directiva 89/106/CEE del Consejo, de 21 de diciembre de 1988, relativa a la aproximación de las disposiciones legales, reglamentarias y administrativas de los Estados miembros sobre los productos de construcción.

Lo dispuesto en los párrafos anteriores será también de aplicación a los productos de construcción fabricados o comercializados legalmente en un Estado que tenga un Acuerdo de asociación aduanera con la Unión Europea, cuando ese Acuerdo reconozca a esos productos el mismo tratamiento que a los fabricados o comercializados en un Estado miembro de la Unión Europea. En estos casos el nivel de equivalencia se constatará mediante la aplicación, a estos efectos, de los procedimientos establecidos en la mencionada Directiva.

A los efectos de esta Instrucción, debe entenderse que las normas UNE, UNE EN o UNE EN ISO mencionadas en el articulado, se refieren siempre a las versiones que se relacionan en el Anejo 2, salvo en el caso de normas UNE EN que sean transposición de normas EN cuya referencia haya sido publicada en el Diario Oficial de la Unión Europea, en el marco de aplicación de la Directiva 89/106/CEE sobre productos de construcción, en cuyo caso la cita se deberá relacionar con la última Comunicación de la Comisión que incluya dicha referencia.

Los distintivos de calidad voluntarios que faciliten el cumplimiento de las exigencias de esta Instrucción podrán ser reconocidos, de conformidad con los procedimientos y requisitos establecidos en el Anejo 10 de la misma, por las Administraciones Públicas competentes en el ámbito de la construcción.

4.2. Condiciones técnicas para la conformidad con esta Instrucción

4.2.1. Condiciones técnicas de los productos, equipos y sistemas

Los materiales y los productos de construcción que se incorporen con carácter permanente a las estructuras de acero deberán presentar las características suficientes para que la estructura cumpla las exigencias de esta Instrucción, para lo que deberá comprobarse su conformidad de acuerdo con los criterios establecidos en el Título 7º.

4.2.2. Condiciones técnicas del proyecto

El proyecto deberá describir la estructura, justificando la solución adoptada y definiendo las exigencias técnicas de las obras correspondientes con el detalle suficiente para que puedan valorarse e interpretarse inequívocamente durante su construcción.

En particular, el proyecto definirá las obras proyectadas con el detalle adecuado, de modo que pueda comprobarse explícitamente que las soluciones adoptadas cumplen las exigencias de esta Instrucción y del resto de la reglamentación técnica que le fuera aplicable. Esta definición incluirá, al menos, la siguiente información:

• a. Las características técnicas de cada unidad de obra, con indicación de las condiciones para su ejecución y las verificaciones y controles a realizar para comprobar su conformidad con lo indicado en el proyecto.
• b. Las características técnicas mínimas que deben cumplir los productos, equipos y sistemas que se incorporen de forma permanente a la estructura proyectada, así como sus condiciones de suministro, las garantías de calidad y el control de recepción que deba realizarse.

  A la vista de las posibles mayores garantías técnicas y de trazabilidad que puedan estar asociadas a los distintivos de calidad, el autor del proyecto valorará la inclusión en el correspondiente pliego de prescripciones técnicas particulares, de la exigencia de emplear materiales y productos que dispongan de un nivel de garantía adicional conforme con el Anejo 10 de esta Instrucción.

• c. Las verificaciones y pruebas de carga que, en su caso, deban realizarse sobre la estructura construida, y
• d. Las instrucciones de uso y mantenimiento de la estructura.

4.2.3. Condiciones técnicas de la ejecución

Las obras de ejecución de la estructura se llevarán a cabo con sujeción al proyecto y a las modificaciones que, bajo su responsabilidad y en uso de sus atribuciones, autorice la dirección facultativa, con la conformidad, en su caso, de la propiedad; además, deberán ser conformes a la reglamentación que sea aplicable y a las normas de buena práctica constructiva.

Durante la construcción, se desarrollarán las actividades de control necesarias para comprobar la conformidad en la ejecución, la conformidad de los materiales y productos que lleguen a la obra, así como la conformidad de aquéllos que se preparen en la misma con la finalidad de ser incorporados a ella con carácter definitivo.

Atendiendo a los mismos criterios de garantía expuestos en el apartado anterior, la dirección facultativa valorará la conveniencia de exigir productos que dispongan de un nivel de garantía adicional conforme con el Anejo 10 de esta Instrucción, aun en el caso de que tal exigencia no haya sido prevista en el proyecto.

Durante la construcción de la obra, la dirección facultativa elaborará la documentación que reglamentariamente sea exigible y que, como mínimo, deberá incluir una memoria que recoja las incidencias principales de la ejecución, una colección de planos que reflejen el estado final de la obra tal y como ha sido construida y la documentación correspondiente al control de calidad efectuado durante la obra, todo ello de conformidad con lo establecido en el proyecto y en esta Instrucción.

Artículo 5 Requisitos

De conformidad con la normativa vigente, y con el fin de garantizar la seguridad de las personas, los animales y los bienes, el bienestar de la sociedad y la protección del medio ambiente, las estructuras de acero deberán ser idóneas para su uso, durante la totalidad del período de vida útil para la que se construye. Para ello, deberán satisfacer los requisitos siguientes:

• a. seguridad y funcionalidad estructural, consistente en reducir a límites aceptables el riesgo de que la estructura tenga un comportamiento mecánico inadecuado frente a las acciones e influencias previsibles a las que pueda estar sometida durante su construcción y uso previsto, considerando la totalidad de su vida útil,
• b. seguridad en caso de incendio, consistente en reducir a límites aceptables el riesgo de que los usuarios de la estructura sufran daños derivados de un incendio de origen accidental, e
• c. higiene, salud y protección del medio ambiente, en su caso, consistente en reducir a límites aceptables el riesgo de que se provoquen impactos inadecuados sobre el medio ambiente como consecuencia de la ejecución de las obras.

Para la consecución de los anteriores requisitos, deberán cumplirse las exigencias que se relacionan en este Artículo. Para su comprobación será suficiente, en algunos casos, la aplicación de los procedimientos incluidos en esta Instrucción, mientras que en otros, deberán ser complementados con lo establecido por otras reglamentaciones vigentes de carácter más específico en función del uso de la estructura.

En cualquier caso, la propiedad deberá fijar previamente al inicio de proyecto, la vida útil nominal de la estructura, que no podrá ser inferior a lo indicado en las correspondientes reglamentaciones específicas o, en su defecto, a los valores recogidos en la tabla 5.1.

Tabla 5.1. Vida útil nominal de los diferentes tipos de estructura (1)

La propiedad podrá establecer también otros requisitos adicionales, como por ejemplo, el aspecto, en cuyo caso deberá identificar previamente a la realización del proyecto las exigencias ligadas a la consecución de los citados requisitos adicionales, así como los criterios para su comprobación.

Los anteriores requisitos se satisfarán mediante un proyecto que incluya una adecuada selección de la solución estructural y de los materiales de construcción, una ejecución cuidadosa conforme al proyecto, un control adecuado del proyecto, en su caso; así como de la ejecución y de la explotación junto, con un uso y mantenimiento apropiados.

5.1. Exigencias

Las exigencias que debe cumplir una estructura de acero para satisfacer los requisitos son las que se relacionan a continuación.

5.1.1. Exigencias relativas al requisito de seguridad estructural

Para satisfacer este requisito, las estructuras deberán proyectarse, construirse, controlarse y mantenerse de forma que se cumplan unos niveles mínimos de fiabilidad para cada una de las exigencias que se establecen en los apartados siguientes, de acuerdo con el sistema de seguridad recogido en el grupo de normas europeas EN 1990 a EN 1999 «Eurocódigos Estructurales».

Se entiende que el cumplimiento de esta Instrucción, complementada por las correspondientes reglamentaciones específicas relativas a acciones, es suficiente para garantizar la satisfacción de este requisito de seguridad estructural.

5.1.1.1. Exigencia de resistencia y estabilidad

La resistencia y la estabilidad de la estructura serán las adecuadas para que no se generen riesgos inadmisibles como consecuencia de las acciones e influencias previsibles, tanto durante su fase de ejecución como durante su uso, manteniéndose durante su vida útil prevista. Además, cualquier evento extraordinario no deberá producir consecuencias desproporcionadas respecto a la causa original.

El nivel de fiabilidad que debe asegurarse en las estructuras de acero vendrá definido por su índice de fiabilidad, 50, para un período de referencia de 50 años, que en el caso general, no deberá ser inferior a 3,8. En el caso de estructuras singulares o de estructuras de poca importancia, la propiedad podrá adoptar un índice diferente.

Los procedimientos incluidos en esta Instrucción mediante la comprobación de los estados límite últimos, junto con el resto de criterios relativos a ejecución y control, permiten satisfacer esta exigencia.

5.1.1.2. Exigencia de aptitud al servicio

La aptitud al servicio será conforme con el uso previsto para la estructura, de forma que no se produzcan deformaciones inadmisibles, se limite a un nivel aceptable, en su caso, la probabilidad de un comportamiento dinámico inadmisible para la confortabilidad de los usuarios y, además, no se produzcan degradaciones inaceptables.

Se entenderá que la estructura tiene deformaciones admisibles cuando cumpla las limitaciones de flecha establecidas por las reglamentaciones específicas que sean de aplicación. En el caso de las estructuras de edificación, se utilizarán las limitaciones indicadas en el apartado 4.3.3 del Documento Básico «Seguridad Estructural» del Código Técnico de la Edificación.

Se entenderá que un elemento estructural tiene vibraciones admisibles cuando cumpla las limitaciones establecidas por las reglamentaciones específicas que sean de aplicación. En el caso de las estructuras de edificación, se utilizarán las limitaciones indicadas en el apartado 4.3.4 del Documento Básico «Seguridad Estructural» del Código Técnico de la Edificación.

Los procedimientos incluidos en esta Instrucción mediante la comprobación de los estados límite de servicio, junto con el resto de criterios relativos a ejecución y control, permiten satisfacer esta exigencia.

El nivel de fiabilidad que debe asegurarse en las estructuras de acero para su aptitud al servicio, vendrá definido por su índice de fiabilidad, 50, para un período de 50 años, que en el caso general, no deberá ser inferior a 1,5.

5.1.2. Exigencias relativas al requisito de seguridad en caso de incendio

Para satisfacer este requisito, en su caso, las obras deberán proyectarse, construirse, controlarse y mantenerse de forma que se cumplan una serie de exigencias, entre las que se encuentra la de resistencia de la estructura frente al fuego.

El cumplimiento de esta Instrucción no es, por lo tanto, suficiente para el cumplimiento de este requisito, siendo necesario cumplir además las disposiciones del resto de la reglamentación vigente que sea de aplicación.

5.1.2.1. Exigencia de resistencia de la estructura frente al fuego

La estructura deberá mantener su resistencia frente al fuego durante el tiempo establecido en las correspondientes reglamentaciones específicas que sean aplicables de manera que se limite la propagación del fuego y se facilite la evacuación de los ocupantes y la intervención de los equipos de rescate y extinción de incendios.

En el caso de estructuras de edificación, la resistencia al fuego requerida para cada elemento estructural viene definida por lo establecido en el Documento Básico DB-SI del Código Técnico de la Edificación.

En el Anejo 8 de esta Instrucción se proporcionan unas recomendaciones para la comprobación de la resistencia al fuego de elementos estructurales de acero a fin de evitar un colapso prematuro de la estructura.

5.1.3. Exigencias relativas al requisito de higiene, salud y medio ambiente

Cuando se haya establecido el cumplimiento de este requisito, las estructuras deberán proyectarse, construirse y controlarse de forma que se cumpla la exigencia de calidad medioambiental de la ejecución.

El cumplimiento de esta Instrucción es suficiente para la satisfacción de este requisito, sin perjuicio del cumplimiento de las disposiciones del resto de la legislación vigente de carácter medioambiental que sea de aplicación.

5.1.3.1. Exigencia de calidad medioambiental de la ejecución

Cuando así se exija, la construcción de la estructura deberá ser proyectada y ejecutada de manera que se minimice la generación de impactos ambientales provocados por la misma, fomentando la reutilización de los materiales y evitando, en lo posible, la generación de residuos.

Artículo 6 Criterios de seguridad

6.1. Principios

La seguridad de una estructura frente a un riesgo puede ser expresada en términos de la probabilidad de fallo, caracterizada por un valor del índice de fiabilidad.

En esta Instrucción se asegura la fiabilidad requerida adoptando el método de los estados límite (apartado 8.1). Este método permite tener en cuenta de manera sencilla el carácter aleatorio de las variables de solicitación y de respuesta estructural que intervienen en el cálculo. El valor de cálculo de una variable se obtiene a partir de su principal valor representativo, ponderándolo mediante su correspondiente coeficiente parcial de seguridad.

Los coeficientes parciales para las acciones y para la resistencia no tienen en cuenta la influencia de posibles errores humanos. Estos fallos deben ser evitados mediante mecanismos adecuados de control de calidad que deberán abarcar todas las actividades relacionadas con el proyecto, la ejecución, el uso y el mantenimiento de una estructura.

6.2. Clases de ejecución

El proyecto incluirá la clasificación de todos los elementos de la estructura, según su ejecución, que es necesaria para garantizar el nivel de seguridad definido. Una obra, o parte de la misma, puede incluir elementos de distinta clase. Es necesario que se agrupen los elementos por clases para facilitar la descripción de requisitos y la valoración de su ejecución y control.

6.2.1. Nivel de riesgo

El nivel de riesgo de una obra define las consecuencias que podría tener su fallo estructural durante su construcción o en servicio (edificio público, almacén privado, obra estratégica, paso superior sobre vía importante, marquesina de aparcamiento, etc.).

La definición del nivel de riesgo se establece según los siguientes criterios:

• - Nivel CC 3. Elementos cuyo fallo compromete la seguridad de personas, como es el caso de un edificio público, o puede generar grandes pérdidas económicas.
• - Nivel CC 2. Elementos cuyo fallo compromete la seguridad de personas, pero no del público en general, o puede generar apreciables pérdidas económicas.
• - Nivel CC 1. Elementos no incluidos en los niveles anteriores.

Una estructura puede contener partes y componentes de diferente nivel de riesgo.

6.2.2. Condiciones de ejecución y uso

Las condiciones de ejecución y uso tratan de categorizar los riesgos inherentes al tipo de construcción y al tipo de acciones que pueden incidir sobre la estructura.

En general puede aceptarse que la complejidad de la construcción o el empleo de técnicas y procedimientos especiales pueden suponer un aumento del riesgo, así como también la existencia de esfuerzos dinámicos y condiciones climáticas desfavorables (soldadura en obra frente a uniones atornilladas, carrileras de puente grúa frente a soportes de barandillas, temperaturas bajas frente a elementos en interiores, etc.).

La definición de la condición de ejecución y uso se puede establecer de acuerdo con la tabla 6.2.3 basada en las categorías de uso y ejecución que se definen a continuación.

6.2.2.1. Categorías de uso

La categoría de uso depende del riesgo ligado al servicio para el que se diseña la estructura:

• - SC1: Estructuras y componentes sometidas a acciones predominantemente estáticas (edificios). Estructuras con uniones diseñadas para acciones sísmicas moderadas que no requieren ductilidad. Carrileras y soportes con cargas de fatiga reducida, por debajo del umbral de daño del detalle más vulnerable.
• - SC2: Estructuras y componentes sometidas a acciones de fatiga (puentes de carretera y ferrocarril, grúas y carrileras en general). Estructuras sometidas a vibraciones por efecto del viento, paso de personas o maquinaria con rotación. Estructuras con uniones que requieren ductilidad por requisito de diseño antisísmico.

6.2.2.2. Categoría de ejecución.

La categoría de ejecución depende de la fabricación y montaje de la estructura.

• - PC1: Componentes sin uniones soldadas, con cualquier tipo de acero. Componentes con soldaduras de acero de grado inferior a S355, realizadas en taller.
• - PC2: Componentes con soldaduras de acero de grado S355 o superior. Ejecución de soldaduras en obra de elementos principales. Elementos sometidos a tratamiento térmico durante su fabricación. Piezas de perfil hueco con recortes en boca de lobo.

6.2.3. Determinación de la clase de ejecución.

La clase de ejecución se define a partir de los criterios anteriores de nivel de riesgo y de categoría de las condiciones de ejecución y uso de acuerdo con la siguiente tabla:

Tabla 6.2.3. Determinación de la clase de ejecución

En casos particulares, de conformidad con la propiedad, puede ser conveniente imponer una clase de ejecución superior en algunos elementos particulares. Asimismo la clasificación anterior no limita la inclusión de requisitos adicionales que explícitamente se indiquen en el pliego de prescripciones técnicas particulares.

6.3. Comprobación estructural mediante procedimientos de cálculo

La comprobación estructural mediante cálculo representa una de las posibles medidas para garantizar la seguridad de una estructura y es el sistema que se propone en esta Instrucción.

6.4. Comprobación estructural mediante ensayos

En casos donde las reglas de esta Instrucción no sean suficientes o donde los resultados de ensayos pueden llevar a una economía significativa de una estructura, existe también la posibilidad de que el autor del proyecto efectúe la comprobación estructural mediante ensayos, manteniendo el resto de criterios de esta Instrucción.

Los requisitos mínimos que deberán satisfacer los ensayos en cuanto a planificación, ejecución y evaluación se establecen en los apartados siguientes.

Debido a la gran diversidad de circunstancias que pueden darse en el proyecto de una estructura basado en ensayos, es conveniente que, en ausencia de reglamentación aplicable, la campaña experimental y especialmente los procedimientos de ensayo sean acordados previamente por todas las partes implicadas.

La campaña experimental se basará en un modelo de cálculo que, aunque pueda ser incompleto, identificará las variables determinantes del comportamiento de la estructura, de manera que se pueda prever en líneas generales la tendencia de los ensayos.

En el caso de que el modo de colapso o el comportamiento en carga no pueda ser descrito mediante un cálculo aproximado, o bien cuando existan dudas razonables sobre la validez del mismo, se recomienda efectuar ensayos piloto.

6.4.1. Plan de ensayos

Deberá redactarse un plan de ensayos antes de proceder a la ejecución de los mismos.

En dicho plan deberá constar el objetivo a conseguir, las instrucciones de operación, el diseño de los modelos de ensayo, el de cualquier otro elemento auxiliar y los criterios que se utilizarán para la evaluación de los resultados.

Entre otros aspectos, en el plan de ensayos se deberá tratar:

• - Campo de aplicación de los ensayos (parámetros y rango de validez de los mismos).
• - Descripción de las propiedades de los elementos que pueden afectar al comportamiento de la estructura (geometría, características de los materiales, tolerancias o procedimientos de montaje).
• - Descripción completa de los modelos a ensayar.
• - Número de modelos de ensayo que debe establecerse teniendo en cuenta los criterios de significación estadística y de evaluación de resultados.
• - Establecimiento de las acciones, secuencia y velocidad de aplicación de cargas, etc.
• - Condiciones ambientales.
• - Modo previsto de comportamiento. Criterio de finalización de los ensayos.
• - Disposición de equipos de ensayo y aparejos complementarios.
• - Descripción de la instrumentación, del modo de seguimiento del ensayo y del registro de resultados.
• - Tolerancias y margen de error previsto en los dispositivos de medición.

Deberá procederse a una comprobación previa tanto de la fabricación de modelos como del montaje de los mismos, al inicio de los ensayos.

6.4.2. Ejecución de ensayos

La ejecución de los ensayos deberá ser llevada a cabo por organismos especializados con personal experimentado en este campo.

El laboratorio donde se realicen los ensayos deberá estar adecuadamente equipado y disponer de una organización que garantice una cuidadosa realización y documentación de todos los ensayos.

6.4.3. Evaluación de ensayos

En la evaluación de los ensayos se deberá considerar el carácter aleatorio de todos los datos. La fiabilidad de los resultados deberá establecerse de acuerdo con métodos estadísticos suficientemente contrastados.

6.4.4. Documentación

Cada campaña de ensayos deberá quedar documentada en un informe de ensayos que, además de contener el plan de ensayos descrito en 6.4.1, incluirá la descripción de los ensayos, las incidencias ocurridas, las personas participantes incluyendo su responsabilidad en los ensayos, los resultados y la valoración de los mismos.

Artículo 7 Situaciones de proyecto

Las situaciones de proyecto a considerar son las que se indican a continuación:

• - Situaciones persistentes, que corresponden a las condiciones de uso normal de la estructura.
• - Situaciones transitorias, como son las que se producen durante la construcción o reparación de la estructura.
• - Situaciones accidentales, que corresponden a condiciones excepcionales aplicables a la estructura.

Artículo 8 Bases de cálculo

8.1. El método de los estados límite

8.1.1. Estados límite

Se definen como estados límite aquellas situaciones para las que, de ser superadas, puede considerarse que la estructura no cumple alguna de las funciones para las que ha sido proyectada.

Generalmente, los estados límite se clasifican en:

• - Estados límite últimos.
• - Estados límite de servicio.

Debe comprobarse que una estructura no supere ninguno de los estados límite anteriormente definidos en cualquiera de las situaciones de proyecto indicadas en el artículo 7, considerando los valores de cálculo de las acciones, de las características de los materiales y de los datos geométricos.

El procedimiento de comprobación, para un cierto estado límite, consiste en deducir, por una parte, el efecto de las acciones aplicadas a la estructura o a parte de ella y, por otra, la respuesta de la estructura para la situación límite en estudio. El estado límite quedará garantizado si se verifica, con una fiabilidad aceptable, que la respuesta estructural no es inferior al efecto de las acciones aplicadas.

Para la determinación del efecto de las acciones deben considerarse las acciones de cálculo combinadas según los criterios expuestos en el Capítulo III y los datos geométricos según se definen en el Artículo 16 y debe realizarse un análisis estructural de acuerdo con los criterios expuestos en el Capítulo V.

Para la determinación de la respuesta estructural deben considerarse los distintos criterios definidos en los Títulos 4º y 5º de esta Instrucción, teniendo en cuenta los valores de cálculo de las propiedades de los materiales y de los datos geométricos, de acuerdo con lo expuesto en el Capítulo IV.

La definición de las acciones actuantes en las estructuras se establece en las respectivas instrucciones, reglamentos, normas básicas, etc., relativas a acciones. En esta Instrucción se fijan, en general, dado que resultan imprescindibles para su utilización, reglas para la definición de los valores de cálculo de las acciones y sus combinaciones, siempre que las correspondientes reglamentaciones de acciones no indiquen otra cosa.

8.1.2. Estados límite últimos

La denominación de estados límite últimos engloba todos aquellos que producen el fallo de la estructura, por colapso o rotura de la misma o de una parte de ella.

Como estados límite últimos deben considerarse los debidos a:

• - La pérdida del equilibrio de la estructura o parte de ella, considerada como un sólido rígido;
• - el fallo por pérdida de la estabilidad de la estructura o parte de ella, o de algún o algunos elementos estructurales que constituyen la estructura;
• - el fallo por agotamiento de la resistencia de la estructura o de las secciones de los elementos estructurales que constituyen la misma;
• - el fallo por agotamiento de la resistencia de las uniones;
• - el fallo por deterioro progresivo bajo la actuación de cargas repetidas.

En la comprobación de los estados límite últimos que consideran el colapso o rotura de una sección o elemento estructural, se debe satisfacer la condición:

Para la evaluación del estado límite de equilibrio (Artículo 33) se debe satisfacer la condición:

8.1.3. Estados límite de servicio

Se incluyen bajo la denominación de estados límite de servicio todas aquellas situaciones de la estructura para las que no se cumplen los requisitos de funcionalidad, de comodidad, de durabilidad o de aspecto requeridos.

En la comprobación de los estados límite de servicio se debe satisfacer la condición:

8.2. Bases de cálculo orientadas a la durabilidad

Antes de comenzar el proyecto, se deberá identificar el tipo de ambiente que define la agresividad a la que va a estar sometido cada elemento estructural.

Para conseguir una durabilidad adecuada, se deberá establecer en el proyecto, y en función del tipo de ambiente, una estrategia acorde con los criterios expuestos en el Capítulo VII y con lo expuesto en el Artículo 79 Tratamiento de protección y en el Título 8º Mantenimiento de esta Instrucción.

8.2.1. Definición del tipo de ambiente

El tipo de ambiente al que está sometido un elemento estructural viene definido por el conjunto de condiciones físicas y químicas a las que está expuesto, y que puede llegar a provocar su degradación como consecuencia de efectos diferentes a los de las cargas y solicitaciones consideradas en el análisis estructural.

El tipo de ambiente viene definido por una de las clases de exposición, frente a corrosión, de acuerdo con 8.2.2.

Cuando una estructura contenga elementos con diferentes tipos de ambiente, el autor del proyecto deberá definir algunos grupos con los elementos estructurales que presenten características similares de exposición ambiental. Para ello, siempre que sea posible, se agruparán elementos del mismo tipo (por ejemplo, pilares, vigas de cubierta, placas de base, etc.) cuidando además que los criterios seguidos sean congruentes con los aspectos propios de la fase de ejecución.

Para cada grupo, se identificará la clase que define la agresividad del ambiente al que se encuentran sometidos sus elementos.

8.2.2. Clases de exposición ambiental en relación con la corrosión del acero

A los efectos de esta Instrucción, se definen como clases de exposición las que se refieren exclusivamente a procesos relacionados con la corrosión del acero.

Se distingue entre estructuras o elementos estructurales expuestos a la corrosión atmosférica (tabla 8.2.2.a) y estructuras o elementos estructurales sumergidos en agua o enterrados en el suelo (tabla 8.2.2.b). En el caso de que existan procesos mecánicos (erosión eólica por arena, abrasión por la acción de las olas o de los sólidos transportados por el agua), biológicos (acción de organismos vivos), térmicos (temperaturas superiores a 60 ºC), o agentes químicos particularmente agresivos (caso de ciertas instalaciones industriales especiales, como industrias papeleras, factorías de tintes y refinerías de petróleo), cuyo efecto agrava fuertemente la posible corrosión, deberá tenerse en cuenta este hecho, al objeto de reforzar la protección de la estructura.

Debe tenerse en cuenta el peligro de formación de condensaciones, que puede producirse en las áreas más frías de estructuras en el interior de edificios, en espacios cerrados y elementos huecos cuya hermeticidad no haya sido garantizada (caso de emplear soldaduras discontinuas o uniones no herméticas con pernos), o en instalaciones especiales (como las estaciones de bombeo o los circuitos de refrigeración por agua). La formación de condensaciones supone siempre un agravamiento de la corrosión.

En el caso de puentes de carretera o pasarelas peatonales, debe prestarse especial atención si existe riesgo de corrosión por la utilización de fundentes (sales de deshielo). Esto puede producir corrosión en tableros de puentes o pasarelas en que se utilicen fundentes, en zona inferior de pilas de pasos elevados sobre carreteras en que se empleen, e incluso en la cara inferior de tableros de pasos elevados sobre carreteras en que se utilicen, por efecto de los aerosoles salinos producidos. A estos efectos, en las zonas con más de cinco nevadas anuales o con valor medio de la temperatura mínima en los meses de invierno inferior a 0 ºC se considerará que la clase de exposición es la C5-I.

Tabla 8.2.2.a. Clases de exposición relativas a la corrosión atmosférica

Tabla 8.2.2b. Clases de exposición relativas al agua y suelo

Artículo 9 Clasificación de las acciones

Las acciones a considerar en el proyecto de una estructura o elemento estructural se pueden clasificar según los criterios siguientes:

• - Clasificación por su naturaleza.
• - Clasificación por su variación en el tiempo.
• - Clasificación por su variación en el espacio.
  • 9.1. Clasificación de las acciones por su naturaleza

    Las acciones se pueden clasificar según su naturaleza en los siguientes grupos:

• - Acciones directas. Son aquellas que se aplican directamente sobre la estructura. En este grupo se incluyen el peso propio de la estructura, las restantes cargas permanentes, las sobrecargas de uso, etc.
• - Acciones indirectas. Son aquellas deformaciones o aceleraciones impuestas capaces de dar lugar a esfuerzos. En este grupo se incluyen los efectos debidos a la temperatura, asientos de la cimentación, desplazamientos impuestos, acciones sísmicas, etc. 9.2. Clasificación de las acciones por su variación en el tiempo Las acciones se pueden clasificar por su variación en el tiempo en los siguientes grupos:
• - Acciones permanentes (G). Son aquellas que actúan en todo momento y son constantes en magnitud y posición. Dentro de este grupo se engloban el peso propio de la estructura, de solados y pavimentos, de accesorios e instalaciones fijas, etc.
• - Acciones permanentes de valor no constante (G*). Son aquellas que actúan en todo momento pero cuya magnitud no es constante y varía de forma monótona, como por ejemplo, movimientos diferidos de la cimentación.
• - Acciones variables (Q). Son aquellas cuyo valor varía frecuentemente a lo largo del tiempo, de forma no monótona. Dentro de este grupo se incluyen sobrecargas de uso, acciones climáticas, acciones debidas al proceso constructivo, etc.
• - Acciones accidentales (A). Son aquellas cuya probabilidad de actuación a lo largo de la vida útil de la estructura es pequeña pero tienen una magnitud importante. En este grupo se incluyen las acciones debidas a impactos, explosiones, etc. Los efectos sísmicos pueden considerarse de este tipo.

La acción de incendio se entiende como situación accidental de proyecto y se analiza en el Capítulo XII y en el Anejo 8 de esta Instrucción.

9.3. Clasificación de las acciones por su variación en el espacio

Las acciones se pueden clasificar según su variación en el espacio en los siguientes grupos:

• - Acciones fijas. Son aquellas que se aplican siempre en la misma posición. Dentro de este grupo se incluyen básicamente las acciones debidas al peso propio de los elementos estructurales y funcionales.
• - Acciones libres. Son aquellas cuya posición puede ser variable en la estructura. Dentro de este grupo se incluyen, por ejemplo, las sobrecargas de uso.

Artículo 10 Valores característicos de las acciones

10.1. Generalidades

El valor característico de una acción es su valor de referencia a efectos de proyecto. Puede venir determinado por un valor medio, un valor nominal o, en los casos en que se fije mediante criterios estadísticos, por un valor correspondiente a una determinada probabilidad de no ser superado durante un período de referencia, que tiene en cuenta la vida útil de la estructura y la duración de la acción.

10.2. Valores característicos de las acciones permanentes

Para las acciones permanentes en las cuales se prevean dispersiones importantes, o en aquellas que puedan tener una cierta variación durante el período de servicio de la estructura, tales como balasto, pavimento, solados, se tomarán los valores característicos superior e inferior. En caso contrario es suficiente adoptar un único valor.

En general, para el peso propio de la estructura se adoptará como valor característico un único valor deducido de las dimensiones nominales y de los pesos específicos nominales. Para los productos de acero se tomará el siguiente valor del peso específico:

Acero: 78,5 kN/m³

Artículo 11 Valores representativos de las acciones

El valor representativo de una acción es el valor de la misma utilizado para la comprobación de los estados límite.

Una misma acción puede tener uno o varios valores representativos, según sea su tipo.

El valor representativo de una acción en su valor característivo F_k o éste afectado por un coeficiente Ψ de simultaneidad:

Como valores característicos de las acciones se tomarán los indicados en las reglamentaciones de acciones vigentes.

Tabla 11.a. Coeficientes de simultaneidad para las sobrecargas de uso en edificios

Tabla 11.b. Coeficientes de simultaneidad para la acción de la nieve

Tabla 11.c. Coeficientes e simultaneidad para la acción del viento

Tabla 11.d. Coeficientes de simultaneidad para la acción térmica

Artículo 12 Valores de cálculo de las acciones

Se define como valor de cálculo de una acción el obtenido como producto del valor representativo (Artículo 11) por un coeficiente parcial para la acción:

12.1. Estados límite últimos

Como coeficientes parciales para las acciones en las comprobaciones de los estados límite últimos se adoptan los valores de la tabla 12.1, siempre que las reglamentaciones correspondientes de acciones no establezcan otros criterios, en cuyo caso se adoptarán estos últimos.

Tabla 12.1. Coeficientes parciales para las acciones, aplicables para la evaluación de los estados límite últimos

En general, para las acciones permanentes, la obtención de su efecto favorable o desfavorable se determina ponderando todas las acciones del mismo origen con el mismo coeficiente, indicado en la tabla 12.1.

Cuando los resultados de una comprobación sean muy sensibles a las variaciones de la magnitud de la acción permanente, de una parte a otra de la estructura, las partes favorable y desfavorable de dicha acción se considerarán como acciones individuales. En particular, esto se aplica en la comprobación del estado límite de equilibrio en el que para la parte favorable se adoptará un coeficiente γ_G = 0,9 y para la parte desfavorable se adoptará un coeficiente γ_G = 1,1, para situaciones de servicio, ó γ_G = 0,95 para la parte favorable y γ_G = 1,05 para la parte desfavorable, para situaciones de construcción.

12.2. Estados límite de servicio

Como coeficientes parciales para las acciones para las comprobaciones de los estados límite de servicio se adoptan los valores de la tabla 12.2, siempre que las reglamentaciones correspondientes de acciones no establezcan otros criterios.

Tabla 12.2. Coeficientes parciales para las acciones, aplicables para la evaluación de los estados límite de servicio

Artículo 13 Combinación de acciones

13.1. Principios generales

Para cada una de las situaciones estudiadas se establecerán las posibles combinaciones de acciones. Una combinación de acciones consiste en un conjunto de acciones compatibles que se considerarán actuando simultáneamente para una comprobación determinada.

Cada combinación, en general, estará formada por las acciones permanentes, una acción variable determinante y una o varias acciones variables concomitantes. Cualquiera de las acciones variables puede ser determinante.

13.2. Estados límite últimos

Para las distintas situaciones de proyecto, las combinaciones de acciones se definirán de acuerdo con las siguientes expresiones:

En situaciones persistentes o transitorias:

En situaciones accidentales:

En situaciones en las que actúa la acción sismica:

donde:

En las situaciones persistentes o transitorias, cuando la acción determinante Qk,1 no sea obvia, se valorarán distintas posibilidades considerando diferentes acciones variables como determinantes.

El estado límite último de fatiga, en el estado actual del conocimiento, supone comprobaciones especiales que dependen de los elementos a dimensionar (elementos estructurales, aceros de construcción, uniones, tornillos, etc.) y de los detalles constructivos. La comprobación frente a fatiga se hará de acuerdo con lo recogido en el Capítulo XI de esta Instrucción.

13.3. Estados límite de servicio

Para estos estados límite se consideran únicamente las situaciones de proyecto persistentes y transitorias. En estos casos, las combinaciones de acciones se definirán de acuerdo con las siguientes expresiones:

Combinación poco probable:

Combinación frecuente:

Combinación cuasi-permanente:

Artículo 14 Generalidades

Tanto la determinación de la respuesta estructural como la evaluación del efecto de las acciones, deben realizarse utilizando valores de cálculo para las características de los materiales y para los datos geométricos de la estructura.

Los valores de cálculo necesarios para la comprobación a rotura frágil y a fatiga se indican en el apartado 32.3 y en el Capítulo XI, respectivamente.

Artículo 15 Valores característicos y de cálculo de las propiedades de los materiales

15.1. Valores característicos

A los efectos de esta Instrucción se emplearán como valores característicos de las propiedades de los materiales, los valores nominales, que se dan en el Capítulo VIII.

15.2. Valores de cálculo

Los valores de cálculo de las propiedades de los materiales (R_d) se obtienen dividiendo los valores característicos (R_k) por un coeficiente parcial para la resistencia (γM):

15.3. Coeficientes parciales para la resistencia del acero

Los valores de los coeficientes parciales para la resistencia en la comprobación de los estados límite últimos son los que se indican en la tabla 15.3.

Tabla 15.3. Coeficientes parciales para la resistencia, para estados límite últimos

Los coeficientes parciales para la resistencia aplicables a la comprobación de uniones entre elementos estructurales de sección hueca se indican en el Capítulo XIV.

Los coeficientes parciales para la resistencia aplicables a la comprobación de fatiga se indican en el Capítulo XI.

Para la comprobación de los estados límite de servicio se adoptarán como coeficientes parciales para la resistencia valores iguales a la unidad.

Artículo 16 Geometría

16.1. Valores característicos y de cálculo

Se adoptarán como valores característicos y de cálculo de los datos geométricos, los valores nominales definidos en las normas de productos o en la documentación de proyecto:

En algunos casos, cuando las imprecisiones relativas a la geometría tengan un efecto significativo sobre la resistencia de la estructura, se tomará como valor de cálculo de los datos geométricos el siguiente:

donde ▵a deberá tener en cuenta las posibles desviaciones desfavorables de los valores nominales y estará definido de acuerdo con las tolerancias establecidas en el proyecto. El valor de ▵a puede ser tanto negativo como positivo.

16.2. Imperfecciones

Las imperfecciones de fabricación y montaje entre las que se incluyen las tensiones residuales y las imperfecciones geométricas tales como la falta de verticalidad, rectitud, planitud, ajuste, así como las posibles excentricidades de montaje en uniones, se tendrán en cuenta en la comprobación frente a los fenómenos de inestabilidad.

En esta Instrucción, los efectos de estas imperfecciones se tendrán en cuenta a través del empleo de unas imperfecciones geométricas equivalentes, cuya definición se hará de acuerdo con el Artículo 22.

Artículo 17 Generalidades

El análisis estructural consiste en la obtención del efecto de las acciones sobre la totalidad o parte de la estructura, con objeto de efectuar las comprobaciones de los estados límite últimos y de servicio definidos en el Artículo 8.

Dicho análisis debe realizarse, para las diferentes situaciones de proyecto indicadas en el Artículo 7, mediante modelos estructurales adecuados que consideren la influencia de todas las variables que sean relevantes.

Artículo 18 Idealización de la estructura

18.1. Modelos estructurales

Para realizar el análisis se idealizan tanto la geometría de la estructura como las acciones y las condiciones de apoyo mediante un modelo matemático adecuado que debe, asimismo, reflejar aproximadamente las condiciones de rigidez de las secciones transversales, de los elementos, de sus uniones y de las vinculaciones con el terreno.

Los modelos estructurales deben permitir la consideración de los efectos de los movimientos y deformaciones en aquellas estructuras, o partes de ellas, en las que los efectos de segundo orden incrementen significativamente los efectos de las acciones.

En ciertos casos, el modelo debe incorporar en sus condiciones de rigidez la consideración de:

• - La respuesta no lineal del material fuera del rango elástico.
• - Los efectos del arrastre de cortante en secciones con alas anchas.
• - Los efectos de la abolladura en paneles comprimidos de chapa.
• - Los efectos de la catenaria (utilizando por ejemplo un módulo de elasticidad reducido) y de los desplazamientos en las estructuras con cables.
• - La deformabilidad a cortante de ciertos elementos estructurales.
• - La rigidez de las uniones.
• - La interacción suelo-estructura.

Cuando sea preciso realizar análisis dinámicos, los modelos estructurales deben además considerar las características de masa, rigidez, resistencia y amortiguamiento de cada elemento estructural, así como las masas de los demás elementos no estructurales.

Cuando, de acuerdo con las instrucciones o normativas vigentes, resulte apropiado efectuar una aproximación casi-estática de los efectos dinámicos de la estructura, dichos efectos pueden considerarse incluidos en los valores estáticos de las acciones, o bien aplicarse coeficientes de amplificación dinámica equivalente a dichas acciones estáticas.

En algunos casos (por ejemplo vibraciones inducidas por viento o sismo) los efectos de las acciones pueden obtenerse, a partir de análisis elásticos lineales, por el método de superposición modal.

Los análisis estructurales frente al fuego requieren modelos específicos que se contemplan en el Capítulo XII.

En algunos casos los resultados del análisis estructural pueden experimentar variaciones sensibles respecto a posibles oscilaciones de ciertos parámetros del modelo o de las hipótesis de cálculo adoptadas. El autor del proyecto deberá entonces realizar un análisis de sensibilidad que permita acotar el rango probable de oscilación de la respuesta estructural buscada.

18.2. Modelos de los elementos

Para el análisis, los elementos estructurales se clasifican en unidimensionales, cuando una de sus dimensiones es mucho mayor que las restantes, bidimensionales, cuando una de sus dimensiones es pequeña comparada con las otras dos, y tridimensionales cuando ninguna de sus dimensiones resulta sensiblemente mayor que las otras.

El autor del proyecto deberá elegir, en cada caso, el tipo de elemento más adecuado para reflejar satisfactoriamente su respuesta estructural.

La directriz del elemento seguirá, generalmente, la alineación de los baricentros elásticos de las secciones transversales.

18.2.1. Luces de cálculo

Salvo justificación especial, se considerará como luz de cálculo de un elemento unidimensional la distancia entre ejes de apoyo o entre puntos de intersección de su directriz con las de los elementos adyacentes.

18.2.2. Constantes estáticas de las secciones transversales

El análisis global de la estructura se podrá realizar, en la mayoría de los casos, utilizando las secciones brutas de los elementos, a partir de las dimensiones nominales de los mismos.

En elementos unidimensionales, las constantes estáticas a considerar son el área, los momentos de inercia respecto de ejes principales y el módulo de torsión uniforme.

El área de cortante y los efectos de la distorsión de la sección y de la torsión de alabeo sólo necesitan tenerse en cuenta en algunos casos especiales.

Los efectos del arrastre por cortante en secciones con alas anchas, y de la abolladura de paneles comprimidos de chapa, sobre la rigidez de los elementos deben considerarse cuando puedan afectar significativamente a los resultados del análisis estructural.

El efecto del arrastre por cortante en las alas puede tenerse en cuenta a través del uso de unas anchuras eficaces para las mismas, según se trata en el Artículo 21.

El efecto de la abolladura de paneles comprimidos en la rigidez de los elementos puede tenerse en cuenta mediante secciones reducidas equivalentes para el caso de secciones transversales esbeltas, de clase 4, según se trata en 20.7.

En el caso de secciones con ejes principales no coincidentes con los planos de actuación de las cargas, el autor del proyecto deberá utilizar modelos estructurales que le permitan una correcta aproximación de la respuesta real de los elementos en flexión esviada.

Cuando, en secciones abiertas principalmente, el centro de esfuerzos cortantes no coincida con el baricentro de la sección transversal, el modelo estructural deberá asimismo considerar adecuadamente las acciones, constantes estáticas y geometría de los elementos, para reproducir fiablemente los efectos de la flexión y de la torsión en la estructura, así como de sus posibles interacciones mutuas y de las excentricidades de las cargas.

18.2.3. Consideración de los efectos de la distorsión en elementos de sección cerrada

En elementos sometidos a torsión, y en las zonas de aplicación de cargas concentradas de cierta entidad, deben considerarse los efectos derivados de las deformaciones por distorsión de la sección transversal, cuando sean significativos.

En general, para controlar la magnitud de dichos efectos en secciones cerradas de cierta dimensión (vigas cajón de puentes, por ejemplo), suele resultar necesario disponer un sistema interno de rigidez mediante unos elementos transversales llamados diafragmas, que pueden ser marcos, triangulaciones o vigas de alma llena.

Pueden despreciarse los efectos de la distorsión cuando la propia rigidez o dimensiones de la sección transversal (perfiles tubulares, por ejemplo), y/o de los eventuales diafragmas dispuestos, limiten los efectos de la distorsión, una vez mayorados, por debajo del 10% del límite elástico minorado del material, en el elemento considerado, bajo las acciones localizadas o excéntricas correspondientes.

Cuando sea necesario disponer diafragmas, éstos deberán dimensionarse para los esfuerzos derivados de su función rigidizadora de la sección cerrada, frente a las acciones torsoras (bajo cargas excéntricas o en elementos de directriz curva en planta) o en la proximidad de cargas concentradas (intermedias y en apoyos), según se establece en el Anejo 3.

En presencia de acciones dinámicas, los efectos de la distorsión sobre los elementos, y sus posibles diafragmas, deben considerarse siempre en la comprobación del estado límite de fatiga de la estructura.

18.2.4. Consideración de los efectos de la torsión mixta en elementos con secciones abiertas o cerradas

El contenido de este apartado sólo resulta directamente aplicable al caso de elementos lineales sometidos a torsión, en los que la distancia entre puntos de momento nulo sea igual o superior a dos veces y media su canto y cuya anchura sea igual o inferior a cuatro veces dicho canto, pudiendo ser su directriz recta o curva.

La respuesta a torsión de elementos lineales, en los que puedan despreciarse los efectos de la distorsión, es suma de dos mecanismos:

• a) Torsión uniforme o de Saint-Venant, que genera únicamente tensiones tangenciales en la sección y cuya rigidez queda caracterizada por el módulo de torsión I_t de la sección transversal.
• b) Torsión no uniforme o de alabeo, que genera tanto tensiones normales como tangenciales en los diferentes paneles de chapa de la sección transversal. Su rigidez queda caracterizada por el módulo de alabeo I_w de la misma.

La respuesta a torsión de un elemento puede obtenerse mediante un análisis elástico, por integración de las ecuaciones generales de la torsión mixta, en función de las constantes estáticas de torsión de las secciones transversales, I_t e I_w, de los módulos de deformación del material, E y G, de las condiciones de vinculación al giro y alabeo en los extremos del elemento y de la distribución de las acciones torsoras a lo largo del mismo. Alternativamente, el análisis estructural de la torsión puede abordarse mediante modelos de elementos finitos de la pieza.

De forma suficientemente aproximada puede admitirse que los efectos de la torsión de alabeo son despreciables, y analizar los elementos en torsión uniforme únicamente, en los siguientes casos:

• a) En elementos con libertad de alabeo en sus extremos y solicitados únicamente por momentos torsores en dichos extremos.
• b) En elementos en los que el módulo de alabeo de la sección transversal, I_w, sea nulo o de pequeña magnitud respecto del módulo de torsión, I_t. Es el caso de :
  • - Secciones macizas (redondos, cuadrados, rectángulos, etc.).
  • - Secciones abiertas constituidas por rectángulos que se cortan en un punto (angulares, secciones en cruz, simples T, etc.).
  • - Secciones cerradas (tubulares, cajones uni o multicelulares sin distorsión, etc.).

Asimismo, como simplificación puede admitirse que los efectos de la torsión uniforme son despreciables, y analizar los elementos únicamente en torsión de alabeo, en perfiles con secciones abiertas de pared delgada, tales como secciones doble T, U, H, Z, etc.

Cuando el equilibrio estático de una estructura dependa básicamente de la resistencia a torsión de uno o varios elementos, éstos se proyectarán principalmente con secciones cerradas. En dichos casos, los perfiles abiertos no resultan en general recomendables para resistir solicitaciones de torsión, aunque en el ámbito de los puentes o en piezas especiales, de planta recta o con pequeñas curvaturas en planta, puede recurrirse a secciones abiertas de doble viga, o bijácenas, proyectadas para resistir adecuadamente las torsiones derivadas de acciones excéntricas.

Resulta en cambio frecuente la presencia, en estructuras hiperestáticas, de elementos de sección abierta (vigas transversales de emparrillados o de tableros de puente con doble cajón, por ejemplo), que resultan solicitados a torsión únicamente por condiciones de compatibilidad derivadas de la flexión diferencial entre elementos longitudinales.

Los efectos de la torsión de alabeo, cuando sean significativos, deberán tenerse en cuenta en las comprobaciones de los estados límite de servicio y fatiga de la estructura, incluso para los elementos sometidos a torsiones de compatibilidad. En estados límite últimos su consideración sólo será necesaria para los elementos solicitados por torsiones de equilibrio y para aquellos elementos sometidos a torsiones de compatibilidad cuya rigidez a torsión haya sido considerada en el cálculo de esfuerzos del análisis global de la estructura, y tenga una influencia significativa en los resultados del mismo.

El uso de modelos estructurales, de barras principalmente, que incorporan únicamente la rigidez de torsión uniforme de los elementos, infravalora generalmente los efectos de la torsión de secciones abiertas. Cuando sea necesaria una mayor precisión, caso de secciones esbeltas o de controles de fatiga por ejemplo, deben utilizarse módulos de torsión, I_t, corregidos para aproximar la rigidez a torsión uniforme del modelo a la rigidez real a torsión mixta del elemento, estimada mediante soluciones analíticas o submodelos de elementos finitos, con las condiciones reales de cargas y vinculaciones a las que va a estar sometido.

Tabla 18.2.4. Coordenadas del centro de esfuerzos cortantes, módulos de torsión y módulos de alabeo en algunas secciones transversales de uso frecuente

Tabla 18.2.4 (continuación)

En las secciones transversales 8 y 9, «c» es la distancia entre el eje del ala y el centro de gravedad de las aletas finales.

18.2.5. Rigidez a torsión de secciones semicerradas con triangulaciones o marcos en alguna de sus caras

Es el caso, por ejemplo, de las subsecciones abiertas de secciones cajón mixtas que, en fases constructivas, cierran provisionalmente su circuito de torsión mediante triangulaciones o marcos tipo Vierendeel en alguna de sus caras. También puede tratarse de elementos exclusivamente de acero que incluyan dichas disposiciones (torres, soportes compuestos, por ejemplo). Para el cálculo del módulo de torsión uniforme de estos elementos, se podrá considerar un espesor equivalente 't' de un panel de chapa ficticio cuya energía de deformación a torsión uniforme sea igual a la del panel triangulado o marco tipo Vierendeel correspondiente.

En la figura 18.2.5 se indican las expresiones que permiten obtener el espesor equivalente 't' para las disposiciones más usuales:

Figura 18.2.5. Espesor equivalente «t» para las disposiciones más usuales de secciones semicerradas con triangulaciones o marcos en alguna de sus caras

siendo:

18.3. Modelos de la rigidez de las uniones

En función de su rigidez relativa con respecto a las de los elementos a unir, en el apartado 57.4 se clasifican las uniones en: articulaciones, uniones rígidas o empotramientos y uniones semirrígidas, cuya deformabilidad queda caracterizada por sus diagramas momento-rotación (ver apartado 57.2).

Las exigencias relativas a su rigidez, resistencia y ductilidad son tratadas en el Artículo 57.

En el caso de uniones semirrígidas el modelo estructural debe ser capaz de reproducir los efectos de su comportamiento no lineal sobre la distribución de esfuerzos en la estructura y sobre las deformaciones globales de la misma, salvo que dichos efectos sean poco significativos.

En puentes y estructuras sometidas a cargas dinámicas la comprobación de las uniones deberá incluir la comprobación de su correcta respuesta a la fatiga.

En general, el diseño de las uniones se estudiará para minimizar en lo posible las excentricidades entre los ejes baricéntricos de los elementos conectados, de forma que se minimicen los esfuerzos secundarios debidos a la posible rigidez a la rotación de las uniones.

En el apartado 55.4 se tratan las condiciones que permiten no considerar dichos efectos en el caso de nudos de estructuras trianguladas. En el Artículo 64 se establecen asimismo condiciones específicas para uniones directas de elementos de sección tubular. En otras situaciones, las comprobaciones resistentes y a fatiga, tanto de las propias uniones como de los elementos conectados, deben incluir dichos esfuerzos secundarios, y el modelo estructural debe incorporar adecuadamente la geometría de las citadas excentricidades.

18.4. Modelos de la rigidez de las cimentaciones

En aquellas estructuras cuyo comportamiento resulte afectado significativamente por las condiciones de deformabilidad del terreno de cimentación, el análisis deberá abordarse mediante modelos estructurales que incorporen adecuadamente los efectos de la interacción suelo-estructura.

Cuando la respuesta estructural pueda verse sensiblemente afectada por variaciones posibles de los parámetros de deformación del terreno respecto a su valor medio estimado, el análisis estructural deberá realizar un análisis de sensibilidad para asegurar una correcta respuesta de la estructura dentro del rango de probable oscilación de dichos parámetros, que deberá quedar justificadamente establecido en el informe geotécnico del proyecto.

Para incorporar al modelo de estructura la rigidez de los vínculos entre cimentación y terreno puede recurrirse a muelles elásticos o no lineales (frente a desplazamientos horizontales, verticales y giros) o, si fuera necesario, a un modelo de elementos finitos de la zona del terreno adyacente.

La adecuada consideración de la rigidez de las cimentaciones profundas debe incorporar el posible efecto grupo del pilotaje, así como la rigidez del conjunto pilotes / encepado.

Cuando la respuesta estructural se vea sensiblemente afectada por la interacción con el terreno, el diseño de la estructura deberá cubrir las incertidumbres del modelo garantizando la suficiente ductilidad de su respuesta global, así como de los diferentes elementos afectados y de sus uniones.

Artículo 19 Análisis global

19.1. Métodos de análisis

Todo análisis estructural debe satisfacer las condiciones de equilibrio y compatibilidad, teniendo en cuenta las leyes de comportamiento de los materiales.

Los métodos para el análisis global de una estructura se clasifican en:

• a) Análisis lineales, basados en la hipótesis de comportamiento elástico-lineal de los materiales y en la consideración del equilibrio sobre la estructura sin deformar (análisis en primer orden).
• b) Análisis no lineales, que tienen en cuenta la no linealidad mecánica, esto es, el comportamiento no lineal de los materiales, y la no linealidad geométrica, es decir, la consideración de las condiciones de equilibrio sobre la estructura deformada (análisis en segundo orden).
• c) Los análisis no lineales pueden considerar, a su vez, una sola o ambas de las causas de no linealidad citadas.

El comportamiento no lineal implica la no validez del principio de superposición, lo que debe ser tenido en cuenta al aplicar el formato de seguridad descrito en los Capítulos II, III y IV.

En casos de no linealidad la respuesta estructural depende de la historia de cargas, siendo generalmente preciso proceder de forma incremental, recorriendo los rangos elásticos y elastoplásticos hasta el agotamiento de la estructura.

El análisis no lineal requiere en general, para un nivel determinado de carga, un proceso iterativo de sucesivos análisis lineales, hasta converger a una solución que satisfaga las condiciones de equilibrio, de compatibilidad y de comportamiento de los materiales. Dichas condiciones se comprueban en un número determinado de secciones, dependiendo de la discretización, que deberá ser suficiente para garantizar una adecuada aproximación de la respuesta estructural.

Las comprobaciones correspondientes al estado límite de fatiga se realizarán a partir de los resultados de un análisis global lineal de la estructura.

Asimismo, en general, las comprobaciones de los estados límite de servicio se realizarán mediante análisis lineales. Se exceptúa el caso de ciertas estructuras singulares muy esbeltas, o atirantadas, donde puede ser preciso considerar el efecto de las deformaciones bajo cargas de servicio. Asimismo, en el Artículo 41 se contempla la posibilidad de admitir plastificaciones limitadas en situaciones de servicio de ciertas estructuras sometidas a cargas predominantemente estáticas.

La posible consideración de los efectos del arrastre por cortante en el análisis global de la estructura se trata en 18.2.2 y 21.2.

Los efectos de la inestabilidad de chapas delgadas comprimidas pueden condicionar el tipo de análisis global de la estructura, según se describe en el Artículo 20. Los efectos de la abolladura sobre las rigideces de los elementos, a considerar en el análisis global de la estructura, se tratan en 18.2.2. En el caso de secciones esbeltas de clase 4 puede verse también lo establecido en 19.3.

19.2. Consideración de la no linealidad del material

En función de la forma en que se consideren, o no, los efectos de la no linealidad del material, los métodos de análisis global de la estructura se clasifican en:

• a) Análisis global elástico.
• b) Análisis global plástico.
• c) Análisis global elastoplástico.

El análisis global elástico puede utilizarse en todos los casos, con las precauciones establecidas en 20.6.

En estructuras convencionales de edificación puede, en ciertos casos, recurrirse a un análisis lineal elástico con redistribución limitada según se contempla en 19.3.1.

El análisis global elastoplástico, descrito en 19.5, puede siempre aplicarse para la comprobación de los estados límite últimos.

El análisis global plástico no resulta aplicable a puentes ni a estructuras sometidas a sobrecargas móviles o repetitivas de entidad.

19.3. Análisis global elástico

El análisis global elástico se basa en la hipótesis de un comportamiento indefinidamente lineal de la ley tensión-deformación del acero.

Se trata de un método lineal que admite el principio de superposición.

Su aplicación para las comprobaciones de los estados límite de servicio y de fatiga de estructuras de acero obliga a considerar los efectos de:

• - Los diferentes esquemas resistentes y secuencias de aplicación de las cargas en el caso de montajes evolutivos.
• - Las acciones térmicas (dilatación y gradiente).
• - Las acciones inducidas por descensos de apoyos o cualesquiera deformaciones impuestas aplicables a la estructura (pretensado, movimientos impuestos de apoyos, etc.).

Se permite no considerar dichos efectos en la comprobación de los estados límite últimos de la estructura si todas las secciones críticas, o potencialmente críticas, son de clase 1 (ver Artículo 20).

El análisis global elástico puede aplicarse para la obtención de los esfuerzos en la estructura, incluso cuando las comprobaciones resistentes de las secciones en estados límite últimos están condicionadas por la abolladura local de sus chapas (secciones de clase 4), o tomen en consideración sus reservas plásticas (secciones de clase 1 ó 2), con los matices indicados en 20.6.

19.3.1. Análisis global elástico con redistribución limitada

Es aquél en el que, para la comprobación de los estados límite últimos de la estructura, las leyes de esfuerzos de las combinaciones de acciones a considerar se obtienen a partir de un análisis global elástico lineal, como el descrito en 19.3, y posteriormente se efectúan redistribuciones limitadas de las mismas.

Su aplicación queda limitada a vigas continuas de estructuras convencionales de edificación en las que se garanticen las adecuadas condiciones de ductilidad, para lo cual deben cumplirse las siguientes condiciones:

• a) Las redistribuciones en las leyes elásticas de flectores de cada vano se limitan al 15% de su valor máximo en el elemento.
• b) Las leyes de esfuerzos en la estructura, una vez redistribuidos, están en equilibrio con las cargas aplicadas.
• c) Las secciones transversales de todos aquellos elementos en los que se efectúan redistribuciones deben ser de clase 1 ó clase 2, según el Artículo 20.
• d) Se controla adecuadamente la estabilidad lateral de las vigas, así como de sus alas comprimidas.

19.4. Análisis global plástico

Los métodos basados en el análisis global plástico de estructuras de acero sólo pueden ser aplicados para la comprobación de los estados límites últimos de estructuras convencionales de edificación, o de aquellas estructuras sometidas a cargas predominantemente estáticas y en ausencia de sobrecargas repetitivas de entidad.

Los métodos plásticos se abordan según la teoría de las rótulas plásticas y permiten la completa redistribución de los esfuerzos internos en la estructura, garantizando que los momentos resistentes plásticos alcanzados en las sucesivas rótulas plásticas permanecen inalterados hasta la formación de la última rótula plástica que convierte la estructura en un mecanismo.

Los métodos plásticos pueden basarse en uno cualquiera de los teoremas básicos de la plasticidad: el estático o del límite inferior y el cinemático o del límite superior.

Su utilización no permite considerar las distintas secuencias y fases de puesta en carga de las estructuras evolutivas, ni las acciones térmicas, deformaciones impuestas o cualquier sistema autoequilibrado de acciones que solicite la estructura, pudiendo asumirse un incremento monótono creciente de los factores de amplificación de las acciones hasta el mecanismo de colapso, para las diferentes combinaciones de acciones consideradas. El principio de superposición no es aplicable.

El análisis global plástico sólo se permite cuando los diferentes elementos de la estructura tienen una ductilidad suficiente para asegurar las redistribuciones de esfuerzos exigidas por los mecanismos de colapso plástico considerados, lo que se garantiza si se verifican las condiciones establecidas en 20.5.

En el caso de soportes o de dinteles sometidos a esfuerzos de compresión, la estimación de su capacidad de rotación debe obligatoriamente tener en cuenta la influencia de los axiles de compresión en la reducción de ductilidad de las leyes momento-curvatura (M-χ) de las secciones transversales.

En general, los análisis plásticos no deben utilizarse cuando los efectos en segundo orden debidos a las deformaciones no son despreciables, ya que en estos casos, el colapso de la estructura puede alcanzarse antes de que se lleguen a desarrollar todas las rótulas plásticas del mecanismo de ruina plástico en primer orden. En estos casos debe recurrirse al método general de análisis no lineal descrito en 24.4.

19.5. Método general de análisis no lineal elastoplástico

El método elastoplástico considera la influencia de la respuesta no lineal del acero en los diagramas momentos-curvatura de las diferentes secciones transversales, obtenidas generalmente bajo solicitaciones monótonas crecientes hasta la resistencia última de las mismas. Los diagramas momento-curvatura deben incluir la consideración de un eventual esfuerzo axil que actúe simultáneamente.

Las secciones transversales permanecen elásticas hasta alcanzar la deformación correspondiente al límite elástico en la fibra más solicitada. Bajo solicitación creciente, la sección plastifica progresivamente hasta alcanzarse las deformaciones unitarias máximas, a compresión o tracción, en la fibra más deformada.

Las deformaciones unitarias máximas del acero se indican en 19.5.1 a 19.5.3, incluyendo la consideración de los posibles fenómenos de inestabilidad de chapas comprimidas.

Las características de la sección reducida de cálculo, para considerar los efectos de la inestabilidad de chapas en secciones transversales esbeltas de clase 4, se obtienen en función de las deformaciones unitarias máximas, progresivamente crecientes, de los elementos comprimidos, según se indica en 20.7.

Los efectos del arrastre por cortante, bajo solicitación creciente, se tienen en cuenta a partir de las anchuras eficaces indicadas en 21.3 y 21.4, para la fase elástica, y en 21.5 para la fase elastoplástica.

El análisis global elastoplástico, para las combinaciones de acciones a considerar en los estados límite últimos, se aborda mediante algoritmos de cálculo no lineal, a partir de las leyes momento-curvatura (M-χ) de las diferentes secciones transversales. El principio de superposición no es aplicable.

19.5.1. Secciones sin rigidizadores longitudinales

Se adoptarán las siguientes deformaciones límite:

• a) Elementos comprimidos de acero:

  

• b) Elementos traccionados de acero:

  

  siendo (eΨlon)_y la deformación correspondiente al limite elástico minorado del acero.

  En secciones transversales esbeltas, de clase 4, los anchos reducidos de las secciones se obtienen con los criterios establecidos en 20.7, y en las tablas 20.7.a y 20.7.b, a partir del plano de deformaciones considerado. Para el cálculo del factor de reducción ρ de los paneles comprimidos se adoptará, al evaluar

  

  la deformación unitaria máxima de compresión del panel, para dicho plano de deformaciones, tanto para el ala comprimida como para el alma total o parcialmente comprimida:

  

  La estimación de la anchura eficaz por arrastre de cortante de un panel podrá realizarse, según 21.5, mediante una interpolación lineal de los coeficientes reductores Ψ para curvaturas intermedias χ, entre la elástica χ_el y la última elastoplástica χ_u.

19.5.2. Secciones con rigidizadores longitudinales de alma

Se adoptan las mismas deformaciones límite, a tracción y compresión, que en el apartado 19.5.1.

Para la obtención de los anchos reducidos de almas esbeltas, se considera que cada rigidizador divide a la chapa de alma en subpaneles independientes. Para cada subpanel se aplica un criterio similar al establecido en 19.5.1, considerando el valor ε_ecmax como la deformación unitaria máxima en el borde más comprimido del panel (figura 19.5.2).

Figura 19.5.2. Secciones reducidas con rigidizadores

19.5.3. Secciones con rigidizadores longitudinales de alas comprimidas

El análisis elastoplástico de secciones transversales con alas comprimidas rigidizadas depende fundamentalmente de estas últimas, cuya respuesta puede asimilarse a una serie de rigidizadores, con un ancho reducido de ala comprimida asociado a cada lado del eje de los mismos, que se comportan como soportes comprimidos apoyados elásticamente en los rigidizadores transversales (o diafragmas antidistorsión de las secciones cajón).

En el Anejo 6 se tratan posibles modelos aproximados de la respuesta no lineal elastoplástica de paneles de chapa comprimida rigidizados, que pueden utilizarse para la estimación de las leyes momento-curvatura de la sección transversal completa.

19.6. Influencia de la geometría deformada de la estructura

El análisis global de la estructura puede, en general, realizarse mediante:

• a) Un análisis en primer orden, a partir de la geometría inicial de la estructura.
• b) Un análisis no lineal en segundo orden, considerando la influencia de la geometría deformada de la estructura.

Los efectos de segundo orden, debidos a la deformación de la estructura, deben tenerse en cuenta si aumentan significativamente los efectos de las acciones (esfuerzos y deformaciones) en la respuesta estructural.

Para su evaluación se han de considerar las imperfecciones geométricas y mecánicas, según se trata en el Artículo 22. Al tratarse de un análisis no lineal, el principio de superposición no resulta aplicable.

La influencia de los efectos de segundo orden en la reducción de la capacidad resistente de ciertos elementos aislados, tales como soportes o vigas de sección constante, total o parcialmente comprimidos, se tiene en cuenta en el ámbito de esta Instrucción mediante coeficientes reductores incluidos en sus formulaciones resistentes, como las indicadas en 35.1, 35.2 y 35.3.

En el Artículo 23 se describen los métodos que permiten evaluar si los efectos de segundo orden afectan significativamente a la respuesta global de la estructura.

El Artículo 24 trata de los métodos generales de análisis que permiten tener en cuenta dichos efectos en los casos en los que su consideración resulta obligada.

Artículo 20 Clasificación de las secciones transversales

20.1. Bases

La agrupación de las secciones transversales en cuatro clases permite identificar la influencia de los fenómenos de inestabilidad local de chapas (abolladura) de sus zonas comprimidas sobre:

• - Su resistencia, identificando la capacidad de las secciones para alcanzar, o no, sus momentos resistentes elásticos o plásticos (figura 20.1.a).
• - Su capacidad de rotación, identificando su aptitud para desarrollar, o no, las curvaturas últimas exigibles para un análisis global de esfuerzos por métodos elásticos o plásticos (figura 20.1.b).

Figura 20.1.a. Leyes momento-curvatura (M-χ) de secciones transversales de clases 1 a 4

Figura 20.1.b. Diagrama elastoplástico hasta rotura de un dintel continuo en función de la clase de las secciones transversales.

La asignación de clase a una sección transversal se aplica únicamente en relación a los fenómenos de inestabilidad de chapas bajo la acción de tensiones normales. La consideración de los problemas de abolladura de chapas sometidas a tensiones tangenciales se trata en 35.5 y en el Artículo 40.

Tabla 20.1. Clasificación de secciones transversales en relación a las comprobaciones de los estados límite últimos

20.2. Clasificación de las secciones transversales

En función de la influencia de los problemas de inestabilidad de chapas sobre su respuesta resistente se definen cuatro clases de secciones transversales (figuras 20.1.ª y 20.1.b).

• - Secciones de clase 1 (plásticas) son aquéllas que alcanzan, sin verse afectadas por fenómenos de abolladura en sus zonas comprimidas, su capacidad resistente plástica, y permiten desarrollar, sin reducción de la misma, la capacidad de rotación exigible a las rótulas en un análisis global plástico.
• - Secciones de clase 2 (compactas) son aquéllas que pueden alcanzar su momento resistente plástico, pero en las que los fenómenos de abolladura limitan su capacidad de rotación por debajo de las exigencias de aplicabilidad del análisis global plástico.
• - Secciones de clase 3 (semicompactas) son aquéllas en las que la tensión en la fibra más comprimida, estimada a partir de una distribución elástica de tensiones, puede alcanzar el límite elástico del acero, pero en las que los fenómenos de abolladura impiden garantizar la deformación necesaria para alcanzar el momento resistente plástico de la sección.
• - Secciones de clase 4 (esbeltas) son aquéllas en las que los fenómenos de abolladura limitan incluso el desarrollo de su capacidad resistente elástica, no llegando a alcanzarse el límite elástico del acero en la fibra más comprimida.

La asignación de clase a una sección transversal depende de:

• a) El límite elástico del acero de la sección.
• b) La geometría de la sección y, en particular, la esbeltez (relación dimensión / espesor) de sus chapas parcial o totalmente comprimidas.
• c) Las posibles vinculaciones laterales de las zonas comprimidas.
• d) El signo de la flexión, en el caso de secciones no simétricas respecto de su fibra neutra.
• e) La relación flector / axil en secciones sometidas a flexión o compresión compuesta, lo que determina la posición de la fibra neutra y, por tanto, la geometría y extensión de las zonas comprimidas de chapa.
• f) La dirección del eje del momento flector en casos de flexión esviada, lo que determina la orientación de la fibra neutra y, por tanto, la geometría y extensión de las zonas comprimidas de chapa.

Las diferentes chapas comprimidas de una sección transversal, por ejemplo las alas o las almas, pueden, en función de la esbeltez y extensión de sus zonas comprimidas, tener asignadas clases diferentes.

En general, la clase de una sección transversal se asigna como la clase más elevada, es decir la menos favorable, de las relativas a cada una de sus eventuales partes comprimidas. Alternativamente, la clasificación de una sección transversal puede distinguir separadamente, a los efectos considerados explícitamente en algunos Artículos de esta Instrucción, la asignación de clase de su alma y la de sus alas comprimidas.

En las secciones esbeltas de clase 4, la reducción de su capacidad resistente en estados límite últimos, a consecuencia de los fenómenos de abolladura, puede estimarse mediante el recurso a secciones ideales reducidas según se contempla en 20.7.

20.3. Criterios de asignación de clase en secciones no rigidizadas

En secciones transversales sin rigidizadores longitudinales, la clasificación de los diferentes paneles de chapa, parcial o totalmente comprimidos, puede realizarse a partir de las relaciones límites de esbeltez incluidas en las tablas 20.3.ª a 20.3.c.

En general, puede considerarse que todo panel de chapa comprimido que no satisfaga los límites establecidos en dichas tablas para la clase 3, debe asignarse a la clase4.

Para la clasificación de secciones transversales se utilizará inicialmente la distribución plástica de tensiones, salvo en la frontera para las clases 3 y 4, que se establecerá a partir de la ley elástica (o elastoplástica con plastificación en la zona traccionada, según se contempla más adelante).

Tabla 20.3.a. Esbelteces máximas para paneles comprimidos interiores (alas y almas)

Tabla 20.3.b. Esbelteces máximas para paneles comprimidos en alas voladas

El valor del coeficiente de abolladura kσ puede obtenerse en las tablas 20.7.ª y 20.7.b

Tabla 20.3.c. Esbelteces máximas para casos especiales de paneles comprimidos

Adicionalmente, pueden considerarse las siguientes situaciones:

• a. Los paneles comprimidos cuya abolladura pueda considerarse eficazmente coaccionada mediante conectadores, u otros elementos de fijación, a una losa de hormigón, u otro sistema rígido, se asignarán a la clase 1.

  En estos casos, la separación máxima entre ejes de conectadores en la dirección de la compresión no superará:

  

  Además, la distancia máxima del borde del panel a la línea de conectadores más próxima será menor que:

  

• b. Salvo en el caso de puentes o elementos de especial relevancia, las secciones transversales cuyas alas sean de clase 1 ó 2 y las almas de clase 3 pueden, aproximadamente, considerarse como de clase 2 reemplazando la zona comprimida de alma por dos subpaneles de dimensión:

  

  Ambos subpaneles se ubicarán adyacentes al ala comprimida y al eje neutro plástico de la nueva sección reducida ideal (ver figura 20.3.a).

  

  Figura 20.3.a. Alma de clase 3 equivalente a alma de clase 2, cuando las alas son de clase 1 ó 2

• c. En secciones transversales de clase 3 ó 4 no simétricas respecto del eje neutro de flexión, en las que la plastificación se produce primero en la zona traccionada de la sección, puede permitirse, tanto a efectos de la asignación de clase del alma (ver tabla 20.3.a) como del momento resistente último de la sección, la entrada en zona plástica de las fibras traccionadas de la sección (ver figura 20.3.b).

  La deformación máxima de tracción se limitará a 6 ε_y, siendo ε<su>y el límite elástico del acero. En elementos continuos deben cumplirse asimismo los requisitos de ductilidad establecidos en 20.5.

  

  Figura 20.3.b. Respuesta elastoplástica a tracción en almas de clase 3 ó 4

• d. Excepto para el caso de las comprobaciones de los estados límite últimos de elementos susceptibles a problemas de inestabilidad, tratados en el Artículo 35, las secciones transversales de clase 4 pueden considerarse como secciones de clase 3 cuando se hallan solicitadas por tensiones mayoradas inferiores al límite elástico minorado del acero, y las esbelteces de los paneles de chapa, parcial o totalmente comprimidos, sean inferiores a los valores límite indicados en las tablas 20.3.ª a 20.3.c, pero adoptando un valor de ε' corregido tal que:

  

• e. Las secciones tubulares de clase 4, cuyo análisis debe abordarse con la teoría de láminas, quedan fuera del alcance de esta Instrucción.

20.4. Criterios de asignación de clase en secciones con rigidizadores longitudinales

Los paneles comprimidos de chapa en los que se dispongan rigidizadores longitudinales serán considerados como de clase 4.

Alternativamente, la sección podrá clasificarse de acuerdo con 20.3 sin considerar la presencia de dichos rigidizadores longitudinales.

20.5. Condiciones de las secciones transversales para un análisis global plástico

El recurso a un análisis global plástico exige asegurar una capacidad de rotación suficiente en las eventuales ubicaciones de rótulas plásticas.

En general, las exigencias de rotación pueden ser diferentes en función del emplazamiento de la rótula plástica y de la hipótesis de carga considerada.

Las exigencias de rotación para el cálculo plástico de una estructura pueden considerarse garantizadas si, para todos los elementos donde se desarrollan, o son susceptibles de desarrollarse, rótulas plásticas bajo las diferentes hipótesis de cálculo a considerar, se satisfacen las condiciones expuestas a continuación.

En el caso de elementos de sección constante se cumplen los dos requisitos siguientes:

• - Las secciones transversales en las rótulas son de clase 1.
• - En rótulas ubicadas sobre apoyos o bajo la acción de fuerzas transversales localizadas, cuyo valor exceda el 10% de la resistencia plástica a cortante de la sección transversal, se disponen rigidizadores transversales de alma a una distancia de la rótula no superior a medio canto de la sección transversal.

En elementos de sección variable deben cumplirse, además, los siguientes requisitos adicionales:

• - El espesor del alma no debe reducirse sobre una distancia de, al menos, dos veces el canto del alma en la sección de rótula, a ambos lados de dicha sección.
• - El ala comprimida en las proximidades de la sección de rótula debe mantenerse de clase 1 en una longitud mínima, a ambos lados de la rótula, no menor de dos veces el canto del alma en la sección de rótula y siempre que el momento flector en la sección sea superior al 80% del momento resistente plástico de la rótula.
• - En el resto del elemento, el ala comprimida sea de clase 1 ó 2 y el alma de clase 1, 2 ó 3.

Las geometrías y vinculaciones de los elementos de acero deberán adicionalmente asegurar la resistencia frente al pandeo lateral. Asimismo, se garantizará la coacción lateral a las alas comprimidas en las secciones de rótulas plásticas.

En el caso de ubicarse la rótula plástica en una sección que contenga una unión, deberá garantizarse que dicha unión tenga la ductilidad suficiente para asegurar las exigencias de rotación de la rótula o que, alternativamente, se dimensione con la resistencia suficiente para asegurar que la rótula plástica se desarrolla en el elemento, fuera de la unión. Los requisitos de resistencia y ductilidad de las uniones se tratan en el Artículo 57.

20.6. Condiciones de las secciones transversales para un análisis global elástico

En general, el análisis global elástico resulta siempre de aplicación, con independencia de la clase de las secciones transversales de los diferentes elementos de la estructura, sin más restricciones que las posteriores comprobaciones resistentes, de acuerdo con la clase de las mismas.

20.7. Características de la sección reducida de secciones transversales esbeltas

Con carácter general, las propiedades de la sección reducida de secciones transversales de clase 4 (esbeltas) se obtienen a partir de la definición de unos anchos reducidos en las zonas comprimidas de los paneles de chapa, de acuerdo con los criterios establecidos en la tabla 20.7.a, para los paneles interiores comprimidos de almas y alas, y en la tabla 20.7.b, para los paneles de alas con un borde libre.

El coeficiente de reducción ρ del ancho del panel comprimido puede estimarse según las siguientes expresiones:

para paneles interiores comprimidos.

para paneles con un borde libre.

donde:

En secciones esbeltas con almas o alas rigidizadas (figura 20.7.a), los paneles rigidizados pueden tratarse como un conjunto de subpaneles de ancho b, delimitados por los rigidizadores longitudinales, obteniéndose el ancho reducido de cada subpanel de acuerdo con los criterios antes establecidos, en función de la relación entre las deformaciones en los bordes del mismo.

Figura 20.7.a. Sección reducida en secciones esbeltas rigidizadas

Tabla 20.7.a. Coeficiente reductor ρ (paneles interiores)

Tabla 20.7.b. Coeficiente reductor ρ (paneles con un borde libre)

Generalmente, la obtención de los anchos reducidos de las alas comprimidas puede realizarse a partir de la geometría de la sección transversal bruta. En cambio, para la obtención de los anchos reducidos de las almas debe partirse del plano de deformaciones Ψ obtenido usando el área reducida de los paneles de ala comprimidos. En general no resulta necesario proceder iterativamente, pudiendo utilizarse, a efectos del cálculo de Ψ, las dimensiones brutas del alma (ver figura 20.7.b).

Figura 20.7.b. Determinación de la sección reducida

Generalmente, el eje neutro de la sección reducida experimentará un desplazamiento de valor e_N respecto al eje neutro de la sección bruta (ver figuras 20.7.c y d). Dicho desplazamiento deberá tenerse en cuenta para la obtención de las constantes estáticas (I_ef, W_ef) de la sección reducida.

Figura 20.7.c. Sección reducida bajo esfuerzo axil

Figura 20.7.d. Sección reducida bajo solicitación de flexión

Cuando las secciones transversales de clase 4 se hallen solicitadas por un esfuerzo axil referido al centro de gravedad de la sección bruta, debe considerarse el efecto del desplazamiento del eje neutro de la sección reducida respecto de la sección bruta para obtener el incremento de flexión al referir los esfuerzos al eje neutro de la sección reducida. De forma aproximada, y para evitar procesos iterativos, puede estimarse dicho momento adicional a partir del desplazamiento e_N del eje neutro en la sección reducida, supuesta sometida únicamente a una compresión centrada (figura 20.7.c):

Excepto para las comprobaciones de los estados límite últimos de elementos de acero susceptibles de problemas de inestabilidad, tratados en 35.1, 35.2 y 35.3, los anchos reducidos de los paneles comprimidos de secciones transversales de clase 4 pueden estimarse, de forma más precisa, con un valor de

calculado a partir de los valores de la tensión o de formación máxima en el panel comprimido, obtenidos considerando los anchos reducidos de todos los paneles parcial o totalmente compromidos de la sección:

Este procedimiento requiere un cálculo iterativo en el que, tanto los valores σ c,Ed y εc,Ed como la relación entre las deformaciones en los extremos del panel Ψ, y los anchos reducidos de los diferentes paneles y subpaneles, se obtengan en cada paso a partir de las leyes de tensiones y deformaciones de la sección total reducida calculadas en la iteración anterior.

Artículo 21 Consideración de los efectos del arrastre por cortante

21.1. Bases

El contenido de este Artículo no afecta al caso de perfiles laminados o de secciones armadas con alas de dimensión reducida.

La difusión del esfuerzo rasante desde las aristas de encuentro de almas con alas, comprimidas o traccionadas, de elementos lineales, con secciones abiertas o cerradas, da lugar a una distribución no lineal de las tensiones normales en los paneles de ala de dichas secciones (ver 21.3.5).

A efectos prácticos, para las comprobaciones de las secciones, así como para la estimación de las rigideces a flexión que se incorporan en los modelos globales de análisis estructural, puede asumirse que las tensiones normales se distribuyen uniformemente en una cierta anchura reducida de ala, denominada anchura eficaz.

La anchura eficaz depende del tipo de elemento (isostático o continuo), del tipo de acción (localizada o repartida), de la longitud del elemento entre puntos de momento nulo, de la presencia de rigidizadores en las alas, del vuelo en alas con bordes libres y, finalmente, del número de almas de la sección y de la distancia entre almas.

La anchura eficaz varía a lo largo de la directriz del elemento. Igualmente, puede variar en función del estado de plastificación del material, o de la posible abolladura de los paneles comprimidos de ala, siendo diferente en situaciones de servicio y de agotamiento.

Los efectos del arrastre por cortante pueden generalmente despreciarse cuando:

21.2. Anchura eficaz en función del tipo de análisis

Para el análisis global de la estructura, los efectos del arrastre por cortante sólo deben ser considerados cuando su influencia pueda resultar significativa, por ejemplo:

• - Cuando las reducciones de anchura eficaz de alas sean importantes.
• - Cuando, a juicio del autor del proyecto, se necesite una elevada precisión en las comprobaciones de tensiones o deformaciones.
• - En puentes en celosía, arcos o atirantados.
• - En los controles de deformaciones en montajes en voladizo de piezas con separaciones entre almas importantes.

No es preciso considerar los efectos del arrastre por cortante en el análisis global de estructuras cuyos elementos sean perfiles o vigas armadas en doble T, en edificación principalmente.

En todos los casos, y salvo que se necesite una elevada precisión, puede adoptarse para el análisis estructural una anchura eficaz constante a lo largo de la directriz de todo el elemento, utilizándose la correspondiente a la sección de centro vano, según se define en 21.3.

Cuando los límites del apartado 21.1 resultan superados deben considerarse los efectos del arrastre por cortante, mediante las anchuras eficaces definidas en 21.3 y 21.4, para las comprobaciones de los estados límite de servicio y fatiga, y en 21.5, para las relativas a los estados límite últimos.

La distribución elástica de las tensiones normales debidas a la difusión de acciones localizadas aplicadas en el plano de las almas puede estimarse según 21.6.

21.3. Anchura eficaz de alas no rigidizadas en estados límite de servicio y fatiga

Los efectos del arrastre por cortante en fase elástica pueden estimarse mediante una anchura eficaz de alas obtenida por (ver figura 21.3.a):

Figura 21.3.a. Anchuras eficaces de secciones abiertas y cerradas

La distribución de anchuras eficaces a lo largo de una viga continua puede suponerse según el esquema de la figura 21.3.b.

Figura 21.3.b. Distribución de anchuras eficaces en vigas continuas

21.3.1. Longitudes de referencia

Para la estimación de Ψ_el puede adoptarse como longitud de referencia L la distancia entre puntos de momento nulo. Como simplificación, en vigas continuas pueden adoptarse las longitudes de referencia aproximadas indicadas en la figura 21.3.1, válidas siempre que la relación de luces entre vanos contiguos no supere 1,5 y que la longitud de eventuales voladizos sea inferior a la mitad de la luz de los vanos adyacentes.

Figura 21.3.1. Longitudes de referencia en vigas continuas

21.3.2. Coeficientes Ψ_elelásticos. Cargas uniformemente repartidas en vigas continuas con luces compensadas

Los coeficientes reductores elásticos de la anchura eficaz de alas, Ψ_el , adoptan los siguientes valores, en función del parámetro ß= b₀/L (donde b₀ se define en 21.1):

• - Para todos los casos:

  

• - En centro de vanos isostáticos o continuos (flexión positiva):

  

• - En zonas de apoyos de vigas continuas o voladizos (flexión negativa):

  

• - En vanos extremos de vigas continuas (flexión positiva):

  

• - En zonas de voladizo (flexión negativa):

  

  Las expresiones anteriores se suponen aplicables para cargas uniformemente repartidas (leyes de momentos flectores parabólicas).

21.3.3. Coeficientes Ψ_el elásticos. Casos especiales

La existencia de cargas puntuales o localizadas de entidad puede reducir significativamente la anchura eficaz respecto a la que se obtendría en presencia únicamente de cargas uniformemente repartidas.

En zonas de centro de vano sometidas a cargas localizadas (leyes de momentos flectores lineales), el coeficiente reductor adopta la expresión:

• - Si la carga puntual se aplica en L/2:

  

• - Si la carga puntual se aplica en x < L/2:

  

• - En voladizos sometidos a cargas puntuales en sus extremos puede asimismo adoptarse:

  

Los coeficientes Ψ_el del apartado 21.3.2 pueden aplicarse cuando las flexiones se deban principalmente a cargas uniformemente repartidas y se trate de elementos isostáticos o continuos con las limitaciones geométricas de relación de luces entre vanos contiguos de 21.3.1.

Cuando el efecto de las cargas puntuales o localizadas sea suficientemente significativo en relación al de las cargas y sobrecargas repartidas, o cuando no se cumplan las condiciones de aplicación de las longitudes de referencia L de la figura 21.3.1, puede utilizarse un coeficiente reductor global único para la sección, obtenido mediante la expresión:

21.3.4. Elementos bajo solicitaciones combinadas locales y globales

Ciertos elementos estructurales se hallan solicitados por la combinación de los efectos de las flexiones locales, derivadas de la acción de las cargas directas actuando sobre los mismos, con los efectos, generalmente esfuerzos axiles, debidos a su participación en la respuesta global de la estructura.

Tal es el caso, por ejemplo, de los cordones superiores de estructuras en celosía, de tableros de sistemas atirantados, de los tirantes de arcos de tablero inferior, etc.

El análisis estructural (local y global), así como las comprobaciones de resistencia de las secciones, deben considerar las diferentes anchuras eficaces de dichos elementos para reflejar adecuadamente los efectos de la flexión local bajo las acciones directas y de la difusión en su plano de las solicitaciones axiles del trabajo global.

21.3.5. Distribución aproximada de tensiones normales en las alas

Una vez conocido Ψ_el en una sección, la distribución transversal de tensiones normales en la anchura del ala puede estimarse de forma suficientemente aproximada como se representa en la figura 21.3.5.

Figura 21.3.5. Ley aproximada de tensiones normales en las alas

Figura 21.3.5. Ley aproximada de tensiones normales en las alas

21.4. Anchura eficaz de alas rigidizadas en estados límite de servicio y fatiga

La presencia de rigidizadores en las alas de vigas o cajones de acero (figura 21.4) aumenta los efectos del arrastre por cortante, reduciendo las anchuras eficaces a considerar, que pueden estimarse de forma análoga al caso de alas no rigidizadas:

Figura 21.4. Anchuras eficaces en alas rigidizadas.

Los coeficientes de reducción Ψ'_el se obtienen mediante las expresiones ya establecidas en el apartado precedente, pero sustituyendo el parámetro ß por:

21.5. Anchura eficaz de alas en estados límite últimos

Los efectos del arrastre por cortante en las comprobaciones de resistencia de secciones de acero pueden ser estimados, de forma conservadora, mediante los mismos coeficientes reductores elásticos de la anchura eficaz de las alas, Ψ_el, definidos en 21.3 y 21.4. Alternativamente, pueden seguirse los criterios más precisos establecidos seguidamente:

Cuando las comprobaciones de resistencia de los estados límite últimos consideren las alas plastificadas, los coeficientes reductores de la anchura eficaz del ala en rango elastoplástico, Ψ_ult, adoptan valores más favorables que dichos Ψ_el.

Así, para alas traccionadas y para alas comprimidas de secciones transversales de clase 1 y 2, de acuerdo con el Artículo 20, puede suponerse.

En secciones transversales esbeltas, de clase 4, resulta necesario considerar conjuntamente los efectos del arrastre por cortante y de la abolladura de paneles comprimidos, en las comprobaciones de los estados límite últimos. Para ello, debe utilizarse un área eficaz reducida de las alas comprimidas, A_ef, estimada a partir de la expresión:

Para alas comprimidas de clase 3 (ver Artículo 20), donde prácticamente no se producen fenómenos de abolladura ni deformaciones fuera del ámbito elástico, en las comprobaciones de los estados límite últimos, debe adoptarse:

21.6. Anchura eficaz para acciones localizadas aplicadas en el plano del alma

La aplicación de cargas localizadas en el plano del alma de una sección, a través de la platabanda del ala, da lugar a una distribución de tensiones normales, en dirección transversal a la directriz del elemento, cuya difusión elástica en dicho plano del alma sigue una ley no lineal (ver figura 21.6) que puede aproximarse según la siguiente expresión:

El ancho eficaz, b_e, se obtiene mediante la siguiente expresión

Figura 21.6. Difusión de cargas localizadas en el plano del alma

Artículo 22 Consideración de las imperfecciones

22.1. Bases

El análisis en segundo orden de las estructuras cuya respuesta sea sensible a las deformaciones de su geometría inicial debe considerar adecuadamente los efectos de las tensiones residuales sobre la respuesta no lineal del acero, así como de las inevitables imperfecciones geométricas, tales como defectos de verticalidad, de alineación, de planeidad, de ajuste y excentricidad en las uniones, y demás tolerancias de ejecución y montaje.

En general, sus efectos pueden incorporase en los análisis estructurales adoptando unas imperfecciones geométricas equivalentes.

Los efectos de las imperfecciones deben considerarse en los siguientes casos:

• a) Efecto de las imperfecciones en el análisis global de la estructura.
• b) Efecto de las imperfecciones en el análisis de sistemas de arriostramiento lateral de elementos flectados o comprimidos.
• c) Efecto de las imperfecciones en el análisis local de elementos aislados.

Las imperfecciones deben incluirse en los análisis estructurales para la comprobación de los estados límite últimos, siempre que su influencia sea significativa. En general no resulta necesaria su consideración en las comprobaciones de los estados límite de servicio.

22.2. Método de aplicación

Los efectos de las imperfecciones geométricas equivalentes, definidas en el apartado 22.3, deben incluirse en el análisis global de estructuras traslacionales susceptibles a fenómenos de inestabilidad lateral (Artículos 23 y 24). Los esfuerzos resultantes del análisis deberán considerarse en las posteriores comprobaciones resistentes de los diferentes elementos de la estructura.

En el caso de estructuras arriostradas (ver 23.3), las imperfecciones geométricas equivalentes definidas en 22.3 se utilizarán asimismo para la verificación resistente de los sistemas estabilizadores de arriostramiento lateral (núcleos, pantallas, celosías, etc.), según se contempla en 23.4.

Los efectos de las imperfecciones establecidas en el apartado 22.4 se incorporarán, asimismo, en el análisis estructural de los eventuales sistemas de arriostramiento lateral de elementos flectados o comprimidos. Los esfuerzos resultantes del análisis se tendrán en cuenta en el dimensionamiento de dichos sistemas de arriostramiento.

En el caso de las comprobaciones resistentes de elementos aislados sensibles a fenómenos de inestabilidad, a partir de los métodos o formulaciones contemplados en los apartados 35.1, 35.2 y 35.3 de esta Instrucción, los efectos de las imperfecciones geométricas equivalentes de los elementos aislados se hallan ya implícitamente incluidos en dichas verificaciones.

Según se indica en 22.5, para el caso de elementos aislados no convencionales, cuya comprobación resistente no queda explícitamente cubierta por los métodos establecidos en el Artículo 35, así como en los casos de inestabilidad global de estructuras contemplados en 22.3.2, deben incorporarse las imperfecciones locales geométricas de los elementos aislados, establecidas en 22.3.2 y 22.3.5, en los análisis en segundo orden de dichos elementos o estructuras, respectivamente.

Si se desea, las imperfecciones geométricas equivalentes pueden sustituirse por fuerzas equivalentes, transversales a la directriz de los elementos comprimidos, según se contempla en 22.3.3 y 22.4.1.

22.3. Imperfecciones en el análisis global de la estructura

Las imperfecciones geométricas equivalentes deben incluirse en el análisis global de todas aquellas estructuras en las que no puedan despreciarse los efectos de segundo orden. En el Artículo 23 se establecen las condiciones de intraslacionalidad de estructuras que permiten no considerar dichos efectos.

La geometría del modelo de cálculo es la que resulta de incorporar a la geometría teórica, ideal, de la estructura las imperfecciones geométricas equivalentes, de forma que produzcan los efectos más desfavorables.

Para ello, las imperfecciones a considerar pueden obtenerse a partir de los modos de pandeo global de la estructura, en el plano de inestabilidad considerado.

En general, resulta necesario estudiar la posibilidad de pandeo de la estructura en su plano y fuera de él, aunque de forma no simultánea (figura 22.3).

En aquellas estructuras de baja rigidez global torsional será asimismo necesario considerar la posibilidad de un pandeo generalizado por torsión, antimétrico, mediante la aplicación de las imperfecciones en sentido contrario sobre dos caras opuestas de la estructura (figura 22.3).

El efecto de las imperfecciones en el análisis global de estructuras traslacionales se introduce como suma de un defecto global de verticalidad de la estructura y de unas curvaturas iniciales en todos los elementos comprimidos de la misma, con forma parabólica de segundo grado.

Si se desea, las imperfecciones geométricas pueden sustituirse por un sistema autoequilibrado de fuerzas transversales equivalentes, según se contempla en 22.3.3.

En general, debe analizarse siempre la posible inestabilidad bajo modos de pandeo simétricos y asimétricos, y para aquellas combinaciones de acciones en las que se obtenga, para cada uno de ellos, el menor coeficiente de amplificación de las cargas que produce la inestabilidad elástica del sistema.

22.3.1. Imperfecciones laterales globales equivalentes

Se considerará un defecto inicial de verticalidad tal que (ver figura 22.3.1):

En 'm' sólo se contabilizan los elementos solicitados por una compresión cuyo valor de cálculo, NEd, sea igual o superior al 50% de la compresión media por elemento, para el plano de pandeo y combinación de acciones considerada.

En principio, sólo deberán contabilizarse en 'm' aquellos elementos comprimidos que se extiendan a la totalidad de la altura 'h' de la estructura utilizada para la obtención de kh.

En entramados aporticados de edificación, la imperfección lateral global podrá despreciarse, para una cierta combinación de acciones, cuando:

Los efectos estructurales ocasionados por las imperfecciones laterales globales equivalentes son poco significativos respecto de los ocasionados por las acciones horizontales que actúan sobre la estructura.

Fig. 22.3.1. Imperfecciones laterales globales

22.3.2. Curvaturas iniciales equivalentes en los elementos comprimidos

Además del defecto inicial de verticalidad global de la estructura, y salvo en las circunstancias establecidas seguidamente, deberá considerarse la influencia, en la inestabilidad global de las estructuras traslacionales, de las imperfecciones locales propias de todos aquellos elementos comprimidos en los que se cumplan las dos condiciones siguientes:

• a. Al menos uno de los dos nudos extremos del elemento no pueda considerarse como articulado.
• b. Su esbeltez adimensional (ver 35.1.2), en el plano de pandeo considerado, calculada como barra biarticulada en sus extremos, sea tal que:

  

Esta condición equivale a que el axil de compresión de cálculo del elemento, N_Ed, sea superior al 25% de su carga crítica de Euler, N_cr.

En dichos casos puede adoptarse una curvatura inicial equivalente, en los elementos comprimidos afectados, con forma parabólica de segundo grado y una flecha máxima e_0, tal que

donde L es la longitud del elemento.

Si se desea realizar un análisis más preciso, pueden adoptarse, alternativamente, las expresiones establecidas en 22.3.5.

22.3.3. Fuerzas transversales equivalentes a las imperfecciones

Los efectos de las imperfecciones laterales globales y de las curvaturas iniciales en los elementos comprimidos pueden asimilarse a unos sistemas de fuerzas transversales autoequilibradas equivalentes, proporcionales a las cargas verticales aplicadas en la combinación de acciones correspondiente, estimadas como sigue para cada elemento (ver figura 22.3.3):

• a. Para el caso de defectos iniciales de verticalidad de elementos comprimidos:

  

• b. Para el caso de curvaturas iniciales en elementos comprimidos, cuando sea preciso considerarlas según 22.3.2:

  

  siendo L y N_Ed la longitud y el valor de cálculo del esfuerzo de compresión, respectivamente, en el elemento.

  

  Fig. 22.3.3. Fuerzas transversales equivalentes a las imperfecciones

22.3.4. Imperfecciones para el análisis global de arcos

Salvo que se utilice el método general descrito en 22.3.5, en el análisis de la inestabilidad global de arcos bajo formas de pandeo en su plano, o fuera de su plano, pueden utilizarse las imperfecciones geométricas definidas seguidamente.

22.3.4.1. Pandeo en el plano del arco

22.3.4.2. Pandeo fuera del plano del arco

22.3.5. Imperfecciones geométricas afines a las formas de pandeo en estructuras complejas

Como alternativa a las imperfecciones geométricas equivalentes globales y locales, establecidas respectivamente en 22.3.1 y 22.3.2, puede recurrirse a la definición de un sistema único de imperfecciones geométricas iniciales, afín a la deformada del modo crítico de pandeo elástico de la estructura, para la combinación de acciones y plano de pandeo considerados, con una amplitud dada por:

22.4. Imperfecciones en el análisis de sistemas de arriostramiento

Los efectos de las imperfecciones geométricas equivalentes deben incorporarse en el análisis de los sistemas de arriostramiento utilizados para asegurar la estabilidad lateral de elementos flectados o comprimidos.

Se adoptará una curvatura inicial equivalente de los elementos a estabilizar tal que:

22.4.1. Fuerzas transversales equivalentes sobre el arriostramiento

Si se desea, los efectos de las imperfecciones geométricas, derivadas de las curvaturas iniciales de los elementos a estabilizar, pueden sustituirse por un sistema de fuerzas equivalentes de valor (ver fig. 22.4.1.ª y 22.4.1.b):

Fig. 22.4.1.a. Imperfecciones sobre el sistema de arriostramiento

Fig. 22.4.1.b. Fuerzas equivalentes incluyendo acciones exteriores

Cuando un sistema de arriostramiento estabiliza elementos flectados o comprimidos que tienen una junta de continuidad, no transmisora de momentos, deberá asimismo verificarse que dicho sistema de arriostramiento es capaz de resistir una fuerza transversal local igual a k_m N_Ed/100, transmitida por cada elemento comprimido en la sección de junta, y transmitirla a los puntos de arriostramiento adyacentes de dicho elemento (ver fig. 22.4.1.c). En este caso se incluirán, además, las eventuales fuerzas exteriores que solicitan al sistema de arriostramiento, pero no se añadirán las derivadas de las imperfecciones anteriormente definidas.

Fig. 22.4.1.c. Fuerzas locales sobre el sistema de arriostramiento de elementos con junta de continuidad

Cada elemento de apoyo lateral y vinculación con el sistema de arriostramiento debe, asimismo, ser capaz de resistir una fuerza igual a k_m σ N_ed/100 de los elementos a estabilizar.

22.5. Imperfecciones en el análisis local de elementos aislados

Normalmente, los efectos de las imperfecciones locales en los elementos aislados, comprimidos o flectados, se hallan implícitamente considerados en las fórmulas de verificación de los estados límite de inestabilidad del Artículo 35.

Alternativamente, o en aquellos casos en los que dichas formulaciones no sean de aplicación (por ejemplo, en ciertos elementos de sección no uniforme, o con niveles de compresión variable en su longitud, o en presencia de cargas transversales o de condiciones complejas de vinculación en los extremos, etc.), la resistencia de elementos comprimidos o flectados frente a fenómenos de inestabilidad, en su plano o lateral, puede justificarse mediante análisis en segundo orden adoptando unas imperfecciones iniciales locales, en forma de curvaturas parabólicas equivalentes, con la amplitud máxima definida en 22.3.2 o, de forma más precisa, en 22.3.5.

En los análisis en segundo orden de los problemas de pandeo lateral de elementos flectados, puede adoptarse como imperfección lateral un valor de 0,5 e_0, siendo e₀ la amplitud de la imperfección inicial equivalente para el pandeo en un plano normal al de flexión (generalmente respecto al eje de menor inercia de la sección). No se necesita, en general, incorporar una imperfección adicional de torsión.

Artículo 23 Estabilidad lateral de las estructuras

23.1. Rigidez lateral

La influencia de los efectos de segundo orden en la resistencia de una estructura depende básicamente de su rigidez lateral.

La estabilidad lateral de una estructura suele, en general, garantizarse por medio de:

• a) La propia rigidez de los sistemas de entramados de nudos rígidos.
• b) Sistemas de arriostramiento lateral triangulados.
• c) Sistemas de arriostramiento lateral mediante pantallas o núcleos rígidos.
• d) Por combinación de algunos de los esquemas estructurales precedentes.

En caso de proyectarse uniones semirrígidas (ver 57.4) entre elementos estructurales deben tenerse en cuenta sus diagramas momento-rotación (ver 57.2) en la evaluación de la rigidez lateral.

Las cimentaciones deben, en general, proyectarse de forma que los efectos de los desplazamientos laterales y rotaciones en su base sean despreciables.

En estructuras no simétricas en planta deben considerarse los efectos de la interacción flexión-torsión en la comprobación de su estabilidad lateral.

La estabilidad lateral debe garantizarse tanto para la estructura en servicio como para sus diferentes fases constructivas.

23.2. Clasificación de estructuras intraslacionales y traslacionales

Una estructura puede clasificarse como intraslacional cuando su rigidez lateral es suficiente para que la influencia de los efectos de segundo orden en su resistencia pueda considerarse despreciable. El análisis global de las estructuras intraslacionales puede realizarse según la teoría en primer orden.

Una estructura puede considerarse como intraslacional frente a un cierto modo de inestabilidad lateral, y una determinada combinación de acciones, si se cumple el siguiente criterio:

Deberán analizarse todas aquellas combinaciones de cargas para las que acr no satisfaga dicho criterio de intraslacionalidad.

23.2.1. Criterio de intraslacionalidad en estructuras convencionales de edificación

Una estructura puede clasificarse como intraslacional cuando su rigidez lateral es suficiente para que la influencia de los efectos de segundo orden sobre la magnitud de los esfuerzos o sobre el comportamiento estructural global de la misma pueda considerarse despreciable. El análisis global de las estructuras intraslacionales puede realizarse según la teoría en primer orden. Los efectos de segundo orden sólo deben ser considerados en las comprobaciones resistentes de los elementos comprimidos aislados, según se trata en el apartado 22.5 y el Artículo 35.

En pórticos simples con dinteles de cubierta planos, o de débil pendiente, así como en entramados aporticados planos de edificación, con nudos rígidos, el criterio de intraslacionalidad de 23.2 puede suponerse satisfecho si, en cada planta, y para la combinación de acciones considerada, dicho criterio se cumple para:

23.3. Clasificación de estructuras arriostradas o no arriostradas

Una estructura puede clasificarse como arriostrada cuando su rigidez lateral está garantizada a través de un sistema estabilizador de arriostramiento que permita despreciar la influencia de los efectos de segundo orden en su respuesta estructural. El análisis global puede entonces realizarse según la teoría en primer orden.

La rigidez del sistema de arriostramiento, para poder considerar una estructura como arriostrada, debe verificarse mediante los criterios de intraslacionalidad establecidos en 23.2, aplicados al conjunto de la estructura a clasificar, incluyendo el sistema de arriostramiento al que se halla vinculada.

Adicionalmente, el sistema de arriostramiento deberá satisfacer los requisitos establecidos en 23.4.

23.4. Análisis de los sistemas de arriostramiento

El sistema de arriostramiento deberá dimensionarse para hacer frente a:

• - Los efectos de las imperfecciones establecidas en el Artículo 22, tanto para el propio sistema de arriostramiento como para todas las estructuras a las que arriostra.
• - Todas las fuerzas horizontales que pudieran solicitar a las estructuras a las que arriostra.
• - Todas las fuerzas horizontales y verticales que actúan directamente sobre el propio sistema de arriostramiento.

Puede considerarse que el conjunto de todas estas acciones solicita únicamente al sistema de arriostramiento, sin afectar significativamente a la respuesta de las estructuras a las que arriostra.

Artículo 24 Métodos de análisis de la estabilidad global de estructuras

24.1. Principios básicos

En todas aquellas estructuras cuya rigidez lateral no sea suficiente para poderlas considerar como intraslacionales o arriostradas, según los criterios establecidos en 23.2 y 23.3, respectivamente, debe comprobarse su estabilidad lateral global según los métodos descritos en este Artículo, que consideran los efectos de segundo orden así como las imperfecciones geométricas equivalentes, definidas en el Artículo 22.

En función del tipo de estructura y del método de análisis global a realizar, la consideración de los efectos de segundo orden y de las imperfecciones geométricas equivalentes puede abordarse por alguno de los métodos siguientes:

• a) Mediante un análisis global traslacional que incluya la totalidad de dichos efectos, es decir, las imperfecciones laterales globales equivalentes de la estructura traslacional, definidas en 22.3.1, y las imperfecciones por curvaturas iniciales equivalentes de los elementos comprimidos aislados, definidas en 22.3.2. En ambos casos, pueden utilizarse alternativamente las fuerzas transversales equivalentes establecidas en 22.3.3. En estructuras complejas conviene utilizar directamente un único sistema de imperfecciones geométricas afines a las formas de pandeo, según se indica en 22.3.5.
• b) Mediante un análisis global traslacional de la estructura que considere únicamente, salvo lo establecido en 22.3.2, los efectos de las imperfecciones laterales globales equivalentes, seguido de un control de los efectos de la inestabilidad en los elementos comprimidos aislados.

  En 22.3.2 se establecen las condiciones en las que el análisis global traslacional debe incorporar, además, las imperfecciones por curvaturas lineales equivalentes en ciertos elementos comprimidos.

• c) En ciertos casos básicos, contemplados en 35.1 y en el Anejo 5, puede resultar suficiente la verificación de los controles de inestabilidad en los elementos comprimidos aislados según el Artículo 35, a partir de 'longitudes de pandeo' apropiadas (ver 35.1 y Anejo 5), basadas en el modo de inestabilidad global de la estructura, y con las solicitaciones obtenidas según la teoría de primer orden, sin considerar las imperfecciones geométricas equivalentes.

Si se utiliza el método a), la verificación de la estabilidad de los elementos aislados comprimidos queda adecuadamente garantizada a través del análisis global en segundo orden de la estructura, no siendo preciso ninguna verificación adicional a la comprobación resistente de las diferentes secciones bajo los esfuerzos resultantes del cálculo.

Si se utiliza el método b), la estabilidad de los elementos aislados comprimidos debe controlarse posteriormente, incluyendo los efectos de segundo orden y las imperfecciones locales en dichos elementos, no considerados previamente en el análisis global en segundo orden de la estructura (por ejemplo, pandeo por flexocompresión o pandeo lateral del elemento).

Para ello puede utilizarse los métodos establecidos en 35.3, cuando resulten aplicables, o los más generales del apartado 22.5, cuando no lo sean, suponiendo que el elemento aislado, con su longitud de pandeo (menor o igual a la distancia entre puntos adyacentes con desplazamiento transversal coaccionado), se halla sometido a las solicitaciones de flexión y compresión en sus extremos, obtenidas en el análisis global traslacional realizado. Con carácter general, podrán asimismo analizarse dichos elementos aislados, con sus longitudes reales, mediante el método general elastoplástico no lineal contemplado en 24.4, y sometidos a las solicitaciones ya citadas en ambos extremos.

Los métodos a) y b) exigen la consideración de los efectos de segundo orden, bajo las cargas exteriores y los efectos equivalentes de las imperfecciones, mediante un análisis estructural adecuado:

• - Método general elastoplástico de análisis no lineal en teoría de segundo orden, según se contempla en 24.4.
• - Métodos elásticos en teoría de segundo orden.
• - En aquellos casos en que sea aplicable (ver 24.2), mediante un método aproximado consistente en efectuar un análisis elástico de primer orden, seguido de una amplificación de los resultados de dicho análisis (esfuerzos flectores, esfuerzos cortantes y desplazamientos laterales, por ejemplo) mediante coeficientes adecuados, según se trata en 24.2.
• - En ciertos casos concretos de estructuras de edificación, contemplados en 24.3, los métodos elásticos pueden aplicarse a pórticos con rótulas plásticas debidamente localizadas, considerando de forma adecuada la reducción de rigidez lateral en la estructura debida a la presencia de dichas rótulas plásticas.

Al tratarse de métodos de análisis no lineal, no resulta de aplicación el principio de superposición. Debe, por tanto, procederse a verificaciones independientes para todas las combinaciones de acciones, y sus eventuales modos de inestabilidad asociados, que resulten relevantes.

24.2. Análisis elástico de estructuras traslacionales

Los análisis elásticos en segundo orden, bajo la acción de las cargas exteriores y las imperfecciones geométricas equivalentes, son aplicables a cualquier tipo de estructura traslacional.

Alternativamente, puede resultar suficientemente aproximado, en el ámbito de aplicación luego indicado, realizar un análisis elástico en primer orden, bajo las acciones exteriores y los efectos de las imperfecciones geométricas iniciales equivalentes, y amplificar los momentos flectores, esfuerzos cortantes y demás efectos debidos estrictamente a la deformación lateral, por el coeficiente:

Este método simplificado sólo resulta aplicable a:

• a) Pórticos de edificación de una sola planta.
• b) Pórticos regulares de edificación de varias plantas, a condición de que todas las plantas presenten condiciones similares de:
  • - Distribución de cargas verticales,
  • - distribución de cargas horizontales, y
  • - rigideces laterales de pórtico en relación a las acciones horizontales.

  Se cumplirán asimismo las condiciones relativas a los dinteles de piso o cubierta establecidas en 23.2.1.

• c) Puentes u otro tipo de estructuras, o cualquiera de sus elementos, cuando acr > 3,0 y pueda considerarse que las secciones sometidas a las máximas flexiones en el análisis de primer orden (incluyendo los efectos de las imperfecciones) son básicamente las mismas que resultan más amplificadas por los efectos de segundo orden (efectos P-delta).

En los demás casos, debe recurrirse a un método general de análisis elástico en segundo orden.

24.3. Análisis plástico de estructuras traslacionales

En general el análisis plástico de estructuras traslacionales no está permitido, salvo en los casos estrictamente contemplados en este articulado, o cuando se aplique el método general elastoplástico en teoría de segundo orden, descrito en 24.4.

El análisis rígido-plástico de estructuras traslacionales, con consideración indirecta de los efectos de segundo orden por inestabilidad lateral global, sólo está permitido en estructuras de edificación que cumplan las siguientes condiciones:

• - Las secciones transversales de los elementos (dinteles, soportes) susceptibles de alojar una rótula plástica deberán satisfacer las exigencias de ductilidad establecidas en 20.5.
• - Las secciones donde se forman rótulas plásticas deben ser simétricas y estar adecuadamente arriostradas frente al pandeo lateral y al pandeo en el plano perpendicular al pórtico.
• - El coeficiente de amplificación acr (ver 23.2) será mayor o igual a 5,0.
• - Con las limitaciones anteriores, su aplicación queda restringida a las siguientes estructuras convencionales de edificación:
  • a) Pórticos ortogonales de una o dos plantas en lo que se cumple una de las dos condiciones siguientes:
• - No se permite el desarrollo de rótulas plásticas en los soportes.
• - Pueden aparecer rótulas plásticas en cabeza o base de soportes, aunque no en puntos intermedios, y se cumplen además las exigencias establecidas en 24.3.1.

• b) Pórticos ortogonales de varias plantas en los que el mecanismo de rotura traslacional es un mecanismo incompleto, en el que sólo se permiten rotulaciones en soportes en las secciones de arranque de las plantas bajas. Además, el diseño de las secciones críticas garantizará que dichas posibles rótulas en las bases de soportes son las últimas que se desarrollan en la estructura, permaneciendo todas las secciones de soportes, en toda su altura, en rango elástico durante todo el proceso de desarrollo de las sucesivas rotulaciones en dinteles (ver fig. 24.3).

Fig. 24.3. Mecanismo plástico incompleto en pórticos ortogonales de varias plantas

La consideración indirecta de los esfuerzos de segundo orden en estructuras traslacionales con rótulas rígido-plásticas, cuando sea de aplicación, puede realizarse mediante los modelos de análisis elástico en segundo orden de estructuras traslacionales, descritos en 24.1 y 24.2, reflejando de forma adecuada las rótulas plásticas en las condiciones de rigidez de los modelos elásticos correspondientes.

24.3.1. Requisitos en los soportes para el análisis plástico

En pórticos ortogonales de edificación, de una o dos plantas, en los que se verifiquen las exigencias establecidas en 24.3 para permitir un análisis simplificado rígido plástico traslacional que involucre rótulas plásticas en los extremos de todos o algunos de los soportes, es necesario asegurar la adecuada capacidad de rotación de dichas secciones, bajo la actuación simultánea de los esfuerzos de compresión que les solicitan.

Este requisito puede considerarse satisfecho si, bajo los esfuerzos axiles obtenidos con un análisis rígido plástico en primer orden, se verifica que:

24.4. Método general de análisis no lineal en teoría de 2º orden

El método general de análisis no lineal en teoría de segundo orden es aquél que considera simultáneamente los efectos de la no linealidad del comportamiento de los materiales y del equilibrio de la estructura en su configuración geométrica deformada.

Además, deben tenerse en cuenta las imperfecciones geométricas equivalentes a las imprecisiones constructivas y del material (tensiones residuales), establecidas en el Artículo 22.

La consideración de los efectos elastoplásticos de la no linealidad del material seguirá las indicaciones establecidas en 19.5, para secciones con y sin rigidizadores.

Con este método se justificará que la estructura, para las diferentes combinaciones de acciones, con sus correspondientes coeficientes parciales de seguridad, y modos de inestabilidad asociados, no presenta condiciones de inestabilidad global ni local, a nivel de sus elementos constitutivos, ni resulta sobrepasada la capacidad resistente de las diferentes secciones de dichos elementos.

Artículo 25 Generalidades

Este Capítulo prescribe los requisitos que deben cumplir los materiales utilizables en las estructuras de acero. El Artículo 26 define las características de composición química, mecánicas y tecnológicas que deben cumplir, así como los métodos de ensayo para su determinación. Los Artículos 27 y 28 se refieren, respectivamente, a los tipos de acero y a los diferentes productos (perfiles y chapas) utilizables.

El Artículo 29 especifica los medios de unión utilizables, y el Artículo 30 se refiere a los sistemas de protección necesarios.

Artículo 26 Características de los aceros

26.1. Composición química

La composición química de los aceros utilizables para la fabricación de perfiles y chapas para estructuras de acero será la especificada en el apartado que corresponda, según el tipo de acero, en el Artículo 27.

26.2. Características mecánicas

A los efectos de esta Instrucción, las características fundamentales que se utilizan para definir la calidad de los aceros son las siguientes:

• a) Diagrama tensión-deformación (carga unitaria-deformación).
• b) Carga unitaria máxima a tracción o resistencia a tracción (f_u).
• c) Límite elástico (f_y).
• d) Deformación correspondiente a la resistencia a tracción o deformación bajo carga máxima (ε_máx).
• e) Deformación remanente concentrada de rotura (ε_u).
• f) Módulo de elasticidad (E).
• g) Estricción (Z) expresada en porcentaje.
• h) Resiliencia (K_V).
• i) Tenacidad de fractura.

Los fabricantes deberán garantizar, como mínimo, las características indicadas en b), c), d), e), f) y h).

26.3. Requisitos de ductilidad

Los aceros utilizables deberán cumplir los siguientes requisitos, al objeto de garantizar una ductilidad suficiente:

siendo ε_u la deformación remanente concentrada de rotura medida sobre una base de longitud

, donde A_o es la sección inicial, ε_máx es la deformación correspondiente a la resistencia a tracción o deformación bajo carga máxima y ε_y la deformación correspondiente al límite elástico, dada por ε_y = 0,002 + f_y/E, siendo E el módulo de elasticidad del acero, para el que puede tomarse el valor convencional de 210.000 N/mm², salvo que se disponga de resultados procedentes de ensayos del acero.

26.4. Características tecnológicas

La soldabilidad es la aptitud de un acero para ser soldado mediante los procedimientos habituales sin que aparezca fisuración en frío. Es una característica tecnológica importante, de cara a la ejecución de la estructura. Según ISO 581/80 «Un acero se considera soldable en un grado prefijado, por un procedimiento determinado y para una aplicación específica, cuando mediante una técnica adecuada pueda conseguirse la continuidad metálica de la unión, de tal manera que ésta cumpla con las exigencias prescritas con respecto a sus propiedades locales y a su influencia en la construcción de la que forma parte integrante».

La resistencia al desgarro laminar del acero se define como la resistencia a la aparición de fisuras en piezas soldadas sometidas a tensiones de tracción en dirección perpendicular a su superficie. Para evitar el desgarro laminar, se deberá reducir en lo posible dichas tensiones mediante un proyecto adecuado de los detalles constructivos correspondientes y analizar si es preciso emplear aceros poco susceptibles a este defecto, tales como los aceros con resistencia mejorada a la deformación en la dirección perpendicular a la superficie del producto, indicados en 27.2.5.

La aptitud al doblado es un índice de la ductilidad del material, y se define por la ausencia o presencia de fisuras en el ensayo de doblado. La aptitud al doblado es una característica opcional que debe verificarse sólo si lo exige el pliego de prescripciones técnicas particulares del proyecto o si lo indica el pedido.

26.5. Determinación de las características de los aceros

26.5.1. Composición química

En cuanto a la composición química del acero, los contenidos más importantes son los de los elementos que aparecen en la expresión del valor del carbono equivalente (definido en 26.5.5), así como los contenidos en fósforo y azufre, cuya limitación obedece a la necesidad de minimizar las inclusiones.

La determinación de la composición química se efectuará mediante los métodos especificados en la norma UNE correspondiente al tipo de acero.

26.5.2. Características de tracción

La determinación de las características mecánicas de tracción (f_u, f_y, ε_máx, ε_u, E) se efectuará mediante el ensayo de tracción normalizado en UNE-EN ISO 6892-1.

La determinación de la estricción (Z) se realizará a partir de las secciones rectas, inicial y de rotura, de la probeta sometida al ensayo de tracción, mediante la expresión:

26.5.3. Resiliencia

La determinación de la resiliencia se efectuará mediante el ensayo de flexión por choque sobre probeta Charpy normalizado en UNE 7475-1.

26.5.4. Tenacidad de fractura

La determinación rigurosa de la tenacidad de fractura se efectuará, en los casos especiales en que se requiera, mediante ensayos específicos de Mecánica de Fractura, que deberán realizarse en laboratorios especializados.

26.5.5. Soldabilidad (carbono equivalente)

El parámetro fundamental de los aceros desde el punto de vista de la soldabilidad es el valor del carbono equivalente (CEV) que se establece para cada tipo de acero.

El valor del carbono equivalente se define mediante la siguiente expresión en la que los contenidos de los elementos químicos indicados se expresan en tanto por ciento:

No obstante, se considerará que se cumple el requisito de soldabilidad en un acero cuyo valor del carbono equivalente supere al establecido en esta Instrucción para el mismo, si el procedimiento de soldeo del mismo está cualificado según UNE-EN ISO 15614-1 (o UNE-EN ISO 15613 si precisa utilizar un cupón de prueba no normalizado).

26.5.6. Características de doblado

La determinación de la aptitud al doblado se efectuará comprobando la ausencia de fisuras en el ensayo de doblado simple, normalizado en UNE-EN ISO 7438.

26.5.7. Resistencia al desgarro laminar

La comprobación de que un acero es resistente al desgarro laminar se efectuará mediante la obtención de la estricción en el ensayo de tracción, debiendo cumplirse lo especificado en la tabla 27.2.5.

Artículo 27 Tipos de acero

Esta Instrucción contempla los siguientes tipos de acero utilizables en perfiles y chapas para estructuras de acero:

• - Aceros no aleados laminados en caliente. Se entiende por tales los aceros no aleados, sin características especiales de resistencia mecánica ni resistencia a la corrosión, y con una microestructura normal de ferrita-perlita.
• - Aceros con características especiales. Se consideran los siguientes tipos:
  • - Aceros soldables de grano fino, en la condición de normalizado.
  • - Aceros soldables de grano fino, laminados termomecánicamente.
  • - Aceros con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica (aceros patinables).
  • - Aceros de alto límite elástico, en la condición de templado y revenido.
  • - Aceros con resistencia mejorada a la deformación en la dirección perpendicular a la superficie del producto.

A los efectos de esta Instrucción, los aceros normalizados en las normas indicadas en la tabla 27 se consideran equivalentes a los tipos de aceros mencionados anteriormente:

Tabla 27. Aceros equivalentes a los tipos de acero expresados

Los apartados 27.1 y 27.2 establecen las características y propiedades para los aceros descritos basadas en las contempladas en las normas de acero para productos laminados en caliente UNE-EN 10025-2, UNE-EN 10025-3, UNE-EN 10025-4, UNE-EN 10025-5 y UNE-EN 10025-6:2007+A1 y son compatibles con los tipos de acero y las características mecánicas de los aceros contemplados en las normas UNE-EN 10210-1 y UNE-EN 10219-1 de perfiles se sección hueca y UNE-EN 10162 de perfiles de sección abierta.

Para el límite elástico característico f_yk se tomará el valor nominal indicado en la norma UNE-EN correspondiente al tipo de acero de que se trate, en función del tipo y grado de acero y del espesor nominal de producto o, alternativamente, como simplificación, cuando el acero disponga de unas garantías adicionales según el Artículo 84, el valor nominal establecido en este Artículo para el tipo de acero de que se trate. Igualmente se procederá con el resto de las características y propiedades que figuran en los distintos apartados de este Artículo.

27.1. Aceros no aleados laminados en caliente

Los aceros no aleados laminados en caliente utilizables a los efectos de esta Instrucción son los que corresponden a los tipos y grados recogidos en la tabla 27.1.a

Tabla 27.1.a. Aceros no aleados laminados en caliente

Se admiten los estados de desoxidación FN (no se admite acero efervescente), en el caso de los grados JR y J0, y FF (acero calmado), en el caso de los grados J2 y K2.

El valor del carbono equivalente (CEV) basado en el análisis de colada deberá cumplir la tabla 27.1.b.

Tabla 27.1.b. CEV máximo

Los porcentajes de fósforo y azufre, en el análisis de producto, deberán cumplir la tabla 27.1.c.

Tabla 27.1.c. Contenidos máximos en P y S

En la tabla 27.1.d se recogen las especificaciones correspondientes a límite elástico f_y y resistencia a tracción f_u para los distintos tipos de acero.

Tabla 27.1.d. Límite elástico mínimo y resistencia a tracción (N/mm²)

En la tabla 27.1.e se detallan las especificaciones de resiliencia de los distintos grados de acero.

Tabla 27.1.e. Resiliencia (J), según el espesor nominal de producto t (mm)

Todos los tipos y grados de acero de la tabla 27.1.a son, generalmente, aptos para el soldeo por todos los procedimientos, siendo creciente la soldabilidad desde el grado JR hasta el K2.

27.2. Aceros con características especiales

27.2.1. Aceros soldables de grano fino, en la condición de normalizado.

Los aceros soldables de grano fino, en la condición de normalizado, utilizables a los efectos de esta Instrucción corresponden a los tipos y grados recogidos en la tabla 27.2.1.a

Tabla 27.2.1.a. Aceros soldables de grano fino, en la condición de normalizado

El valor del carbono equivalente (CEV) basado en el análisis de colada deberá cumplir la tabla 27.2.1.b.

Tabla 27.2.1.b. CEV máximo

Los porcentajes de fósforo y azufre, en el análisis de producto, deberán cumplir la tabla 27.2.1.c.

Tabla 27.2.1.c. Contenidos máximos en P y S

En la tabla 27.2.1.d se recogen las especificaciones correspondientes a límite elástico f_y y resistencia a tracción f_u para los distintos tipos de acero.

Tabla 27.2.1.d. Límite elástico mínimo y resistencia a tracción (N/mm²)

En la tabla 27.2.1.e se detallan las especificaciones de resiliencia de los distintos grados de acero.

Tabla 27.2.1.e. Resiliencia (J) según la dirección, longitudinal (L) o transversal (T), de ensayo

En esta tabla, la verificación de valores se efectuará, salvo que el pliego de prescripciones técnicas particulares disponga otra cosa, sobre ensayos efectuados en la dirección longitudinal, y a una temperatura de -20ºC, o -50ºC, para los grados N y NL, respectivamente.

Todos los tipos y grados de acero de la tabla 27.2.1.a deben ser aptos para el soldeo por los procedimientos habituales.

27.2.2. Aceros soldables de grano fino, laminados termomecánicamente

Los aceros soldables de grano fino, laminados termomecánicamente, utilizables a los efectos de esta Instrucción corresponden a los tipos y grados recogidos en la tabla 27.2.2.a.

Tabla 27.2.2.a. Aceros soldables de grano fino, laminados termomecánicamente

El valor del carbono equivalente (CEV) basado en el análisis de colada deberá cumplir la tabla 27.2.2.b.

Tabla 27.2.2.b. CEV máximo

Los porcentajes de fósforo y azufre, en el análisis de producto, deberán cumplir la tabla 27.2.2.c.

Tabla 27.2.2.c. Contenidos máximos en P y S

En la tabla 27.2.2.d se recogen las especificaciones correspondientes a límite elástico f_y y resistencia a tracción f_u para los distintos tipos de acero.

Tabla 27.2.2.d. Límite elástico mínimo y resistencia a tracción (N/mm²)

En la tabla 27.2.2.e se detallan las especificaciones de resiliencia de los distintos grados de acero.

Tabla 27.2.2.e: Resiliencia (J) según la dirección, longitudinal (L) o transversal (T), de ensayo

En esta tabla, la verificación de valores se efectuará, salvo que el pliego de prescripciones técnicas particulares disponga otra cosa, sobre ensayos efectuados en la dirección longitudinal, y a una temperatura de -20ºC, o -50ºC, para los grados M y ML, respectivamente.

Todos los tipos y grados de acero de la tabla 27.2.2.a deben ser aptos para el soldeo por los procedimientos habituales.

27.2.3. Aceros con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica (aceros patinables)

Los aceros con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica (también llamados aceros patinables o aceros auto-protectores) utilizables a los efectos de esta Instrucción corresponden a los tipos y grados recogidos en la tabla 27.2.3.a.

Tabla 27.2.3.a. Aceros con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica

El valor del carbono equivalente (CEV) basado en el análisis de colada deberá ser menor o igual que 0,44 para el tipo S235, y que 0,52 para el tipo S 355.

Los porcentajes de fósforo y azufre, en el análisis de producto, deberán cumplir la tabla 27.2.3.b.

Tabla 27.2.3.b. Contenidos máximos en P y S

En la tabla 27.2.3.c se recogen las especificaciones correspondientes a límite elástico f_y y resistencia a tracción f_u para los distintos tipos de acero.

Tabla 27.2.3.c. Límite elástico mínimo y resistencia a tracción (N/mm²)

En la tabla 27.2.3.d se detallan las especificaciones de resiliencia de los distintos grados de acero.

Tabla 27.2.3.d. Resiliencia (J)

Todos los tipos de aceros indicados son soldables, pero su soldabilidad no es ilimitada para los diferentes procesos de soldadura. Por ello, el suministrador deberá facilitar a la dirección facultativa los procedimientos recomendados para realizar, cuando sea necesario, las soldaduras. En todo caso, debe eliminarse antes de la soldadura la pátina autoprotectora que se haya formado en la zona próxima (a menos de 20 mm) de los bordes de la unión. Debe asegurarse que la soldadura sea también resistente a la corrosión atmosférica.

27.2.4. Aceros de alto límite elástico, en la condición de templado y revenido

Los aceros de alto límite elástico, en la condición de templado y revenido utilizables a los efectos de esta Instrucción corresponden a los tipos y grados recogidos en la tabla 27.2.4.a.

Tabla 27.2.4.a. Aceros de alto límite elástico, en la condición de templado y revenido

Los porcentajes de fósforo y azufre, en el análisis de producto, deberán cumplir la tabla 27.2.4.b.

Tabla 27.2.4.b. Contenidos máximos en P y S

En la tabla 27.2.4.c se recogen las especificaciones correspondientes a límite elástico mínimo f_y y resistencia a tracción f_u para estos aceros.

Tabla 27.2.4.c. Límite elástico mínimo y resistencia a tracción (N/mm²)

En la tabla 27.2.4.d se detallan las especificaciones de resiliencia de los distintos grados de acero.

Tabla 27.2.4.d. Resiliencia (J) según la dirección, longitudinal (L) o transversal (T), de ensayo

En esta tabla, la verificación de valores se efectuará, salvo que el pliego de prescripciones técnicas particulares disponga otra cosa, sobre ensayos efectuados en la dirección longitudinal, y a una temperatura de -20ºC, -40ºC o -60ºC, para los grados Q, QL y QL1 respectivamente.

Dada su composición química, y al objeto de garantizar la soldabilidad del acero, el suministrador deberá informar a la dirección facultativa de los elementos de aleación que se han incorporado al acero que se suministra, y de los procedimientos recomendados para realizar, cuando sea necesario, las soldaduras.

27.2.5. Aceros con resistencia mejorada a la deformación en la dirección perpendicular a la superficie del producto

Los aceros con resistencia mejorada a la deformación en la dirección perpendicular a la superficie del producto utilizables a los efectos de esta Instrucción son aceros tipificados en alguno de los apartados de este Artículo 27, que cumplen, además, los valores mínimos de estricción de la tabla 27.2.5, obtenida en ensayo de tracción en la dirección del espesor.

Tabla 27.2.5. Grados y valores mínimos de estricción

Artículo 28 Productos de acero

En las estructuras de acero se utilizarán exclusivamente los perfiles y chapas contemplados en este Artículo, con las dimensiones y tolerancias que en cada caso se indican.

Los perfiles y chapas deben ser elaborados con los aceros especificados en el Artículo 27.

28.1. Perfiles y chapas de sección llena laminados en caliente

Perfiles y chapas de sección llena laminados en caliente, a los efectos de esta Instrucción, son los productos obtenidos mediante laminación en caliente, de espesor mayor o igual que 3 mm, de sección transversal llena y constante, empleados en la construcción de estructuras o en la fabricación de elementos de acero estructural.

Deberán corresponder a alguna de las series indicadas en la tabla 28.1.

Tabla 28.1. Series de perfiles y chapas de sección llena laminados en caliente

28.2. Perfiles de sección hueca acabados en caliente

Perfiles de sección hueca acabados en caliente, a los efectos de esta Instrucción, son los perfiles huecos estructurales de sección transversal constante, de espesor igual o mayor que 2 mm, conformados en caliente, con o sin tratamiento térmico posterior, o conformados en frío con tratamiento térmico posterior, empleados en la construcción de estructuras.

Deberán corresponder a alguna de las series indicadas en la tabla 28.2.

Tabla 28.2. Series de perfiles de sección hueca acabados en caliente

28.3. Perfiles de sección hueca conformados en frío

Perfiles de sección hueca conformados en frío, a los efectos de esta Instrucción, son los perfiles huecos estructurales soldados conformados en frío sin tratamiento térmico posterior, de espesor mayor o igual que 2 mm, de sección transversal constante, empleados en la construcción de estructuras.

Deberán corresponder a alguna de las series indicadas en la tabla 28.3.

Tabla 28.3. Series de perfiles de sección hueca conformados en frío.

28.4. Perfiles de sección abierta conformados en frío

Perfiles de sección abierta conformados en frío, a los efectos de esta Instrucción, son los perfiles de sección constante, con formas diversas, producidos por conformado en frío de chapas planas laminadas en caliente o en frío, empleados en la construcción de estructuras.

Deberán corresponder a alguna de las secciones siguientes:

• - Perfil L.
• - Perfil U.
• - Perfil C.
• - Perfil Z.
• - Perfil Omega.
• - Perfil Tubular con bordes rejuntados.

La norma UNE-EN 10162 establece las dimensiones y tolerancias de los perfiles de sección abierta conformados en frío.

28.5. Perfiles y chapas no normalizados

Además de los perfiles y chapas considerados en los apartados 28.1 a 28.4, que corresponden a series normalizadas, podrán emplearse en la construcción de estructuras perfiles y chapas no normalizados, bien sean de formas abiertas especiales, o variantes de series normalizadas, siempre que se cumplan las siguientes condiciones:

• - Los perfiles y chapas están elaborados con aceros especificados en el Artículo 27.
• - El fabricante garantiza las dimensiones y tolerancias, dimensionales y de forma, de los perfiles y chapas.
• - El fabricante suministra los valores de los datos de la sección necesarios para el proyecto (área de la sección transversal, momentos de inercia, módulos resistentes, radios de giro, posición del centro de de gravedad).

Artículo 29 Medios de unión

29.1. Generalidades

Los medios de unión que contempla esta Instrucción son los constituidos por tornillos, tuercas y arandelas, para uniones atornilladas, y el material de aportación, para uniones soldadas.

29.2. Tornillos, tuercas y arandelas

Los tornillos utilizables a los efectos de esta Instrucción en uniones de estructuras de acero corresponden a los grados recogidos en la tabla 29.2.a, con las especificaciones de límite elástico f_yb, y resistencia a tracción f_ub que en la misma se indican.

Tabla 29.2.a. Límite elástico mínimo f_yb y resistencia a tracción mínima f_ub de los tornillos (N/mm²)

No se utilizarán tornillos de grado inferior a 4.6 o superior a 10.9 sin justificación experimental documentada de que son adecuados para la unión a la que se destinan.

Los tornillos normalizados en las normas recogidas en la tabla 29.2.b se consideran tornillos utilizables a los efectos de esta Instrucción. En la tabla se indican, para cada grupo normalizado de tornillos, las normas relativas a las tuercas y arandelas que pueden utilizarse con aquéllos. Esta tabla aplica a tornillos, tuercas y arandelas para conjuntos no pretensados, de acuerdo con UNE-EN 15048.

Tabla 29.2.b. Compatibilidad de uso de tornillos, tuercas y arandelas

Las arandelas de la serie normal son las normalizadas en las UNE-EN ISO 7089, 7090 y 7091; las de la serie estrecha son las normalizadas en UNE-EN ISO 7092; las de la serie ancha son las normalizadas en UNE-EN ISO 7093-1 y 7093-2; finalmente, las de la serie extra ancha son las normalizadas en UNE-EN ISO 7094.

Podrán pretensarse únicamente los tornillos de grados 8.8 y 10.9. normalizados según UNE-EN 14399-1. En este caso, los conjuntos seguirán las partes aplicables de UNE-EN 14399: para tornillo y tuerca, partes 3, 4, 7, 8 y 10; para arandelas, partes 5 y 6.

29.3. Tipos especiales de tornillos

Esta Instrucción contempla la utilización, como tipos especiales, de los tornillos de cabeza avellanada, los tornillos calibrados y los tornillos de inyección.

Deben ser fabricados con materiales que cumplan lo establecido en 29.2. Pueden utilizarse como tornillos sin pretensar o tornillos pretensados (en este último caso, deben cumplir los requisitos establecidos al respecto en 29.2).

29.3.1. Tornillos de cabeza avellanada

Son tornillos cuya forma y tolerancias dimensionales hacen que, una vez instalados, deben quedar enrasados nominalmente con la cara exterior de la chapa externa.

29.3.2. Tornillos calibrados

Los tornillos calibrados se instalan en agujeros que, cuando están previstos para ser escariados in situ, deben pretaladrarse mediante taladro o punzón con un diámetro, al menos, 3 mm inferior al diámetro definitivo. Cuando el tornillo debe unir varias chapas, deben mantenerse firmemente unidas estas durante el escariado.

El escariado debe realizarse con un dispositivo de husillo fijo, no debiendo emplearse lubricantes ácidos.

29.3.3. Tornillos de inyección

Los tornillos de inyección son tipos especiales de tornillos que disponen de una perforación en la cabeza por donde se inyecta resina para rellenar toda la holgura existente entre su espiga y el agujero.

La cabeza del tornillo de inyección debe presentar un agujero con diámetro mínimo 3,2 mm, al que se acopla la cánula del dispositivo de inyección. Debajo de la cabeza del tornillo debe usarse una arandela especial, cuyo diámetro interior debe ser como mínimo 0,5 mm mayor que el diámetro real del tornillo y que debe tener un lado mecanizado. Debajo de la tuerca debe emplearse una arandela especial ranurada.

El apriete del tornillo debe realizarse antes de iniciar el procedimiento de inyección. Esta consistirá en una resina de dos componentes, cuya temperatura debería estar comprendida entre 15ºC y 25ºC. En el momento de la inyección la unión debe estar limpia de agua.

29.4. Bulones

En la norma UNE-EN 10083-1 se define la calidad de los aceros para los bulones utilizables a los efectos de esta Instrucción en uniones de estructuras de acero, con las especificaciones de límite elástico f_yb, y resistencia a tracción f_ub que se indican a continuación en la tabla 29.4.

Tabla 29.4. Límite elástico mínimo y resistencia a tracción del acero utilizable para bulones (N/mm²)

29.5. Material de aportación

El material de aportación utilizable para la realización de soldaduras (alambres, hilos y electrodos) deberá ser apropiado para el proceso de soldeo, teniendo en cuenta el material a soldar y el procedimiento de soldeo; además deberá tener unas características mecánicas, en términos de límite elástico, resistencia a tracción, deformación bajo carga máxima y resiliencia, no inferiores a las correspondientes del material de base que constituye los perfiles o chapas que se pretende soldar.

En el caso de soldar acero con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica, el material de aportación deberá tener una resistencia a la corrosión equivalente a la del metal base, salvo que permita otra cosa el pliego de prescripciones técnicas particulares del proyecto.

Artículo 30 Sistemas de protección

Este Artículo establece principalmente los tipos de pintura y sistemas de pintura que pueden utilizarse para la protección de estructuras de acero, así como las prescripciones técnicas que deben cumplir, según la durabilidad requerida del sistema de pintura protector.

Otros sistemas de protección de las construcciones en acero de probada eficacia y amplia utilización, como son la «proyección térmica de cinc» o la «galvanización en caliente», se tratan a continuación y en los apartados 79.3.1 y 79.3.2.

30.1. Tipos de pintura

Pueden emplearse los siguientes tipos de pintura:

• - Pinturas de secado al aire.
• - Pinturas de curado físico.
  • - Pinturas en base disolvente.
  • - Pinturas en base agua.
• - Pinturas de curado químico.
  • - Pinturas epoxídicas de dos componentes.
  • - Pinturas de poliuretano de dos componentes.
  • - Pinturas de curado por humedad.

30.2. Sistemas de pintura

Los sistemas de pintura están constituidos por un conjunto de capas de imprimación (1 ó 2, según los casos), y de capas de acabado (entre 1 y 4, según los casos) de pintura con espesores nominales de película seca definidos que, aplicados sobre una superficie de acero con un grado de preparación preestablecido, conducen a una durabilidad determinada del sistema de pintura protector.

La durabilidad de un sistema de pintura protector depende del tipo de sistema de pintura, del diseño de la estructura, del estado de la superficie de acero (a su vez función de la condición previa de la superficie y del grado de preparación de la misma), de la calidad de la aplicación, de las condiciones durante la aplicación y de las condiciones de exposición en servicio.

Por ello, el grado de durabilidad de un sistema de pintura es un concepto técnico útil para seleccionar el sistema a emplear en un caso concreto y para definir el programa de mantenimiento correspondiente, pero no puede, en ningún caso, tomarse como un período de garantía.

Se establecen tres grados de durabilidad de los sistemas de pintura:

• - Durabilidad baja (L): de 2 a 5 años.
• - Durabilidad media (M): de 5 a 15 años.
• - Durabilidad alta (H): más de 15 años.

30.3. Prescripciones y ensayos de los sistemas de pintura

Los sistemas de pintura que se utilicen para las estructuras de acero deben cumplir las prescripciones de la tabla 30.3.a, en la cual, para cada clase de exposición de la estructura indicada en 8.2.2 y grado de durabilidad del sistema de pintura, se fija la duración en horas de ensayo que debe resistir el sistema de pintura. La tabla 30.3.b establece las prescripciones de adherencia de los sistemas de pintura aplicados sobre acero recubierto de cinc.

En dichas tablas, los ensayos referidos son los siguientes:

• - Ensayo de resistencia química, según UNE-EN ISO 2812-1.
• - Ensayo de inmersión, según UNE-EN ISO 2812-2, en agua (clase Im1) o en solución acuosa de cloruro sódico al 5 % (clases Im2 e Im3).
• - Ensayo de condensación continua de agua, según UNE-EN ISO 6270-1.
• - Ensayo de niebla salina neutra, según UNE-EN ISO 9227.

Tabla 30.3.a. Prescripciones relativas a los sistemas de pinturas aplicados sobre acero

Tabla 30.3.b. Prescripciones relativas a la adherencia de los sistemas de pintura aplicados sobre acero recubierto de cinc

Las probetas para la realización de los ensayos deben ser del mismo tipo de acero que se vaya a emplear (y, en su caso, con el mismo recubrimiento de cinc que se vaya a utilizar), con un tamaño mínimo de 150 x 70 mm y un espesor, dependiente del ensayo, pero en todo caso no menor que 2 mm. Las probetas cumplirán las condiciones de preparación y estado superficial prescritas en UNE-EN ISO 12944-6.

Un ensayo de una probeta se considera que cumple una determinada prescripción de las tablas 30.3.a o 30.3.b cuando:

• - Antes del ensayo, la clasificación obtenida por la probeta de acuerdo con UNE-EN ISO 2409 es 0 ó 1. Cuando el espesor de la película seca del sistema de pintura es mayor que 250 'm, este requisito debe sustituirse por la inexistencia de desprendimiento de la pintura del substrato (A/B) en el ensayo de adherencia según UNE-EN ISO 4624, a menos que los valores de la tracción sean mayores o iguales que 5 N/mm².
• - Después del ensayo, con la duración en horas indicada en la tabla 30.3.a o en la 30.3.b, según sea el caso, para la clase de exposición y grado de durabilidad exigidos, la probeta no presenta defectos según los métodos de evaluación de las UNE-EN ISO 4628-2 a UNE-EN ISO 4628-5 y la clasificación obtenida de acuerdo con UNE-EN ISO 2409 es 0 ó 1. Cuando el espesor de la película seca del sistema de pintura es mayor que 250 'm, se utiliza la misma sustitución de este último requisito indicada en el párrafo anterior. La evaluación de la condición tras el ensayo según UNE-EN ISO 2409 o según el ensayo sustitutivo se efectúa tras 24 h de reacondicionamiento de la probeta.

Se considera que la probeta no presenta defectos según los métodos de evaluación de las UNE-EN ISO 4628-2 a UNE-EN ISO 4628-5 cuando cumple los siguientes requisitos:

• - Según UNE-EN ISO 4628-2: ampollamiento 0 (S0).
• - Según UNE-EN ISO 4628-3: óxido Ri 0.
• - Según UNE-EN ISO 4628-4: agrietamiento 0 (S0).
• - Según UNE-EN ISO 4628-5: descamación 0 (S0).

Además de estos requisitos, que se evalúan de manera inmediata, debe cumplirse, después del envejecimiento artificial prescrito en UNE-EN ISO 9227, que no existe ningún avance de corrosión del sustrato, a partir de la incisión, calculado según UNE-EN ISO 12944-6, mayor que 1 mm.

En la evaluación de defectos, no debe tenerse en cuenta ninguno que se produzca a menos de 10 mm de los bordes de la probeta.

30.4. Prescripciones para los sistemas de protección con proyección térmica de cinc y de galvanización en caliente.

Las duraciones mínimas y máximas (en años) de los recubrimientos de cinc hasta el primer mantenimiento, para las diferentes categorías de corrosividad de la norma ISO 9223, se incluyen en la norma UNE-EN ISO 14713.

Así, por ejemplo, para el caso de recubrimientos de galvanización en caliente (realizada conforme a UNE-EN ISO 1461) de 85 micrometros de espesor (que es el valor mínimo del espesor medio de recubrimiento exigible sobre elementos estructurales de acero de espesor superior a 6 mm), en la norma UNE-EN ISO 14713 se indican duraciones de la protección (en años) que van desde 40/>100 (para ambientes de categoría C3), 20/40 (para ambientes C4) y 10/20 (para ambientes C5).

Artículo 31 Durabilidad de las estructuras de acero

31.1. Generalidades

La durabilidad de una estructura de acero es su capacidad para soportar, durante la vida útil para la que ha sido proyectada, las condiciones físicas y químicas a las que está expuesta, y que podrían llegar a provocar su degradación como consecuencia de efectos diferentes a las cargas y solicitaciones consideradas en el análisis estructural.

Una estructura durable debe conseguirse con una estrategia capaz de considerar todos los posibles factores de degradación y actuar consecuentemente sobre cada una de las fases de proyecto, ejecución y uso de la estructura.

Una estrategia correcta para la durabilidad debe tener en cuenta que en una estructura puede haber diferentes elementos estructurales sometidos a distintos tipos de ambiente.

31.1.1. Consideración de la durabilidad en la fase de proyecto

El proyecto de una estructura de acero debe incluir las medidas necesarias para que la estructura alcance la duración de la vida útil prefijada, de acuerdo con las condiciones de agresividad ambiental y con el tipo de estructura. Para ello, deberá incluir una estrategia de durabilidad, acorde a los criterios establecidos en el apartado 31.2.

La agresividad a la que está sometida la estructura se identificará por el tipo de ambiente, de acuerdo con 8.2.1.

En la memoria, se justificará la selección de las clases de exposición consideradas para la estructura. Asimismo, en los planos se reflejará el tipo de ambiente para el que se ha proyectado cada elemento.

El proyecto deberá definir formas y detalles estructurales que faciliten la evacuación del agua y sean eficaces frente a la posible corrosión del acero.

Los elementos de equipamiento, tales como apoyos, juntas, drenajes, etc., pueden tener una vida más corta que la de la propia estructura por lo que, en su caso, se estudiará la adopción de medidas de proyecto que faciliten el mantenimiento y sustitución de dichos elementos durante la fase de uso.

31.1.2. Consideración de la durabilidad en la fase de ejecución

La buena calidad de la ejecución de la obra tiene una influencia decisiva para conseguir una estructura durable.

Las especificaciones relativas a la durabilidad deberán cumplirse en su totalidad durante la fase de ejecución. No se permitirá compensar los efectos derivados por el incumplimiento de alguna de ellas.

31.2. Estrategia para la durabilidad

31.2.1. Prescripciones generales

Para satisfacer los requisitos establecidos en el Artículo 5, será necesario seguir una estrategia que considere todos los posibles mecanismos de degradación, adoptando medidas específicas en función de la agresividad a la que se encuentre sometido cada elemento.

La estrategia de durabilidad incluirá, al menos, los aspectos que se mencionan en los siguientes apartados:

• - Selección de formas estructurales adecuadas, de acuerdo con lo indicado en 31.2.2.
• - Selección del tratamiento de protección (pintado, metalización, galvanización en caliente) adecuado, teniendo en cuenta la clase de exposición a la que vaya a estar sometido el elemento, y el estado de la superficie a proteger, según el Artículo 79.
• - Disposición de medidas especiales de protección, en el caso de ambientes muy agresivos, según 31.2.4.
• - Establecimiento de un programa de inspecciones a efectuar durante y después de la pintura, según el Capítulo XXI.
• - Establecimiento de un programa de mantenimiento que cubra toda la vida útil de la estructura, según el Capítulo XXIII.

31.2.2. Selección de la forma estructural

En el proyecto se definirán los esquemas estructurales, las formas geométricas y los detalles que sean compatibles con la consecución de una adecuada durabilidad de la estructura. El proyecto debe facilitar la preparación de las superficies, el pintado, las inspecciones y el mantenimiento.

Se procurará evitar el empleo de diseños estructurales que conduzcan a una susceptibilidad elevada a la corrosión. Para ello, se recomienda que las formas de los elementos estructurales sean sencillas, evitando una complejidad excesiva, y que los métodos de ejecución de la estructura sean tales que no se reduzca la eficacia de los sistemas de protección empleados (por daños en el transporte y manipulación de los elementos).

Se tenderá a reducir al mínimo el contacto directo entre las superficies de acero y el agua, evitando la formación de depósitos de agua, facilitando la rápida evacuación de esta e impidiendo el paso de agua sobre las zonas de juntas. Para ello, deben adoptarse precauciones como evitar la disposición de superficies horizontales que promuevan la acumulación de agua o suciedad, la eliminación de secciones abiertas en la parte superior que faciliten dicha acumulación, la supresión de cavidades y huecos en los que puede quedar retenida el agua, y la disposición de sistemas adecuados y de sección generosa para conducción y drenaje de agua.

Cuando la estructura presente áreas cerradas (interior accesible) o elementos huecos (interior inaccesible), debe cuidarse que estén protegidos de manera efectiva contra la corrosión. Para ello, debe evitarse que quede agua atrapada en su interior durante el montaje de la estructura, deben disponerse las medidas necesarias para la ventilación y drenaje (interiores accesibles), y deben sellarse de manera efectiva frente a la entrada de aire y humedad, mediante soldaduras continuas, los interiores inaccesibles.

Debe evitarse la corrosión potencial en orificios estrechos, hendiduras ciegas y uniones solapadas, mediante un sellado eficaz, que en general estará constituido por soldaduras continuas.

Debe prestarse una atención especial a la protección contra la corrosión de las uniones, tanto atornilladas (de manera que los tornillos, tuercas y arandelas tengan la misma durabilidad que el resto de la estructura) como soldadas (cuidando que la superficie de la soldadura esté libre de imperfecciones, como fisuras, cráteres y proyecciones, que son difíciles de cubrir eficazmente por la pintura posterior), así como tener en cuenta, en el caso de disposición de refuerzos o de ejecución de entallas (en almas, refuerzos, etc.), la necesidad de permitir una adecuada preparación de la superficie y aplicación de la pintura (soldando de manera continua la intersección entre el refuerzo y el elemento reforzado, disponiendo un radio mínimo de 50 mm en las entallas y evitando cualquier retención de agua).

Debe evitarse la aparición de pares galvánicos, que se producen cuando existe continuidad eléctrica entre dos metales de diferente potencial electroquímico (tales como acero inoxidable y acero al carbono), aislando eléctricamente mediante pintado u otros procedimientos, las superficies de ambos metales.

31.2.2.1. Sobreespesores en superficies inaccesibles

Las superficies de estructura de acero sometidas a riesgo de corrosión que sean inaccesibles a la inspección y mantenimiento y que no sean adecuadamente selladas, deberán tener inicialmente una protección adecuada a la vida útil prevista, debiendo además incrementarse el espesor del acero estrictamente resultante del cálculo estructural, con un sobreespesor que compense el efecto de la corrosión durante la vida útil.

En ausencia de estudios más detallados, el sobreespesor (incremento del espesor nominal) tendrá el siguiente valor mínimo, expresado en mm por cara inaccesible y por cada 30 años de vida útil prevista de la estructura:

• - Clases de exposición C4 (corrosividad alta), C5-I y C5-M (corrosividad muy alta): 1,5 mm.
• - Clase de exposición C3 (corrosividad media): 1mm.
• - Clase de exposición C2 (corrosividad baja): 0,5 mm.

No se precisa sobreespesor en el caso de la clase de exposición C1 (corrosividad muy baja).

El espesor resultante (espesor nominal más sobreespesor) en los cajones inaccesibles de puentes no podrá ser inferior a 8 mm.

31.2.2.2. Utilización de aceros con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica

Los aceros con resistencia mejorada a la corrosión atmosférica podrán utilizarse sin pintura de protección en las superficies exteriores, incrementando el espesor nominal, obtenido en el cálculo, en 1 mm para la superficie expuesta al ambiente exterior. En la superficie interior de secciones cerradas inaccesibles se aplicarán las disposiciones establecidas en 31.2.2.1 (sistema de protección adecuado a la vida útil prevista, y sobreespesor de acero).

El empleo de estos aceros en los casos en que se prevé que su superficie va a estar en contacto con el terreno o el agua durante largos períodos, permanentemente húmeda, o sometida a ambiente marino con salinidad moderada o elevada, ambiente industrial con alto contenido en SO₃, o presencia de sales de deshielo, precisa un estudio detallado de su conveniencia, debiendo en tales casos protegerse superficialmente el acero.

31.2.3. Detalles constructivos

Se recomienda evitar los detalles constructivos indicados como inadecuados en las figuras que siguen, empleando los considerados adecuados en las mismas. Los detalles adecuados son conformes con los criterios generales indicados en 31.2.2.

Figura 31.2.3.a. Prevención de la acumulación de agua y suciedad

Figura 31.2.3.b. Realización de soldaduras

Figura 31.2.3.c. Tratamiento de huecos

Figura 31.2.3.d. Eliminación de bordes agudos

Figura 31.2.3.e. Eliminación de imperfecciones en la superficie de las soldaduras

Figura 31.2.3.f. Diseño recomendado de refuerzos para la protección frente a la corrosión

31.2.4. Medidas especiales de protección

En casos de especial agresividad, cuando las medidas normales de protección no se consideren suficientes, se podrá recurrir a la disposición de sistemas especiales de protección.

El proyecto deberá tener en cuenta la vida útil de la protección especial adicional, y establecer el mantenimiento adecuado del mismo.

31.3. Condiciones para facilitar la inspección y el mantenimiento

En la medida de lo posible, se deberá prever el acceso a todos los elementos de la estructura, así como a los apoyos, juntas y elementos de drenaje, estudiando la conveniencia de disponer sistemas específicos que faciliten la inspección y el mantenimiento durante la fase de servicio. Por ello, y dado que la inclusión en servicio de sistemas de acceso para el mantenimiento no previstos inicialmente es una tarea difícil, el proyecto deberá establecer los sistemas de acceso necesarios, que pueden incluir pasarelas fijas, plataformas motorizadas u otros medios auxiliares.

El criterio fundamental de accesibilidad es que todas las superficies de la estructura que han de ser inspeccionadas y mantenidas deben ser visibles y deben encontrarse al alcance del operario de mantenimiento mediante un método seguro. El operario debe poder desplazarse por todas las partes de la estructura a mantener y debe tener el espacio adecuado para trabajar en ellas.

Debe prestarse una atención especial a la accesibilidad a áreas cerradas de la estructura, como cajones metálicos. Las aberturas de acceso deben tener un tamaño suficiente para permitir un acceso seguro, tanto para los operarios como para los equipos de mantenimiento. Se recomiendan dimensiones mínimas de 500x700 mm (ancho x alto) en los accesos rectangulares u ovales, y de diámetro mínimo 600 mm en los accesos de forma circular. Además, deben existir orificios de ventilación adecuados al sistema de protección empleado en el mantenimiento.

Artículo 32 Datos de proyecto del acero estructural

32.1. Valores de cálculo de las propiedades del material

Se considerará como resistencia de cálculo del acero el valor f_yk/γ_M, siendo f_yk el límite elástico característico, y γ_M el coeficiente parcial para la resistencia, correspondiente al modo de rotura considerado, definido en 15.3.

Esta expresión es válida tanto para tracción como para compresión.

32.2. Diagramas tensión-deformación

Diagrama característico tensión-deformación del acero es el que se adopta como base de los cálculos, y tiene la propiedad de que los valores de la tensión presentan un nivel de confianza del 95 por 100 con respecto a los correspondientes valores obtenidos en el ensayo de tracción.

En compresión se adopta el mismo diagrama que en tracción.

Diagrama tensión-deformación de cálculo del acero es el que se deduce del diagrama característico mediante una afinidad oblicua, paralela a la recta de Hooke, de razón 1/γ_M, siendo γ_M el coeficiente parcial para la resistencia de que se trate.

En esta Instrucción se utilizará el diagrama tensión-deformación bilineal, con segunda rama horizontal (figura 32.2.a), si bien, en el caso de análisis no lineal puede utilizarse como alternativa el diagrama tensión-deformación bilineal, con segunda rama inclinada (figura 32.2.b).

No obstante lo anterior, podrán emplearse otros diagramas simplificados, siempre que su uso conduzca a resultados que estén suficientemente avalados por la experiencia.

Figura 32.2.a. Diagrama tensión-deformación bilineal

Figura 32.2.b. Diagrama tensión-deformación bilineal, con segunda rama inclinada

32.3. Tenacidad de fractura

La tenacidad de fractura de un acero define la resistencia del material a la rotura frágil, es decir, sin deformación plástica apreciable. En esta Instrucción, la tenacidad de fractura se define en términos de la resiliencia, que es la energía absorbida en un ensayo de flexión por choque sobre probeta Charpy, normalizado en UNE 7475-1.

El material deberá tener una tenacidad de fractura suficiente para evitar la rotura frágil de los elementos sometidos a tracción o flexión a la temperatura de servicio más baja que se prevea durante la vida útil de la estructura.

En ausencia de estudios rigurosos, como pueden ser los correspondientes a la aplicación de la Mecánica de Fractura, sobre las condiciones de rotura frágil del elemento, en función de la tenacidad de fractura del material, del nivel de tensión y de la temperatura mínima esperada en servicio, la tabla 32.3 da los valores máximos del espesor t del material base que pueden utilizarse. Estos valores máximos se determinan en la tabla en función del tipo y grado del acero, el nivel de tensión de referencia en el acero σ_ref y la temperatura de referencia T_ref.

La tabla 32.3 es aplicable para elementos sometidos a tracción, así como a flexión o fatiga, en que al menos parte de la sección se encuentra traccionada. Esta tabla es aplicable tanto para elementos sin soldar como soldados. No se precisa comprobación de tenacidad de fractura en los elementos sometidos únicamente a tensiones de compresión (bien sea por compresión pura, compresión compuesta o ciclo de fatiga con tensiones únicamente de compresión).

La tensión de referencia σ_ref es la tensión nominal (es decir, sin tener en cuenta una posible fisura) en el elemento y sección que se quiere comprobar, calculada en estado límite de servicio considerando la combinación pésima de cargas permanentes y variables que se puede producir, así como el efecto de la temperatura T_ref.

La temperatura de referencia T_ref se obtiene a partir de la temperatura mínima del aire que cabe esperar durante la vida útil de la estructura, corregida para tener en cuenta el efecto de la pérdida por radiación térmica, la velocidad de deformación y el tipo de material, mediante la siguiente expresión:

En la tabla 32.3, la tensión de referencia σ_ref se da normalizada como un porcentaje (75%, 50%, 25%) del límite elástico nominal del acero para el espesor t considerado, f_y(t), donde f_y(t) es el valor de f_y para el espesor t que figura en la norma correspondiente al tipo de acero de que se trate o, alternativamente, puede determinarse mediante:

siendo f_y el límite elástico del acero en N/mm² y t el espesor del material en mm.

La tabla 32.3 admite la interpolación lineal. En la mayor parte de los casos, el valor de σ_ref varía entre 0,75 f_y(t) y 0,50 f_y(t). No pueden extrapolarse los valores de σ_ref fuera del intervalo 0,75 f_y(t)-0,25 f_y(t).

Tabla 32.3. Espesores máximos t(mm) del material base

32.4. Otros datos para el proyecto

En los cálculos de las estructuras de acero se adoptarán los siguientes valores, para las características que se indican:

Artículo 33 Estado límite de equilibrio

Deberá comprobarse que, bajo la hipótesis de carga más desfavorable, no se sobrepasan los límites de equilibrio de la estructura (vuelco, deslizamiento, etc.), aplicando los métodos de la mecánica racional y teniendo en cuenta las condiciones reales de las sustentaciones.

Artículo 34 Estado límite de resistencia de las secciones

34.1. Principios generales del cálculo

34.1.1. Generalidades

Este Artículo contempla la resistencia de las secciones transversales de los elementos.

La consideración de los efectos de la abolladura local y del arrastre por cortante, cuando sea preciso, se hará mediante la determinación de la sección transversal reducida y eficaz, de acuerdo con los Artículos 20 y 21, respectivamente. En el caso concreto del esfuerzo cortante, los efectos de la abolladura generados por dicho esfuerzo deberán ser considerados de acuerdo con el apartado 35.5.

La resistencia de la secciones depende de la clasificación de la sección transversal. La comprobación de acuerdo con criterios elásticos podrá realizarse para todo tipo de sección, inclusive para secciones de clase 4, siempre y cuando, para estas, se consideren las propiedades de la sección transversal reducida.

Para la comprobación frente al agotamiento de la resistencia de las secciones de acuerdo con criterios elásticos, puede emplearse el siguiente criterio para el punto crítico de la sección transversal, a menos que se apliquen otras fórmulas de interacción (ver 34.7):

34.1.2. Características de las secciones transversales

34.1.2.1. Características de la sección transversal bruta

Para determinar las características de la sección bruta se utilizarán las dimensiones nominales de esta. En el cálculo de dichas características no será necesario deducir los agujeros para tornillos, pero sí se deducirán los agujeros y oberturas importantes. No se incluirán en el cálculo de las características de la sección bruta los elementos de empalme.

34.1.2.2. Área neta

El área neta de una sección transversal se obtendrá a partir del área bruta descontando las áreas correspondientes a todos los agujeros y otras oberturas. La deducción por un agujero será el área bruta de éste en el plano de su eje (la correspondiente al producto del diámetro del agujero por el espesor del elemento). En el caso de agujeros avellanados, deberá tenerse en cuenta la porción avellanada del agujero.

Siempre que los agujeros de los tornillos no estén dispuestos al tresbolillo, el área total a deducir será la suma máxima de áreas de los agujeros incluidos en cualquier sección transversal, perpendicular al eje del elemento.

En el caso de que los agujeros de los tornillos estén dispuestos al tresbolillo, el área total a deducir será la mayor de:

La deducción hecha para aquellos agujeros no dispuestos al tresbolillo como se indica en el párrafo anterior.

La suma de las áreas de todos los agujeros situados en una diagonal o en una línea zig-zag a lo largo del elemento o de una parte del mismo, menos el producto de s²t / 4p para cada espacio entre agujeros (ver figura 34.1.2.2.a):

En esta expresión, s es la distancia entre centros de dos agujeros consecutivos medida paralelamente al eje del elemento, p es la distancia entre centros de los mismos agujeros medida perpendicularmente al eje del elemento, t es el espesor del elemento, d₀ es el diámetro del agujero y n es el número de agujeros extendidos en cualquier diagonal o línea de zig-zag a través del elemento o parte de él (ver figura 34.1.2.2.a).

Figura 34.1.2.2.a. Agujeros dispuestos al tresbolillo

En angulares o en otros elementos con agujeros en más de un plano, la distancia p deberá medirse a lo largo de la línea media del elemento (ver figura 34.1.2.2.b).

Figura 34.1.2.2.b. Perfiles angulares con agujeros en ambos planos

34.1.2.3. Características de la sección reducida en secciones con almas en clase 3 y alas en clase 1 ó 2

El cálculo de la sección reducida en secciones transversales con almas en clase 3 y alas en clase 1 ó 2 se obtendrá a partir de la determinación de un alma equivalente, de acuerdo con 20.3.

34.1.2.4. Características de la sección reducida en secciones de clase 4

El cálculo de la sección reducida en secciones de clase 4 se basa en los anchos reducidos de los elementos comprimidos. Los anchos reducidos de elementos planos comprimidos se obtendrán de acuerdo con el Artículo 20.

Para secciones transversales de clase 4 sometidas a esfuerzo axil de compresión deberá considerarse el desplazamiento del eje baricéntrico del área reducida con respecto al eje baricéntrico de la sección transversal bruta (ver 34.7.2.3), resultando así un momento flector adicional:

34.1.2.5. Efectos del arrastre por cortante

Se podrá despreciar la influencia del arrastre por cortante en las alas cuando se cumplan las condiciones recogidas en el apartado 21.1.

En caso de superarse estos límites, deberán considerarse los efectos del arrastre por cortante.

Para la comprobación frente a estados límite últimos podrán considerarse los efectos combinados de arrastre por cortante y de abolladura local del ala mediante la obtención de un área eficaz reducida dada por:

34.2. Esfuerzo axil de tracción

El valor de cálculo del esfuerzo axil de tracción N_Ed deberá cumplir para cualquier sección transversal:

En el caso de secciones con agujeros, deberá tomarse como valor de la resistencia a tracción N_t,Rd el menor de los siguientes valores:

La resistencia plástica de cálculo de la sección bruta N_pl,Rd:

La resistencia última de cálculo de la sección transversal neta:

Cuando se requiera un comportamiento dúctil, la resistencia plástica de cálculo N_pl,Rd deberá ser menor que la resistencia última de cálculo de la sección neta N_u,Rd.

Para la comprobación de uniones de categoría C, dimensionadas para resistir a deslizamiento en estado límite último, la resistencia de cálculo a tracción N_t,Rd no podrá superar la resistencia de cálculo a tracción del área neta N_net,Rd:

En el caso de angulares y otras secciones, como las secciones en T y en U, unidos por un solo lado, deberán aplicarse los criterios especificados en 58.5.2.

34.3. Esfuerzo axil de compresión

El valor de cálculo del esfuerzo axil de compresión NEd deberá cumplir para cualquier sección transversal:

La resistencia de cálculo de la sección para un esfuerzo axil de compresión N_c,Rd se obtendrá mediante las siguientes expresiones:

No se descontarán los agujeros de los tornillos en la comprobación de la resistencia de las secciones de elementos comprimidos, siempre que éstos estén ocupados por tornillos, exceptuando los casos de agujeros sobredimensionados o alargados.

En el caso de secciones de clase 4 no simétricas deberá considerarse lo expuesto en 34.1.2.4 para determinar el momento adicional ΔM debido a la variación de posición de la fibra neutra de la sección transversal reducida respecto de su posición en la sección transversal bruta.

34.4. Momento flector

El valor de cálculo del momento flector M_Ed deberá cumplir para cualquier sección transversal:

La resistencia de cálculo a flexión M_c,Rd de la sección transversal alrededor de un eje principal se obtendrá mediante las siguientes expresiones:

donde W_pl es el módulo resistente plástico y W_el,min y W_ef,min son los módulos resistentes correspondientes a la fibra más solicitada, adoptando una distribución elástica de tensiones, considerando la sección bruta y la sección reducida respectivamente.

En secciones transversales de clase 3 o clase 4 no simétricas respecto del eje neutro de flexión, en las que la plastificación se produce primero en la zona traccionada de la sección, puede permitirse, tanto a efectos de la asignación de clase del alma (ver 20.3) como para la determinación de la resistencia de cálculo a flexión, la entrada en zona plástica de las fibras traccionadas de la sección transversal. La deformación máxima de tracción se limita a 6_εy, siendo εy la deformación correspondiente al límite elástico del acero.

No es necesaria la consideración de los agujeros de los tornillos en el ala traccionada cuando se cumpla la siguiente condición en dicha ala:

donde A_f y A_f,net son respectivamente el área bruta y neta del ala traccionada.

Los agujeros en la zona de tracción del alma no necesitan ser considerados siempre que se cumpla la limitación anterior en toda la zona traccionada de la sección transversal, incluyendo el ala traccionada y la zona traccionada del alma.

No se descontarán los agujeros de los tornillos en la comprobación de la resistencia de las secciones de elementos sometidos a momento flector, siempre que los agujeros estén ocupados por tornillos, exceptuando los casos de agujeros sobredimensionados o alargados.

En el caso de flexión esviada, se emplearán los métodos recogidos en 34.7.2.

34.5. Esfuerzo cortante

El valor de cálculo del esfuerzo cortante V_Ed deberá cumplir para cualquier sección transversal:

En dimensionamiento plástico, en ausencia de torsión, V_c,Rd es la resistencia plástica de cálculo a cortante V_pl,Rd, que viene dada por la siguiente expresión:

donde A_v es el área a cortante, que se obtendrá a partir de las siguientes expresiones en función del tipo de sección transversal:

• Secciones de perfiles laminados en I o en H con carga paralela al alma:

  

• Secciones de perfiles laminados en U con carga paralela al alma:

  

• Secciones de perfiles laminados en T con carga paralela al alma:

  

• Secciones de vigas armadas soldadas en I, en H y en cajón con carga paralela al alma:

  

• Secciones de vigas armadas soldadas en I, H, U y en cajón con carga paralela a las alas:

  

• - Secciones de vigas armadas soldadas en T con carga paralela al alma:

  

• Secciones de perfiles huecos rectangulares de espesor constante:

  • Carga paralela al canto h: Ah/(b + h)
  • Carga paralela al ancho b: Ab/(b + h)
• Secciones de perfiles huecos circulares y tubos de espesor constante:

  

Para la comprobación de una sección transversal frente a esfuerzo cortante puede aplicarse el siguiente criterio elástico para cualquier punto crítico de la sección, a menos que apliquen los criterios de comprobación establecidos en 35.5.

Para perfiles en I o en H en donde la línea de aplicación del esfuerzo cortante coincide con el eje de simetría del alma, la tensión tangencial de cálculo τ_Ed en el alma puede obtenerse mediante la siguiente expresión:

Además, deberá ser comprobada la resistencia a abolladura por cortante de las almas sin rigidizadores intermedios de acuerdo con 35.5.

Los agujeros para tornillos no serán considerados en la comprobación frente a cortante.

34.6. Torsión

Para elementos sometidos a torsión para los cuales las deformaciones de distorsión puedan ser despreciadas, el valor de cálculo del momento torsor T_Ed deberá cumplir para cualquier sección transversal:

El esfuerzo torsor T_Ed en cualquier sección transversal podrá dividirse en dos componentes tales que:

Los valores de T_t,Ed y T_w,Ed pueden ser determinados a partir de T_Ed mediante un análisis elástico, teniendo en cuenta las características de la sección transversal, las condiciones de vinculación en los apoyos y la distribución de las acciones a lo largo del elemento.

Deberán considerarse los siguientes estados tensionales inducidos por la torsión:

Las tensiones tangenciales τ_t,Ed debidas al esfuerzo torsor T_t,Ed de torsión uniforme.

Las tensiones normales longitudinales σ_w,Ed debidas al bimomento B_Ed de torsión dealabeo y las tensiones tangenciales τ_w,Ed debidas al esfuerzo torsor T_w,Ed de torsión de alabeo.

Para la comprobación frente al agotamiento de la resistencia de la sección, de acuerdo con criterios elásticos, puede aplicarse el criterio presentado en 34.1.1.

Para determinar la resistencia de cálculo de una sección transversal sometida a flexión y torsión, sólo se tendrán en cuenta los efectos de la torsión producidos por el bimomento B_Ed que resultan de un análisis elástico. Ello se traduce en el siguiente criterio de comprobación:

donde M_c,Rd es la resistencia de cálculo de la sección a flexión (ver 34.4) y σ_w,Ed es la tensión normal máxima de cálculo debida a la torsión de alabeo.

El cálculo de la tensión normal máxima σ_w,Ed se lleva a cabo haciendo uso de la siguiente ecuación, proveniente de la teoría de la torsión de alabeo:

donde ω es la coordenada sectorial normalizada e I_w es el módulo de alabeo de la sección transversal.

Los efectos de la torsión de alabeo podrán ser despreciados para el caso de elementos con sección transversal hueca cerrada. En el caso de elementos con sección transversal abierta, tales como secciones en I y en H, podrán despreciarse los efectos de la torsión uniforme.

Para determinar la resistencia de cálculo a torsión T_c,Rd de secciones huecas deberá tenerse en cuenta la resistencia a cortante de cada una de las partes individuales de la sección transversal, de acuerdo con los criterios de comprobación establecidos en 35.5.

Bajo la acción combinada de esfuerzo cortante y esfuerzo torsor, en dimensionamiento plástico, deberá aplicarse el siguiente criterio:

Dicha resistencia seccional V_pl,T,Rd viene dada por las siguientes expresiones en función del tipo de sección transversal:

• Para secciones en I o en H:

  

• Para secciones en U:

  

• Para secciones huecas:

  

34.7. Interacción de esfuerzos

34.7.1. Flexión y cortante

En aquellos casos en que la sección se vea sometida al efecto combinado de solicitaciones de flexión y cortante, la comprobación frente a este efecto se llevará a cabo considerando su interacción, traduciéndose ello en una reducción de la resistencia de cálculo de la sección a flexión.

Cuando el valor de cálculo del esfuerzo cortante V_Ed no supere el 50% de la resistencia plástica de la sección V_pl,Rd, no deberá reducirse el valor de la resistencia de cálculo de la sección a flexión, a excepción de los casos en que esta reducción sea necesaria para la consideración del fenómeno de abolladura por cortante (ver 35.5).

Cuando V_Ed exceda el 50% de la resistencia plástica de la sección a cortante V_pl,Rd, se asignará al área de cortante un límite elástico reducido de valor (1-ρ)·f_y para la determinación de la resistencia de cálculo de la sección a flexión, donde:

con V_pl,Rd obtenido de acuerdo con 34.5.

En el caso de secciones sometidas a cortante y torsión, cuando V_Ed exceda el 50% de la resistencia plástica de la sección a cortante V_pl,T,Rd, se asignará al área de cortante un límite elástico reducido de valor (1-ρ)·f_y para la determinación de la resistencia de cálculo de la sección a flexión, donde:

con V_pl,T,Rd obtenido de acuerdo con 34.6.

En secciones en doble T con alas iguales y sometidas a flexión alrededor del eje principal de inercia de la sección, la resistencia plástica de cálculo a flexión considerando la interacción con el esfuerzo cortante y el esfuerzo torsor puede obtenerse mediante la siguiente expresión:

donde A_w = h_w t_w

34.7.2. Flexión y esfuerzo axil

En aquellos casos en que la sección se vea sometida al efecto combinado de solicitaciones de flexión y esfuerzo axil, la comprobación frente a este efecto se llevará a cabo de acuerdo con los criterios establecidos en función del tipo de sección transversal, en los apartados que siguen.

En aquellos elementos sometidos a flexión y esfuerzo axil de compresión deberán satisfacerse los criterios correspondientes a la comprobación frente a fenómenos de inestabilidad (ver Artículo 35).

34.7.2.1. Secciones transversales de clase 1 y 2

En presencia de un esfuerzo axil deberá llevarse a cabo una reducción de la resistencia plástica de cálculo a flexión. Deberá satisfacerse el siguiente criterio:

donde M_N,Rd es la resistencia plástica de cálculo a flexión reducida, debido a la existencia del esfuerzo axil N_Ed.

Para una sección rectangular sin agujeros para tornillos, la resistencia plástica de cálculo a flexión reducida M_N,Rd viene dada por:

donde M_c,Rd es la resistencia de cálculo de la sección a flexión (ver 34.4).

En secciones en I y en H doblemente simétricas, deberá llevarse a cabo la reducción para la consideración del efecto del esfuerzo axil sobre el momento plástico resistente alrededor del eje y-y, cuando se cumpla:

De modo similar, para secciones en I y en H doblemente simétricas, deberá llevarse a cabo la reducción por efecto del esfuerzo axil sobre el momento plástico resistente alrededor del eje z-z, cuando se cumpla:

Para secciones transversales de perfiles laminados o armados en I o en H con alas iguales donde los agujeros para tornillos no sean considerados, podrán aplicarse las siguientes expresiones aproximadas para la obtención de la resistencia plástica a flexión reducida:

Alrededor del eje fuerte y-y:

Alrededor del eje débil z-z:

Para secciones transversales de perfiles huecos rectangulares con espesor constante y secciones cajón soldadas con alas iguales y almas iguales donde los agujeros para tornillos no sean considerados, podrán aplicarse las siguientes expresiones aproximadas para la obtención de la resistencia plástica reducida a flexión alrededor de ambos ejes:

Para el caso de secciones huecas circulares, podrá aplicarse la siguiente expresión aproximada para la obtención de la resistencia plástica a flexión reducida:

Para el caso de flexión esviada y esfuerzo axil, podrá utilizarse el siguiente criterio aproximado para la comprobación:

donde α y ß son constantes que, de manera conservadora, pueden tomarse igual a la unidad, o bien obtenerse tal como sigue:

34.7.2.2. Secciones transversales de clase 3

Bajo la acción combinada de flector y esfuerzo axil, y en ausencia de esfuerzo cortante, la tensión normal máxima σ_x,Ed deberá satisfacer:

La tensión σ_x,Ed es el valor de cálculo de la tensión normal máxima debida al momento flector y al esfuerzo axil, teniendo en cuenta los agujeros para los tornillos cuando ello sea pertinente, tal como se especifica en 34.2, 34.3 y 34.4.

Para la comprobación de la sección, el criterio anterior se traduce en la siguiente expresión en el punto más solicitado:

34.7.2.3. Secciones transversales de clase 4

Bajo la acción combinada de flector y esfuerzo axil, y en ausencia de esfuerzo cortante, la tensión normal máxima calculada utilizando los anchos reducidos de los elementos comprimidos deberá satisfacer:

donde σ_x,Ed es el valor de cálculo de la tensión normal máxima debida al momento flector y al esfuerzo axil, teniendo en cuenta los agujeros para los tornillos cuando ello sea pertinente, tal como se especifica en 34.2, 34.3 y 34.4.

Para la comprobación de la sección, el criterio anterior se traduce en la siguiente expresión en el punto más solicitado:

34.7.3. Flexión, cortante y esfuerzo axil

En aquellos casos en que la sección se vea sometida al efecto combinado de solicitaciones de flexión, cortante y esfuerzo axil, la comprobación frente a este efecto se llevará a cabo reduciendo la resistencia de cálculo de la sección a flexión y axil.

Cuando el valor de cálculo del esfuerzo cortante V_Ed sea menor que el 50% de la resistencia plástica de cálculo de la sección V_pl,Rd, no será necesaria ninguna de las reducciones de las resistencias de cálculo de la sección establecidas en 34.7.2, exceptuando los casos en los que la reducción deba llevarse a cabo para la consideración de los efectos de la abolladura por cortante del modo que se establece en 35.5.

Cuando V_Ed exceda el 50% de la resistencia plástica de la sección a cortante V_pl,Rd, se asignará al área de cortante un límite elástico reducido de valor (1-ρ)·f_y para la determinación de la resistencia de cálculo de la sección frente a la acción combinada de momento flector y esfuerzo axil (ver 34.7.2), donde:

obteniéndose V_pl,Rd de acuerdo con 34.5.

Artículo 35 Estado límite de inestabilidad

35.1. Elementos sometidos a compresión

35.1.1. Pandeo de elementos de sección constante

Para elementos sometidos a compresión, el valor de cálculo del esfuerzo axil de compresión N_Ed deberá verificar:

Para elementos con sección transversal no simétrica de clase 4, deberá considerarse un momento adicional ΔM_Ed debido al desplazamiento del eje baricéntrico del área reducida A_ef con respecto al eje baricéntrico de la sección transversal bruta, del modo que se define en 34.1.2.3. Ello requerirá un análisis de la interacción esfuerzo axil-momento flector en la comprobación de elementos comprimidos y flectados frente a pandeo (ver 35.3)

La resistencia de cálculo a pandeo de un elemento sometido a compresión se determinará del siguiente modo:

Para la determinación de A y A_ef no es necesario contabilizar los agujeros para tornillos en los extremos del elemento.

En elementos comprimidos con sección variable a lo largo de su directriz o con distribución no uniforme del esfuerzo axil, la comprobación relativa a la resistencia a pandeo de dichos elementos puede llevarse a cabo según el método general de análisis en segundo orden de pórticos y elementos estructurales, de acuerdo con los Artículos 22 y 24 del Capítulo V. Para elementos comprimidos de inercia variable o con esfuerzo axil no uniforme, con determinadas condiciones de vinculación, puede aplicarse lo recogido en los apartados 70.2, 70.3 y 70.4 del Capítulo XV.

35.1.2. Curvas de pandeo

Para elementos con sección transversal constante sometidos a un esfuerzo axil de compresión de valor constante, el valor de χ para la esbeltez adimensional

se determinará conforme a:

El valor del coeficiente de imperfección α para cada una de las curvas de pandeo se obtendrá de la tabla 35.1.2.a.

Tabla 35.1.2.a. Valores del coeficiente de imperfección

La elección de la curva de pandeo para cada sección transversal se obtendrá de la tabla 35.1.2.b.

Tabla 35.1.2.b. Elección de las curvas de pandeo

Los valores del coeficiente de reducción χ, en función de la esbeltez adimensional

, pueden obtenerse también a partir de la figura 35.1.2.

Figura 35.1.2. Curvas de pandeo

Para esbelteces

o para relaciones

podrá omitirse la comprobación frente a pandeo, teniéndose que llevar a cabo únicamente la comprobación resistente de la sección transversal.

35.1.3. Esbeltez para pandeo por flexión

La esbeltez adimensional

para la comprobación frente a pandeo por flexión de elementos comprimidos viene dada por:

Para la comprobación del elemento frente a pandeo, deberá elegirse la curva de pandeo apropiada de acuerdo con la tabla 35.1.2.b.

35.1.4. Esbeltez para pandeo por torsión y pandeo por torsión y flexión

Los elementos comprimidos con secciones transversales abiertas con débil rigidez torsional deberán comprobarse frente a pandeo por torsión y pandeo por torsión y flexión.

La esbeltez adimensional para la comprobación frente a pandeo por torsión y pandeo por torsión y flexión viene dada por:

Los valores N_cr,TF y N_cr,T son los esfuerzos axiles críticos elásticos de pandeo por torsión y flexión y pandeo por torsión respectivamente.

Para la comprobación de un elemento comprimido frente a pandeo por torsión y pandeo por torsión y flexión, la curva de pandeo apropiada puede obtenerse de la tabla 35.1.2.b, considerando la curva relativa al eje z-z.

35.2. Elementos sometidos a flexión

35.2.1. Pandeo lateral de elementos de sección constante

Para elementos no arriostrados lateralmente sometidos a flexión alrededor del eje fuerte, el valor de cálculo del momento flector M_Ed deberá verificar:

En elementos con ciertos tipos de sección transversal tales como las de los perfiles huecos de sección circular o cuadrada, o secciones en cajón, podrá omitirse la comprobación frente a pandeo lateral.

La resistencia de cálculo a pandeo lateral de un elemento no arriostrado lateralmente sometido a flexión alrededor del eje fuerte, viene dada por la siguiente expresión:

Para la determinación de W_y no es necesario contabilizar los agujeros para tornillos en los extremos del elemento.

En elementos sometidos a flexión alrededor de su eje fuerte con sección variable a lo largo de su directriz, el dimensionamiento y comprobación de la resistencia a pandeo lateral de dichos elementos se llevará a cabo según el método general de análisis en segundo orden de elementos estructurales, de acuerdo con lo expuesto en los Artículos 22 y 24.

35.2.2. Curvas de pandeo lateral. Caso general

Para elementos con sección transversal constante sometidos a momento flector alrededor del eje fuerte, el valor de χ_LT para la correspondiente esbeltez adimensional

se determinará conforme a:

El valor de M_cr se obtendrá considerando las características de la sección transversal bruta y teniendo en cuenta los estados de carga, la distribución real de momentos flectores y los arriostramientos laterales.

El valor del coeficiente de imperfección aLT para cada una de las curvas de pandeo se obtendrá de la tabla 35.2.2.a.

Tabla 35.2.2.a. Valores del coeficiente de imperfección para pandeo lateral

La elección de la curva de pandeo para cada sección transversal se obtendrá de la tabla 35.2.2.b

Tabla 35.2.2.b. Elección de la curva de pandeo lateral

Los valores del coeficiente de reducción χ_LT, en función de la esbeltez adimensional

, pueden obtenerse a partir de las curvas de pandeo de la figura 35.1.2.

35.2.2.1. Curvas de pandeo lateral para perfiles laminados o secciones soldadas equivalentes

Para perfiles laminados o secciones soldadas equivalentes sometidos a flexión, el valor del coeficiente reductor χ_LT para la correspondiente esbeltez adimensional

puede determinarse conforme a:

Para este tipo de secciones, para la determinación de χ_LT pueden adoptarse como valores de

y de β los valores de 0,4 (valor máximo) y 0,75 (valor mínimo) respectivamente. La elección de la curva de pandeo para cada sección transversal se obtendrá entonces de la tabla 35.2.2.1.a.

Tabla 35.2.2.1.a. Elección de la curva de pandeo lateral para estas secciones considerando la expresión anterior para la determinación del coeficiente χ_LT

Adoptando los valores de

y de β mencionados en el párrafo anterior, se tiene que para esbelteces

o para relaciones

podrá omitirse la comprobación frente a pandeo lateral, teniéndose que llevar a cabo únicamente la comprobación resistente de la sección transversal.

Asimismo, para considerar la distribución de momentos flectores existente entre los puntos de arriostramiento lateral del elemento en la comprobación frente a pandeo lateral, el coeficiente χ_LT obtenido con la expresión anterior puede modificarse conforme a la siguiente expresión:

El valor mínimo de f se determina mediante la siguiente expresión:

siendo k_c un factor de corrección que depende de la distribución de momentos flectores y que se obtiene de la tabla 35.2.2.1.b.

Tabla 35.2.2.1.b. Factor de corrección k_c

35.2.3. Método simplificado para comprobación de vigas con arriostramientos laterales en edificios

Los elementos con arriostramiento lateral puntual discreto del ala comprimida no se verán afectados por el pandeo lateral si la longitud L_c entre puntos de arriostramiento del ala o la esbeltez resultante

del ala comprimida equivalente satisface el siguiente criterio:

Si no se cumple el criterio anterior, la resistencia de cálculo a pandeo lateral puede obtenerse tal como sigue:

Las curvas de pandeo para obtener el coeficiente χ en función de

serán:

• - Curva d para secciones soldadas en las que se cumpla que

  

  siendo h el canto total de la sección transversal y t_f el espesor del ala comprimida.

• - Curva c para el resto de secciones.

35.3. Elementos sometidos a compresión y flexión

A no ser que se haya llevado a cabo un análisis en segundo orden empleando las imperfecciones dadas en el Artículo 22, la estabilidad de elementos sometidos a flexión y compresión con sección transversal uniforme doblemente simétrica, no susceptibles a deformaciones por distorsión, deberá verificarse del modo que se presenta a continuación, donde se distinguirá entre:

Elementos que no son susceptibles a deformaciones por torsión, tales como elementos con secciones huecas circulares o secciones con torsión impedida.

Elementos que son susceptibles a deformaciones por torsión, tales como elementos con secciones abiertas y con torsión no impedida.

La comprobación de elementos de sistemas estructurales puede llevarse a cabo sobre el análisis de elementos individuales de un solo vano extraídos del sistema. Los efectos de segundo orden de sistemas traslacionales (efecto P-Δ) deberán tenerse en cuenta a través de los momentos en extremos del elemento o a través de la longitud de pandeo que corresponda.

Para elementos sometidos a flexión y compresión, se deberán verificar las siguientes condiciones:

Tabla 35.3.a. Valores de N_Rk=f_y A_i, M_i,Rk=f_y W_i y ΔM_i,Ed en las expresiones de comprobación frente a pandeo

Tabla 35.3.b (a). Método 1. Coeficientes de interacción k_ij

Tabla 35.3.b (b). Método 1. Factores C_mi,0 para la obtención del momento equivalente uniforme

Tabla 35.3.c (a). Método 2. Coeficientes de interacción k_ij para elementos no susceptibles a deformaciones por torsión

Tabla 35.3.c (b). Método 2. Coeficientes de interacción k_ij para elementos susceptibles a deformaciones por torsión

Tabla 35.3.c (c). Método 2. Factores C_mi para la obtención del momento equivalente uniforme

Utilizando el método 2, C_my, C_mz y C_mLT deberían obtenerse de acuerdo con el diagrama de momentos flectores existente entre los correspondientes puntos de arriostramiento:

Con el objetivo de conseguir una mayor simplicidad, las comprobaciones anteriores siempre pueden realizarse en el rango elástico, empleando cualquiera de los dos métodos alternativos presentados.

Además, para cualquier sección transversal del elemento analizado sometido a flexión y compresión deberán comprobarse los criterios de resistencia establecidos en el Artículo 34.

Para aquellas situaciones de comprobación no contempladas en este apartado 35.3, tales como elementos con sección transversal no constante, elementos con condiciones de contorno complejas, etc. se recurrirá al método general de análisis en segundo orden, considerando lo expuesto en los Artículos 22 y 24.

35.4. Elementos planos rigidizados longitudinalmente

La respuesta estructural de secciones transversales con elementos rigidizados longitudinalmente depende, fundamentalmente, de dichos elementos. Estos suelen ser, en la mayoría de las ocasiones, alas comprimidas de secciones en cajón. Con el objeto de poder considerar un ancho adecuado, a efectos de determinar su respuesta estructural y la de la sección transversal en su conjunto, dichos elementos se rigidizan en la dirección longitudinal. El grado en que la rigidización longitudinal incremente la resistencia del elemento, y la de la propia sección transversal, depende de la rigidez de los propios rigidizadores longitudinales, función de su inercia y de la distancia entre rigidizadores transversales.

35.5. Abolladura del alma a cortante

35.5.1. Generalidades

En este apartado se consideran los efectos de abolladura de paneles ocasionados por las tensiones tangenciales, que cumplan los siguientes criterios:

• - Los paneles son rectangulares (un panel inclinado se considerará a estos efectos como rectangular si el ángulo de inclinación es menor que 10º).
• - Pueden existir rigidizadores en la dirección longitudinal y/o transversal.
• - Todos los agujeros son pequeños.
• - Los elementos son de sección constante.

En paneles sometidos a cortante se deberá comprobar la resistencia a la abolladura cuando su esbeltez sea tal que:

Para paneles de almas no rigidizadas con esbeltez

y para paneles de almas rigidizadas con esbeltez

deberá disponerse rigidizadores transversales en las secciones de apoyo.

35.5.2. Resistencia a la abolladura por cortante

Para almas sometidas a cortante, con o sin rigidizadores, el valor de cálculo del esfuerzo cortante que discurre por el alma V_w,Ed deberá verificar:

El término V_bw,Rd (ver 35.5.2.1) representa la contribución del alma y viene dado por:

El término V_bf,Rd (ver 35.5.2.2) representa la contribución de las alas a la resistencia frente a abolladura por cortante del elemento.

Los rigidizadores y las soldaduras deberán verificar los requisitos especificados en los apartados 35.9.3 y 35.9.3.5 respectivamente.

Figura 35.5.2. Criterio de clasificación del extremo del panel

Las condiciones de panel rígido son aplicables al caso de paneles en apoyos intermedios en vigas continuas.

35.5.2.1. Contribución del alma

Para almas con rigidizadores transversales únicamente en secciones de apoyo y para almas con rigidizadores transversales intermedios o rigidizadores longitudinales, o ambos, el coeficiente χ_w para la contribución del alma a la resistencia frente a abolladura por cortante puede obtenerse a partir de la tabla 35.5.2.1, o bien a partir de la figura 35.5.2.1.a.

Tabla 35.5.2.1. Coeficiente χ_w para la contribución del alma frente a abolladura por cortante

Las condiciones de rigidización para paneles extremos rígidos y no rígidos quedan recogidas en el apartado 35.9.3.

Figura 35.5.2.1.a. Coeficiente χ_w para la contribución del alma frente a abolladura por cortante

La esbeltez del alma

que aparece en la tabla 35.5.2.1 y en la figura 35.5.2.1.a viene dada por la siguiente expresión:

Para el cálculo del coeficiente de abolladura por cortante kt, cuando exista rigidización longitudinal, se adoptará para ésta un momento de inercia igual a la tercera parte de su valor real.

Para paneles de alma con uno o dos rigidizadores longitudinales, si la relación de aspecto cumple que α = a/h_w ≥ 3, el coeficiente de abolladura de chapa por cortante kt puede obtenerse mediante la expresión anterior. Para paneles de alma con uno o dos rigidizadores longitudinales y con una relación de aspecto α = a/h_w < 3, el coeficiente de abolladura de chapa por cortante kt puede obtenerse mediante la siguiente expresión:

Figura 35.5.2.1.b. Alma con rigidizadores transversales y longitudinales

Para el caso de almas con rigidizadores transversales únicamente en secciones de apoyo, la esbeltez

puede obtenerse mediante:

Para el caso de almas con rigidizadores transversales en secciones de apoyo y con rigidizadores transversales intermedios o rigidizadores longitudinales, o ambos, la esbeltez

puede obtenerse mediante:

siendo k_τ el mínimo coeficiente de abolladura por cortante para el panel de alma.

En caso de emplearse rigidizadores transversales no rígidos además de rigidizadores transversales rígidos (ver figura 35.5.2.1.b), deberán evaluarse los paneles de alma comprendidos entre dos rigidizadores cualesquiera (por ejemplo, a₂ x h_w y a₃ x h_w) y los paneles de alma comprendidos entre dos rigidizadores transversales rígidos adyacentes que contengan rigidizadores transversales no rígidos (a₄ x h_w) y comprobar la abolladura con el menor coeficiente k_τ.

Para paneles de alma con rigidizadores longitudinales, su esbeltez

no deberá ser menor que la esbeltez del subpanel con mayor esbeltez

de todos los subpaneles en los que se ha subdividido el panel en estudio (ver figura 35.5.2.1.b):

El coeficiente de abolladura por cortante k_τi se refiere al subpanel con mayor esbeltez. Para obtener dicho coeficiente pueden utilizarse las expresiones dadas anteriormente, tomando k_τsl = 0.

35.5.2.2. Contribución de las alas

Cuando la resistencia del ala no está completamente utilizada para absorber el momento flector de cálculo (M_Ed < M_f,Rd), se puede considerar una contribución de las alas para la obtención de la resistencia de cálculo frente a la abolladura por cortante. Dicha contribución se obtendrá mediante la siguiente expresión:

Si el elemento se ve sometido a un esfuerzo axil de cálculo N_Ed, entonces el valor de M_f,Rd se reducirá multiplicándose éste por el factor:

35.6. Resistencia del alma a cargas concentradas transversales

Para almas rigidizadas o no rigidizadas de vigas laminadas o vigas armadas sometidas a cargas concentradas transversales aplicadas a través de un ala, el valor de cálculo de la fuerza transversal aplicada deberá satisfacer:

En cualquier caso debe asegurarse que las alas se mantienen en posición según la dirección lateral, ya sea por su propia rigidez o por la existencia de arriostramientos.

El coeficiente de reducción χ_F por abolladura local frente a carga concentrada se determina mediante la siguiente expresión:

Para almas sin rigidización longitudinal, el factor k_F se obtendrá a partir de los esquemas presentados en la figura 35.6.a. Dichos esquemas atienden a los tres modos considerados de introducción de las cargas:

• a) Fuerza F_S aplicada a través de un ala y resistida por esfuerzo cortante en el alma (ver figura 35.6.a(a)).
• b) Fuerza F_S aplicada a través de un ala y transmitida a través del alma directamente a la otra ala (ver figura 35.6.a(b)).
• c) Fuerza F_S aplicada a través de un ala próxima a un extremo no rigidizado (ver figura 35.6.a(c)).

Figura 35.6.a. Coeficientes de abolladura para diferentes tipos de aplicación de la carga

Para secciones de vigas en cajón con almas inclinadas deberá llevarse a cabo la comprobación de ambos elementos, alma y ala, considerando las componentes de la carga transversal concentrada aplicada en el plano del alma y del ala.

La longitud efectiva de carga l_y depende del modo en como se aplique la carga y de la longitud del ala s_s sobre la cual se aplica directamente la misma, suponiendo un reparto a 45º. En cualquier caso s_s deberá ser inferior a h_w (ver figura 35.6.b).

Figura 35.6.b. Longitud de ala sobre la cual se aplica la carga distribuida

La longitud l_y se calculará utilizando los parámetros adimensionales m₁ y m₂:

Para secciones en cajón, el valor de b_f se limitará a 15·ε·t_f a cada lado del alma.

Para los casos a) y b) de la figura 35.6.a, la longitud l_y se obtendrá como:

siendo l_y no mayor que la distancia entre rigidizadores transversales adyacentes.

Para el caso c) de la figura 35.6.a, la longitud l_y se obtendrá como la menor de las obtenidas de las siguientes expresiones:

siendo l_y no mayor que la distancia entre rigidizadores transversales adyacentes.

35.7. Interacción

35.7.1. Cortante, flexión y esfuerzo axil

En aquellos casos en los que

(ver 35.5.2) sea menor o igual que 0,5 no será necesario reducir la resistencia de la sección a flexión y a esfuerzo axil para tener en cuenta el efecto del esfuerzo cortante.

Si por el contrario

es mayor que 0,5, la combinación de los efectos de flexión y esfuerzo axil y de cortante, en el alma de una viga en doble T o en cajón deberá satisfacer la siguiente expresión

Además deberá satisfacerse la expresión del apartado 35.5.2 y la siguiente expresión:

La evaluación de los efectos de las acciones, N_Ed y M_Ed, deberá incluir los efectos de segundo orden cuando ello sea pertinente.

La comprobación de la interacción deberá satisfacerse para todas aquellas secciones localizadas a una distancia superior a h_w/2, contada a partir de la sección transversal de apoyo con rigidizadores verticales.

La resistencia plástica de cálculo de la sección considerando exclusivamente las alas, M_f,Rd, se obtiene como el producto de f_y/γ_M0 por el área reducida del ala, tomando el valor más pequeño correspondiente a una de las alas, y por la distancia entre centros de gravedad de las alas (ver 35.5.2.2).

En el caso de existencia de un axil N_Ed, M_pl,Rd será la resistencia plástica de cálculo a flexión reducida debido a la existencia de esfuerzo axil, M_N,Rd, definida en 34.7.2.1, y el valor de M_f,Rd deberá reducirse de acuerdo con lo establecido en 35.5.2.2.

En el caso de que el axil existente sea muy elevado y provoque un estado de compresión en toda el alma, aplica lo expuesto a continuación. La verificación de la interacción en el ala de una sección en cajón se realizará tomando M_f,Rd=0 y adoptando como tensión tangencial de cálculo τ_Ed el valor de la tensión tangencial media en el ala, la cual no será no menor que la mitad de la tensión tangencial máxima en el ala. Entonces, la comprobación se llevará a cabo mediante la siguiente expresión:

Además, deberán comprobarse los subpaneles teniendo en cuenta dicha tensión media de cortante en todo el subpanel y determinando χ_w para la comprobación del subpanel frente a la abolladura, de acuerdo con 35.5.2.1, considerando los rigidizadores longitudinales como rígidos.

35.7.2. Cargas concentradas transversales, flexión y esfuerzo axil

Si el elemento estructural se encuentra sometido a una carga concentrada transversal actuando en el ala comprimida en combinación con flexión y esfuerzo axil, deberá comprobarse la siguiente expresión para la interacción:

Además deberá comprobarse la expresión del apartado 35.6, referente a la comprobación frente a cargas concentradas transversales, y la siguiente expresión, referente a la comprobación frente a flexión y esfuerzo axil de compresión:

Si la carga concentrada actúa en el ala traccionada deberá comprobarse el apartado 35.6, así como la expresión recogida en el apartado 34.1.1.

35.8. Abolladura del alma inducida por el ala comprimida

Para prevenir la posibilidad de abolladura del alma por efecto de las tensiones transversales que transmite el ala comprimida por efecto de la propia deformación por flexión, la esbeltez del alma

deberá satisfacer la siguiente condición

En presencia de vigas curvas en alzado, con el ala comprimida en el lado cóncavo, la condición a cumplir será entonces:

35.9. Rigidizadores

35.9.1. Generalidades

En este apartado se dan criterios para la comprobación de elementos rigidizadores en estructuras de chapa, como complemento a los criterios ya dados para la abolladura y para cargas concentradas (apartados 35.4, 35.5, 35.6 y 35.7).

Cuando se verifica la resistencia frente a pandeo, la sección transversal de un rigidizador puede tomarse como el área bruta del rigidizador más una porción de chapa de ancho igual a 15et a ambos lados del rigidizador, y siempre no mayor que el ancho disponible a cada lado, no considerando la superposición de las partes contribuyentes de la chapa para rigidizadores adyacentes (ver figura 35.9.1)

Figura 35.9.1. Sección transversal de un rigidizador

El axil actuante en un rigidizador transversal se obtendrá en función del cortante y de cualquier carga concentrada aplicada en el mismo.

35.9.2. Tensiones longitudinales

Con el objetivo de conseguir un soporte rígido para una chapa con o sin rigidizadores longitudinales, los rigidizadores transversales intermedios deberán verificar unas condiciones de mínima rigidez y mínima resistencia.

Asimismo, tanto los rigidizadores transversales como los longitudinales deberán satisfacer determinados requisitos para evitar el pandeo por torsión.

35.9.3. Cortante

35.9.3.1. Panel extremo rígido

El panel extremo rígido (ver figura 35.5.2) deberá actuar como un rigidizador de apoyo resistiendo la reacción de los apoyos (ver 35.9.4), y como una viga corta resistiendo las tensiones longitudinales de membrana en el plano del alma.

Un panel extremo rígido puede estar compuesto por dos rigidizadores transversales dobles a ambos lados del alma que forman las alas de una viga corta de longitud hw (ver figura 35.5.2, caso b)). El panel de alma comprendido entre los rigidizadores constituye el alma de esta viga corta. De modo alternativo, el panel extremo rígido puede resolverse con la introducción de un perfil laminado, unido al extremo del panel de alma, tal como se muestra en la figura 35.9.3.1.

Figura 35.9.3.1. Perfil laminado formando un panel extremo rígido

Cada uno de los rigidizadores transversales dobles compuestos por chapas deben tener un área transversal de, al menos,

donde e es la distancia entre centros de los rigidizadores, debiendo ser e > 0,1·h_w.

En aquellos casos en los que el panel extremo rígido se resuelva con un perfil laminado en vez de elementos de chapa, su módulo resistente a flexión alrededor de un eje horizontal perpendicular al alma será, como mínimo, 4 h_w t²_w.

35.9.3.2. Rigidizadores actuando como extremos no rígidos

Un extremo no rígido puede materializarse mediante un único rigidizador doble, a ambos lados del alma, tal como se muestra en la figura 35.5.2, caso c). Éste puede actuar como un rigidizador de apoyo resistiendo la reacción (ver 35.9.4).

35.9.3.3. Rigidizadores transversales intermedios

Los rigidizadores intermedios que trabajan como soportes rígidos para los paneles interiores del alma deberán comprobarse por resistencia y rigidez. Cuando se utilicen rigidizadores flexibles, su rigidez se tendrá en cuenta en el cálculo de k_τ (ver apartado 35.5.2.1).

La sección reducida de aquellos rigidizadores intermedios que trabajen como soportes rígidos para paneles de alma (línea de deformación nula) deberá tener una inercia mínima I_st tal que:

35.9.3.4. Rigidizadores longitudinales

Si en el cálculo de tensiones se ha considerado la existencia de rigidizadores longitudinales, para la comprobación definitiva de la resistencia de la sección transversal se tendrá en cuenta que dichos rigidizadores longitudinales se ven sometidos a tensiones directas longitudinales.

35.9.3.5. Soldaduras

Las soldaduras ala-alma pueden ser comprobadas para un flujo de cortante

siempre que el valor del esfuerzo cortante de cálculo verifique que

Para valores del esfuerzo cortante de cálculo superiores a este límite, la soldadura entre almas y alas deberá dimensionarse para un flujo de cortante

En todos los otros casos, las soldaduras deberán comprobarse para transferir las pertinentes fuerzas entre las componentes a unir, teniendo en cuenta el método de análisis y los efectos de segundo orden.

35.9.4. Cargas transversales concentradas

Si la resistencia de cálculo de un alma no rigidizada frente a cargas transversales concentradas resulta insuficiente, se deberá disponer rigidizadores transversales.

La resistencia a pandeo de un rigidizador transversal sometido a una carga transversal concentrada y a cortante (ver 35.9.3.3) deberá determinarse según el apartado 35.3, empleando la curva c de pandeo y una longitud de pandeo no menor que 0,75 h_w, cuando ambos extremos se encuentren coaccionados lateralmente. En los casos en que las condiciones de contorno ofrezcan una menor coacción lateral, deberá utilizarse un valor mayor de la longitud de pandeo. Si los rigidizadores tienen agujeros en su extremo cargado, la comprobación de su resistencia se llevará a cabo considerando tales cortes.

En aquellos casos en los que se emplee un rigidizador a un solo lado del alma u otros rigidizadores no simétricos, la excentricidad resultante se tendrá en cuenta al aplicar lo establecido en el apartado 35.3, o al aplicar el método general para el cálculo a pandeo de elementos estructurales. Si se supone que los rigidizadores proporcionan arriostramiento lateral al ala comprimida, éstos deberán cumplir los criterios de resistencia y rigidez establecidos para la comprobación frente a pandeo lateral.

Artículo 36 Bases

Las estructuras de acero deben de ser proyectadas, construidas y mantenidas de forma que se garantice el cumplimiento de todos los requisitos para los estados límite de servicio establecidos en 8.1.3.

El estado límite de deslizamiento en uniones pretensadas se aplica a las uniones con tornillos de alta resistencia proyectadas en Categoría B, con las condiciones indicadas en 58.2.

La aplicabilidad de los estados límite de deformaciones transversales en paneles esbeltos y de plastificaciones locales se limita, generalmente, al caso de estructuras o elementos estructurales sometidos a sobrecargas repetitivas de cierta entidad.

36.1. Estados límite de servicio en edificios

Los estados límite de servicio en edificios conciernen fundamentalmente a la rigidez de sus forjados y cubiertas así como a la rigidez lateral de la propia estructura, para lo que se establecen limitaciones a sus deformaciones verticales y horizontales en 37.2.

En estructuras de uso público o industrial puede resultar asimismo necesaria la comprobación de las vibraciones según se trata en 38.2.

En caso de proyectarse uniones atornilladas con tornillos pretensados de alta resistencia de Categoría B, según se define en 58.2, resulta necesario comprobar la ausencia de deslizamiento en condiciones de servicio, según se contempla en el Artículo 39.

Salvo en algunos casos singulares de estructuras o elementos estructurales de edificios que se hallen sometidos a sobrecargas repetitivas de cierta entidad, no resultan generalmente de aplicación los Artículos 40 y 41.

36.2. Estados límite de servicio en puentes

Además de los estados límite de servicio contemplados en 36.1, en el caso de puentes o pasarelas resulta siempre necesario comprobar el estado límite de deformaciones transversales en paneles esbeltos y el estado límite de plastificaciones locales, según se trata en los Artículos 40 y 41, respectivamente.

36.3. Modelos de cálculo

En general, la respuesta estructural para las comprobaciones de los estados límite de servicio se obtendrá a partir de un análisis global elástico de la estructura (ver Artículo 19).

Las combinaciones de acciones a considerar serán las apropiadas para las comprobaciones establecidas en el articulado que sigue.

Cuando sean relevantes, el análisis estructural deberá considerar la influencia de posibles efectos térmicos, reológicos, desnivelaciones o asientos de apoyo, pretensados mediante cables o cualquier otra presolicitación elástica aplicada sobre la estructura.

El análisis estructural se realizará con las secciones brutas (sin descontar agujeros), tomando en consideración, si resultan significativos, los efectos del arrastre por cortante mediante las anchuras eficaces establecidas en los apartados 21.3 y 21.4.

Pueden usarse modelos de cálculo aproximados siempre que las simplificaciones introducidas sean conservadoras o se justifique adecuadamente que no influyen en los resultados de las verificaciones a satisfacer.

36.4. Requisitos de proyecto

Además de las comprobaciones definidas en este Capítulo X, los requisitos establecidos en el Artículo 5 para la vida útil de la estructura exigen establecer una estrategia de proyecto orientada a la durabilidad, cuyas bases se tratan en 8.2 y en el Capítulo VII, en función de la exposición ambiental de la estructura.

En puentes, y en todos aquellos elementos estructurales de especial responsabilidad, debe en general garantizarse un correcto diseño de detalles que minimice el riesgo de corrosión de la estructura de acero, al mismo tiempo que facilite su inspección, mantenimiento y, si fuera preciso, la sustitución de ciertos elementos, tales como apoyos, juntas, cables, anclajes, etc.

Todos los tableros de puentes deben ser adecuadamente impermeabilizados para evitar la entrada de agua en la estructura. El sistema de drenaje debe proyectarse en función de la superficie de plataforma y el volumen previsible de agua a evacuar, teniendo en cuenta la pendiente del tablero, así como la ubicación y capacidad de los sistemas de desagüe.

El proyecto debe prever y definir un fácil mantenimiento y limpieza del sistema de drenaje para evitar su obturación.

En secciones cerradas y no visitables, y salvo que se garantice su completo sellado, mediante soldaduras u otro sistema, debe procederse a la oportuna protección interior, según 31.2, así como al diseño de detalles que aseguren la evacuación de las eventuales filtraciones de agua.

Artículo 37 Estado límite de deformaciones

37.1. Consideraciones generales

El estado límite de deformaciones se satisface si los movimientos (desplazamientos o giros) en la estructura, o elementos estructurales, son menores que unos valores límite máximos.

La comprobación del estado límite de deformaciones tendrá que realizarse en todos aquellos casos en los que las deformaciones puedan afectar a la estética, funcionalidad o durabilidad de la propia estructura o de los elementos por ella soportados.

El estudio de las deformaciones debe realizarse para las condiciones de servicio que correspondan, en función del problema a tratar, de acuerdo con los criterios de combinación de acciones expuestos en 13.3, y las acciones definidas por las instrucciones o normativas que sean de aplicación.

Si la funcionalidad o el deterioro de la estructura, maquinaria, equipamientos o elementos no estructurales (tabiques, cerramientos, barandillas, servicios, instalaciones, solados, por ejemplo) pueden verse afectados por las deformaciones, su comprobación se limitará a los efectos de las cargas permanentes o variables que se apliquen después de la puesta en obra del elemento afectado.

Si se considera la estética o apariencia de la estructura, se comprobará con la combinación cuasi permanente de acciones.

Si se analiza el confort del usuario o el correcto funcionamiento de los equipos bajo los efectos dinámicos derivados de las deformaciones (maquinaria, peatones, vehículos, trenes, etc), sólo se tendrán en cuenta los efectos de aquellas sobrecargas que resulten pertinentes.

Los valores máximos admisibles de las deformaciones dependen del tipo y función de la estructura, de las exigencias funcionales y de confort que deba satisfacer y de las condiciones que puedan imponer otros elementos no estructurales que se apoyen en ella, que a su vez pueden estar afectados por el tipo o procedimiento de fijación o montaje que se utilice.

Por todo ello, y salvo que se establezcan otros con carácter prescriptivo por alguna instrucción o normativa de aplicación, los valores límite que se recomiendan en este Artículo 37 son de carácter semiempírico indicativo. En cada proyecto, los valores límite máximos pueden ser acordados alternativamente entre la propiedad, el autor del proyecto o, en su caso, la administración competente, según las características particulares del mismo. Dichos valores deben figurar explícitamente en la memoria y/o planos del proyecto, junto con las posibles exigencias, de índole técnica, constructiva o arquitectónica, asociadas a dichos valores límite, si las hubiere.

En estructuras de acero, cuando sea previsible una deformación importante bajo cargas permanentes, puede ser aconsejable o incluso necesario (en el caso de puentes por ejemplo) establecer una contraflecha de ejecución en taller de los elementos estructurales de acero, que contrarreste total o parcialmente las deformaciones permanentes, instantáneas y diferidas, y en algunos casos la fracción cuasipermanente de las deformaciones debidas a las sobrecargas totales.

A efectos de la comprobación de las deformaciones verticales, se establecen las siguientes definiciones, según el esquema representado en la figura 37.1.a, siendo:

Figura 37.1.a. Definición de flechas verticales

En caso de procesos constructivos evolutivos, y a efectos de evaluar con mayor precisión el riesgo de deterioros en un elemento (tabique, solado, cerramiento, etc.), la flecha activa debería incorporar, además, la posible fracción de w₁ debida a las cargas permanentes aplicadas a la estructura con posterioridad al momento en que se construye o instala dicho elemento.

A efectos del control de deformaciones horizontales, se establece el esquema representado en la figura 37.1.b.

Figura 37.1.b. Definición de deformaciones horizontales

En dicha figura los valores de u y u_i representan respectivamente:

37.2. Límites de deformaciones en edificios

Se entenderá que la estructura tiene deformaciones admisibles cuando cumpla las limitaciones de flecha establecidas por las reglamentaciones específicas que sean de aplicación. En el caso de las estructuras de edificación, se utilizarán las limitaciones indicadas en el Documento Básico «Seguridad Estructural» del Código Técnico de la Edificación, de acuerdo con el apartado 5.1.1.2 de esta Instrucción.

37.2.1. Deformaciones verticales

Para estructuras de edificación aplican las limitaciones indicadas en el apartado 4.3.3 del DB-SE del Código Técnico de la Edificación.

En vigas carrileras de pórticos grúa, la flecha activa máxima no superará el valor L/700, aunque se recomienda fijar un valor límite específico para cada proyecto particular, en función del uso y tipo de equipamiento.

37.2.2. Deformaciones horizontales

Para estructuras de edificación aplican las limitaciones indicadas en el apartado 4.3.3 del DB-SE del Código Técnico de la Edificación.

En vigas carrileras de pórticos grúa, la flecha máxima horizontal puede limitarse, de forma orientativa, a L/800, aunque se recomienda fijar un valor límite específico para cada proyecto particular, en función del uso y tipo de equipamiento.

Asimismo, y con carácter indicativo, conviene limitar las flechas horizontales máximas en cabeza de los soportes de apoyo de las vigas carrileras a h/300, siendo h la altura real del soporte. La diferencia entre los desplazamientos horizontales en cabeza de dos soportes de apoyo enfrentados no debe, además, superar los 20 mm.

37.2.3. Requisitos para la evacuación de aguas

Debe garantizarse el correcto drenaje del agua de lluvia en cubiertas, así como en plataformas, aparcamientos, etc. no cubiertos.

Resulta para ello aconsejable que el proyecto y control de ejecución de la estructura de este tipo de superficies aseguren pendientes no inferiores al 5%, hacia puntos de desagüe correctamente ubicados, para evitar embalsamientos.

El proyecto y control de ejecución de la estructura deben tener en cuenta:

• - La tolerancia y errores de ejecución y montaje.
• - Las deformaciones propias de los elementos de cubierta o forjado.
• - Las deformaciones de la estructura que soporta la superficie a drenar.
• - Las eventuales contraflechas de los elementos resistentes.

Cuando la pendiente resulte inferior al 3%, deben efectuarse cálculos adicionales para controlar la existencia de márgenes adecuados de seguridad bajo la actuación de cargas adicionales de agua por:

• - Embalsamientos bajo la deformación de los elementos resistentes, así como de los propios materiales de cubrimiento.
• - Acumulación de nieve.

37.3. Límites de deformaciones en puentes y pasarelas

El control de deformaciones (desplazamientos y giros) en puentes y pasarelas debe garantizar la adecuada apariencia y funcionalidad de la obra, evitando:

• - Efectos dinámicos amplificados, o no deseados, debidos a impactos del tráfico circulante.
• - Daños en la capa de rodadura de puentes de carretera, o en el balasto y sistemas de vía de puentes ferroviarios.
• - Alteraciones en el correcto funcionamiento del sistema de drenaje.
• - Impresiones visuales no adecuadas de la geometría final de la estructura.
• - Sensaciones que afecten al confort de los usuarios.
• - Alteraciones en las condiciones finales de la rasante (planta, alzado, peraltes) respecto de las alineaciones previstas en proyecto.
• - Afecciones al funcionamiento y durabilidad de juntas, apoyos, barandillas, instalaciones, etc., muy sensibles a quiebros o cambios bruscos de pendiente en la deformada.

El proyecto deberá definir unas contraflechas teóricas de ejecución tales que, para la totalidad de la carga permanente, y la mitad de los efectos reológicos y de la parte de sobrecargas de la combinación cuasipermanente, la rasante final de la estructura corresponda a la geometría prevista.

El proyecto deberá definir, con total precisión, las distintas fases de montaje y puesta en carga de la estructura para las que se han obtenido las contraflechas de ejecución. Cualquier variación del proceso o secuencias de montaje respecto de lo establecido en proyecto obligará a un nuevo cálculo de las contraflechas, que deberá ser sometido a la aprobación de la dirección facultativa antes de iniciarse cualquier operación de corte o despiece de las chapas o perfiles en taller.

Las tolerancias admisibles de ejecución o montaje, respecto a la directriz teórica de proyecto, se ajustarán a lo establecido en el Capítulo XVIII de esta Instrucción o en las normativas e instrucciones vigentes que sean de aplicación.

37.3.1. Puentes de carretera y pasarelas

Los criterios específicos para la comprobación de las deformaciones en servicio de puentes de carretera y pasarelas se podrán ajustar, de conformidad con lo indicado en el Artículo 37.1, a lo establecido en la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) vigente.

En puentes de carretera se recomienda que la rigidez del tablero sea tal que, bajo la actuación del valor frecuente de las sobrecargas de tráfico establecido por la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) vigente, la flecha correspondiente a dichas sobrecargas no supere los valores siguientes:

L/1000 en puentes de carretera.

L/1200 en puentes urbanos con aceras transitables.

siendo L la luz del vano.

En puentes de carretera con tableros con voladizos laterales importantes, o con flexibilidad transversal en secciones coincidentes con juntas de dilatación, se recomienda comprobar que la deformación transversal máxima, bajo la actuación del valor frecuente de las sobrecargas de tráfico, no supere los 5 mm, salvo especificaciones técnicas alternativas por parte del suministrador de las juntas.

En el caso de pasarelas, se recomienda comprobar que la flecha debida a la actuación del valor frecuente de las sobrecargas debidas al paso de los peatones, establecido por la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) vigente, no supere el valor L/1200, siendo L la luz del vano.

37.3.2. Puentes de ferrocarril

Los criterios específicos para la comprobación de las deformaciones en servicio de puentes de ferrocarril se podrán ajustar, de conformidad con lo indicado en el Artículo 37.1, a lo establecido en la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de ferrocarril (IAPF) vigente.

37.3.3. Requisitos para el drenaje de las plataformas

Debe controlarse la geometría final del puente deformado bajo la totalidad de las cargas permanentes para eliminar posibles zonas de acumulación de agua, en función del sistema de drenaje proyectado.

Cuando el sistema de drenaje afecte, total o parcialmente, al interior de secciones cerradas del puente deben establecerse medidas preventivas para evitar acumulaciones de agua en el interior del tablero por fallos de dicho sistema.

Artículo 38 Estado Límite de vibraciones

38.1. Consideraciones generales

Las vibraciones pueden afectar a la funcionalidad o durabilidad de las estructuras bajo condiciones de servicio.

La adecuada respuesta en servicio de una estructura, o un elemento estructural aislado, deben garantizar:

• - El confort de los usuarios.
• - La ausencia de deterioros en la propia estructura, o en los elementos no resistentes soportados por ella, originados por efectos dinámicos.
• - El correcto funcionamiento y durabilidad de posibles maquinarias, servicios, instalaciones, etc, sensibles a estos fenómenos.

Los efectos dinámicos a considerar pueden ser inducidos por maquinarias, movimientos sincronizados de gente (andando, corriendo, bailando o saltando), sobrecargas de tráfico carretero o ferroviario, vibraciones del terreno adyacente (inducidas por tráfico en las proximidades, por ejemplo), viento y oleaje. Dichos efectos pueden resultar amplificados por condiciones de resonancia.

Para limitar los efectos vibratorios en las estructuras, los valores de sus frecuencias fundamentales, o de las de elementos estructurales aislados, deben en lo posible estar suficientemente alejados (generalmente superiores) de las frecuencias de las eventuales fuentes de excitación, con objeto de evitar fenómenos de resonancia.

En estructuras, o elementos estructurales, con frecuencias fundamentales bajas o próximas a las de excitación, los criterios establecidos en este articulado pueden no resultar adecuados o suficientes, debiéndose proceder a un análisis dinámico preciso de la respuesta estructural (amplitudes, velocidades y aceleraciones), incluyendo los efectos del amortiguamiento.

En aquellos casos en que los efectos dinámicos puedan ser relevantes, la Memoria del Proyecto explicitará las comprobaciones, análisis y criterios de aceptación utilizados, que podrían diferir de los recomendados en este articulado, previo acuerdo entre el autor del proyecto, la propiedad y la eventual administración competente.

Por todo ello, y salvo que se establezcan otros con carácter prescriptivo por alguna instrucción o normativa de aplicación, los valores que se recomiendan en este Artículo 38 son de carácter semiempírico indicativo. En cada proyecto, los valores admisibles pueden ser acordados alternativamente entre la propiedad, el autor del proyecto o, en su caso, la Administración competente, según las características particulares del mismo. Dichos valores deben figurar explícitamente en la Memoria y Planos del Proyecto, junto con las posibles exigencias, de índole técnica, constructiva o arquitectónica, asociadas a dichos valores límite, si las hubiere.

38.2. Comprobación de vibraciones en edificaciones de uso público

El nivel de las vibraciones en estructuras abiertas al público debe limitarse para no afectar al confort de los usuarios y, en ciertos casos (laboratorios, hospitales, por ejemplo), al correcto funcionamiento de equipos de precisión.

38.3. Comprobación de vibraciones en puentes y pasarelas

Los puentes y pasarelas deben cumplir los requisitos de los estados límite de servicio bajo los efectos dinámicos debidos a las cargas de tráfico, ferrocarril, peatones, bicicletas y viento.

Las vibraciones en puentes y pasarelas no deben causar inquietud en los pasajeros de vehículos, circulando o detenidos sobre el tablero, ni en los peatones. También resulta conveniente limitar el nivel de emisión de ruidos a causa de las vibraciones, especialmente en puentes y pasarelas ubicados en entornos urbanos.

Tales condiciones se cumplen generalmente cuando la máxima aceleración vertical que pueda producirse, en cualquier zona o elemento transitable por peatones, no supere ciertos valores límite, función del grado de confort exigido.

Este requisito afecta únicamente al caso de pasarelas y puentes con aceras transitables. En general, los puentes de carretera sin aceras transitables no necesitan una comprobación de vibraciones en condiciones de servicio, salvo lo establecido en 38.3.1.

Las comprobaciones de vibraciones en puentes de ferrocarril, principalmente en líneas de alta velocidad, requieren requisitos específicos más estrictos, según se trata en 38.3.3.

38.3.1. Puentes de carretera

Las verificaciones de las limitaciones de vibraciones en puentes de carretera se podrán regir, de conformidad con lo indicado en el Artículo 38.1, por los requisitos específicos establecidos en la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) vigente.

En general, el criterio limitativo de deformaciones establecido en 37.3.1 suele conducir a estructuras en las que el efecto de las vibraciones es reducido y puede considerarse aceptable desde el punto de vista del confort.

Así pues, únicamente puede resultar necesario verificar el nivel de vibraciones en puentes de carretera:

• - Cuando se proyectan estructuras en las que no se satisface estrictamente el valor límite de deformaciones de 37.3.1.
• - En puentes de carácter urbano con aceras transitables y condiciones de tráfico peatonal intenso.
• - En estructuras con tipologías estructurales singulares no convencionales.

38.3.2. Pasarelas

Las verificaciones de las limitaciones de vibraciones en pasarelas se podrán regir, de conformidad con lo indicado en el Artículo 38.1, por los requisitos específicos establecidos en la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) vigente.

En general, resultan susceptibles de fenómenos vibratorios que pueden afectar al confort de los peatones las pasarelas cuyas frecuencias fundamentales estén comprendidas en los siguientes rangos críticos:

• - Para oscilaciones en el plano vertical: entre 1,25 y 4,60 Hz.
• - Para oscilaciones en el plano horizontal o de torsión: entre 0,50 y 1,20 Hz.

En pasarelas cuyas frecuencias fundamentales se sitúen fuera de dichos rangos críticos no suele resultar necesario efectuar ningún análisis dinámico de vibraciones.

En el caso de pasarelas convencionales, no comprendidas en los casos luego indicados, cuyas frecuencias fundamentales para vibraciones en el plano vertical estén comprendidas en el rango crítico antes citado, tampoco suele ser necesario efectuar un análisis dinámico de vibraciones, salvo que así lo establezca la propiedad, si se satisface el valor límite de deformaciones del apartado 37.3.1.

Resulta, en cambio, necesario verificar la adecuada respuesta vibratoria de las pasarelas, mediante estudios dinámicos específicos, en ciertos casos como:

• - Estructuras singulares no convencionales.
• - Pasarelas de luces superiores a 50 m.
• - Pasarelas de anchura superior a 3,0 m.
• - Pasarelas ubicadas en zonas donde puede esperarse un tráfico intenso de peatones o exista el riesgo de concentraciones de gente sobre la propia pasarela.
• - Pasarelas cuyas frecuencias fundamentales para oscilaciones, en el plano horizontal o de torsión, se sitúen en el rango crítico antes indicado.

En estos casos será necesario realizar un estudio dinámico específico. El autor del proyecto deberá acordar con la propiedad o, en su caso, la administración competente las hipótesis de diferentes solicitaciones dinámicas a analizar (peatones o grupos de peatones andando acompasadamente, corriendo, saltando, etc.) en condiciones de vibración estacionarias o transitorias, incluso vandálicas, así como las amplitudes, velocidades y aceleraciones dinámicas máximas admisibles, por razones de confort, para cada situación.

Los estudios dinámicos abarcarán asimismo la comprobación de la respuesta dinámica frente a hipótesis de carga asimétricas o, si se considera necesario, frente a eventuales excitaciones de los desplazamientos laterales en el plano de la plataforma.

Longitudinalmente conviene establecer siempre vínculos horizontales suficientemente rígidos con el terreno.

38.3.3. Puentes de ferrocarril

Las verificaciones de las limitaciones de vibraciones en puentes de ferrocarril se podrán regir, de conformidad con lo indicado en el Artículo 38.1, por los requisitos específicos establecidos en la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de ferrocarril (IAPF) vigente. Deberá, en su caso, comprobarse además la repercusión de los fenómenos vibratorios en las verificaciones del estado límite de fatiga de los elementos de acero afectados.

38.4. Vibraciones inducidas por el viento

En general, las estructuras convencionales poseen suficiente rigidez como para no ser susceptibles a los efectos de la excitación dinámica debida a la acción del viento. Sin embargo, cuando esta acción pueda originar fenómenos vibratorios importantes, deberán considerarse los efectos aeroelásticos de acuerdo con los criterios establecidos en el documento normativo que corresponda (CTE, IAP o IAPF vigentes).

En ciertas estructuras con esquemas resistentes singulares no convencionales, o de gran esbeltez, resulta necesario analizar su respuesta bajo los efectos dinámicos de resonancia entre la turbulencia del viento y los modos propios de vibración de la estructura. Es el caso, en general, de estructuras tales como:

• - Cubiertas de gran luz.
• - Edificios esbeltos de gran altura, en general próxima o superior a 100 m.
• - Puentes y pasarelas con luces superiores, respectivamente, a 200 m ó 100 m, o con relaciones (luz/canto) entre puntos de momento nulo, superiores a 30.
• - Pilas esbeltas con alturas superiores a 100 m.
• - Puentes o sistemas colgantes o atirantados, con frecuencias fundamentales de torsión y flexión relativamente próximas.
• - Elementos flexibles tales como cables, barras o tirantes de estructuras colgadas o atirantadas, especialmente si su esbeltez geométrica es superior a 250.

Estas comprobaciones hay que efectuarlas en el marco de la verificación de la seguridad estructural.

Artículo 39 Estado límite de deslizamiento en uniones con tornillos pretensados de alta resistencia

En el caso de uniones con tornillos de alta resistencia, proyectadas en categoría B según 58.2, se admite que en estado límite último se produzca un deslizamiento en la unión y los tornillos resistan trabajando a cortadura y aplastamiento.

En este tipo de uniones de Categoría B resulta preciso, además, comprobar que no se produce deslizamiento en estado límite de servicio, bajo la combinación de acciones poco probable, según 13.3:

La solicitación de cálculo en servicio del tornillo, F_s.Sd, se obtendrá, en este caso, por métodos elásticos lineales, según se indica en el Artículo 56.

Artículo 40 Estado límite de deformaciones transversales en paneles esbeltos

40.1. Consideraciones generales

En condiciones de servicio, puede resultar necesario garantizar la no aparición de deformaciones transversales significativas en paneles esbeltos de chapa, a consecuencia del desarrollo de fenómenos de inestabilidad (abolladura) en sus zonas comprimidas. Se trata de limitar el riesgo de consecuencias no aceptables tales como:

• - Excesivas combaduras en los paneles, que pueden afectar negativamente a la apariencia de la obra o crear inquietud en los usuarios.
• - Cambios bruscos en la configuración de equilibrio del panel, que pueden dar lugar a ruidos o efectos dinámicos no deseables.
• - Reducción en las rigideces elásticas adoptadas en los modelos de análisis global que, principalmente si afectan a paneles comprimidos de alas, pueden generar desviaciones en los resultados (esfuerzos, deformaciones) de dichos análisis.
• - Respiro transversal de los paneles que, en el caso de sobrecargas repetitivas de entidad, puede originar la fisuración longitudinal por fatiga de los cordones laterales de fijación del panel, solicitados por vibraciones transversales de pequeña amplitud, pero de gran número de ciclos.

En el marco de esta Instrucción sólo se contempla como estado límite de servicio la verificación de la ausencia de riesgo de fatiga por respiro de paneles esbeltos, comprimidos total o parcialmente.

Su verificación no será, por tanto, estrictamente necesaria para aquellas estructuras, de edificación o naves industriales por ejemplo, sometidas a acciones de carácter predominantemente estático.

En cambio, será necesaria su comprobación en todos los elementos con paneles comprimidos esbeltos de puentes, vigas carrileras o cualquier otra estructura, que soporten sobrecargas repetitivas de cierta entidad.

En general, sólo resulta necesario verificar la limitación de los fenómenos de inestabilidad de paneles en fases de servicio en las secciones transversales de clase 4 (esbeltas). Se exceptúa el caso de aquellas secciones en las que se produzca una sensible alteración de la posición de la fibra neutra, y consiguientemente de la extensión y esbeltez de las zonas comprimidas de los paneles, entre las fases elásticas y de agotamiento. Es el caso de las secciones de acero pretensadas o de las subsecciones parciales de acero de secciones mixtas construidas evolutivamente.

El autor del proyecto, o la propiedad, podrán establecer valores más restrictivos a los indicados en el apartado 40.2 para las esbelteces de las zonas comprimidas de paneles de chapa, cuando se desee limitar, de forma más estricta, el inicio de cualquier proceso de inestabilidad, por razones de apariencia o psicológicas, bajo la combinación de acciones que se estime oportuna.

En dichos casos podrá recurrirse a valores mínimos de la esbeltez de los paneles, sancionados por la experiencia o por la bibliografía técnica especializada.

40.2. Control de estabilidad de paneles

Puede considerarse, de forma suficientemente aproximada, que los fenómenos de fatiga por respiro de paneles se mantienen dentro de límites aceptables cuando, para la combinación frecuente de acciones, se cumple la limitación indicada a continuación.

Para dicha comprobación, la evaluación de las tensiones que solicitan los paneles deberá tener en cuenta todos aquellos fenómenos resistentes que pudieran ser relevantes, como los indicados en el apartado 41.1.

En paneles de chapa no rigidizados se comprobará que:

En el caso de paneles de chapa rigidizados longitudinal y/o transversalmente, puede aplicarse la comprobación precedente a las tensiones y dimensiones de cada subpanel limitado por los rigidizadores, supuestos ultrarrígidos.

Si las tensiones σ_{x, Ed, ser} y/o τ_Ed,ser varían a lo largo del panel, la comprobación del panel puede realizarse para los valores correspondientes a la sección situada a una distancia igual al mínimo de 0,4 a ó 0,5 b del borde transversal del panel donde los esfuerzos sean mayores, siendo «a» la dimensión longitudinal del panel y «b» la dimensión transversal. Los valores de dichas tensiones no serán, además, menores del 50% del valor máximo correspondiente en el panel.

En general, no resulta necesario verificar la limitación precedente en el caso de puentes de carretera o ferrocarril en los que la esbeltez de los paneles (o subpaneles de chapas rigidizadas) sea inferior a los valores límite siguientes:

siendo «L», la luz del vano (m) y nunca inferior a 20 m., 't' el espesor de la chapa y 'b' el doble de la altura del panel (o subpanel) comprimida. Las relaciones (b/t) anteriores no resultan de aplicación en paneles (o subpaneles) en compresión simple o compuesta.

Artículo 41 Estado límite de plastificaciones locales

41.1. Consideraciones generales

En condiciones de servicio, puede resultar necesario limitar el nivel tensional de los elementos estructurales de acero con objeto de:

• - Garantizar una respuesta cuasi-lineal de la estructura, bajo cargas de servicio, acorde con los resultados obtenidos con los modelos de análisis usualmente adoptados para las diferentes comprobaciones en servicio de dichas estructuras, así como para las eventuales pruebas de carga.
• - Acotar los posibles fenómenos de histéresis y reducción de la ductilidad por acumulación de deformaciones plásticas remanentes bajo sobrecargas repetitivas de cierta entidad.
• - Evitar el riesgo de fenómenos de fatiga oligocíclica, bajo un número reducido de ciclos de carga, no cubiertos por las verificaciones de fatiga del Capítulo XI de esta Instrucción.

En general, no resulta necesario el control tensional de las secciones de clase 3 y 4, siempre que en su capacidad resistente en estados límite últimos no se hayan considerado las reservas elastoplásticas de sus zonas traccionadas.

Tampoco resulta necesaria la verificación de este Artículo 41 para aquellas estructuras, de edificación o naves industriales por ejemplo, solicitadas por acciones de carácter predominantemente estático, y no susceptibles, por tanto, a fenómenos de fatiga. Se exceptúa el caso de detalles o elementos singulares de responsabilidad, luego citados.

Es necesario efectuar la comprobación del estado límite de plastificaciones locales en:

• - Todos los elementos estructurales de acero de puentes, vigas carrileras, o de cualquier otra estructura, que soporten sobrecargas repetitivas de cierta entidad.
• - Plataformas constituidas por losas ortótropas solicitadas transversalmente a su plano.
• - En general, en todos aquellos elementos estructurales de responsabilidad en los que existan zonas singulares o detalles constructivos complejos, susceptibles de generar concentraciones de tensiones principales en dos o tres direcciones, tales como zonas de introducción de cargas concentradas, cambios bruscos de sección, diafragmas, nudos de estructuras trianguladas, anclajes de puentes atirantados, nudos de encuentro arco-tablero en puentes arco con tablero inferior, detalles de encuentro de tableros con elementos transversales de grandes voladizos (costillas metálicas, sistemas tirante-jabalcón, por ejemplo), etc.

La evaluación de los estados tensionales a comprobar deberá tener en cuenta todos aquellos fenómenos estructurales que pudieran ser relevantes:

• - Arrastre por cortante en alas anchas.
• - Efectos secundarios por deformaciones coaccionadas, como los momentos secundarios de estructuras trianguladas, por ejemplo.
• - Distorsión de secciones abiertas o cerradas.
• - Coacción al alabeo en elementos con sección abierta solicitados a torsión de alabeo o mixta.
• - Estados autoequilibrados de tensiones por efectos térmicos diferenciales.
• - Secuencias de montaje en procesos evolutivos.
• - Eventuales redistribuciones diferidas en estructuras con elementos mixtos o de hormigón.
• - Solicitaciones debidas a acciones transversales al plano de los elementos (viento, desvíos por curvatura, losas ortótropas, etc).

En general, no resulta necesaria la consideración de los efectos de segundo orden en la obtención de los niveles tensionales en servicio de los elementos estructurales de acero.

Se exceptúa el caso de losas ortótropas solicitadas perpendicularmente a su plano, donde deben amplificarse los momentos flectores de los elementos de rigidez longitudinales, multiplicándolos por el factor 1/(1-N/N_cr), siendo N el axil de compresión en servicio concomitante con el momento flector, y N_cr el esfuerzo axil crítico elástico (carga crítica de pandeo de Euler) del elemento de rigidización.

41.2. Limitaciones tensionales

En los casos en los que, de acuerdo con 41.1, sea necesario verificar el estado límite de servicio de plastificaciones locales, deberán limitarse las tensiones máximas, bajo la combinación poco probable de acciones más desfavorable a:

Además, la oscilación máxima de las magnitudes anteriores, bajo las envolventes pésimas de la combinación frecuente de sobrecargas, no superará 1,50 veces los límites precedentes.

En estados planos de tensiones, se limitará la tensión de comparación a:

O bien, con referencia a las tensiones principales, el valor límite verificar será:

Además, en el caso de estados triaxiales de tensión, ninguna tensión principal deberá superar 1,40 veces el límite elástico del acero, supuesto un comportamiento indefinidamente elástico del acero. Los estados de tracción triaxial son, en todo caso, a evitar.

En el caso de secciones esbeltas (clase 4) la comprobación tensional debe de realizarse sobre la sección reducida, definida en 20.7, pero reemplazando el límite elástico del acero, f_y, por la tensión máxima de compresión, en el panel afectado, bajo la combinación frecuente de sobrecargas de servicio.

Artículo 42 Estado límite de fatiga

42.1. Generalidades

Se denomina daño de fatiga en un elemento estructural a la iniciación y/o propagación de fisuras provocadas por la variación repetida de tensiones.

El método de las curvas S-N que emplea esta Instrucción está basado en ensayos de fatiga sobre probetas que reproducen los detalles constructivos a tamaño real e incluyen el efecto de las imperfecciones geométricas y de las tensiones residuales debidas a la fabricación y montaje de la estructura (por ejemplo, las de soldadura en los cordones realizados conforme a la buena práctica).

El procedimiento de comprobación de la seguridad frente a la fatiga recogido en este Capítulo es aplicable a toda estructura fabricada con aceros, tornillos, electrodos, etc., que cumplan los requisitos indicados en los Capítulos IV, VI y VIII de esta Instrucción; se supone que la estructura satisface además los requisitos fijados en la misma para los restantes estados límite.

El uso de detalles constructivos que permitan el flujo de tensiones sin originar fuertes gradientes, así como una ejecución cuidadosa, reducen la probabilidad de iniciación y propagación de fisuras por fatiga.

No se consideran las estructuras situadas en ambientes agresivos como, por ejemplo, el marino. Tampoco se consideran las sometidas a temperaturas superiores a 150 ºC.

42.2. Símbolos

Además de los relacionados con carácter general en esta Instrucción, en este Capítulo se utilizarán los siguientes símbolos específicos:

42.3. Comprobación de la fatiga

42.3.1. Método del daño acumulado

En esta Instrucción la comprobación a fatiga se realiza mediante el método del daño acumulado.

Las carreras de tensiones normales o tangenciales debidas a las acciones variables frecuentes ψ₁Q_k no podrán exceder los límites respectivos:

Las tensiones nominales se calculan en régimen lineal, utilizando la sección bruta sin considerar ningún efecto de concentración de tensiones.

Para cada detalle constructivo susceptible de experimentar daño por fatiga, se comprobará que el daño D_d acumulado por el detalle como resultado de los ciclos de carga que deba soportar es igual o inferior a la unidad (Regla de Palgrem-Miner):

Los valores de los coeficientes parciales son función del criterio de integridad estructural adoptado: tolerancia al daño o integridad asegurada. El primer criterio requiere estructuras redundantes desde el punto de vista resistente, planes de inspección y mantenimiento con medidas de detección y reparación de fisuras, y detalles constructivos que propicien bajas velocidades de crecimiento de fisuras por fatiga y toleren grandes tamaños de fisura. El criterio de integridad asegurada no requiere inspecciones ni mantenimiento regular, y es de aplicación obligada cuando la formación de fisuras puede conducir rápidamente al fallo de la estructura.

42.3.2 Método simplificado para puentes

Alternativamente, en cierto tipo de estructuras, como es el caso de los puentes, las Instrucciones sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) o ferrocarril (IAPF) vigentes definen modelos simplificados de cargas para las comprobaciones del estado límite último de fatiga.

La condición de fatiga a verificar es, en estos casos:

Los valores Δσ_E,2 e Δτ_E,2 se aproximan a partir de las cargas de los modelos simplificados de fatiga y de las condiciones del tráfico real:

• - Esquema estático de la estructura y de la línea de influencia de los efectos de las cargas en la sección o elemento en estudio.
• - Vida útil del puente.
• - Volumen del tráfico real.
• - Distribución del tráfico pesado a lo ancho de la plataforma del tablero del puente.

Así:

Los valores de Q_k, y los eventuales coeficientes de impacto dinámico a aplicar, son establecidos por las correspondientes Instrucciones sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de carretera (IAP) o ferrocarril (IAPF).

Los valores de λ, para puentes de carretera y ferrocarril, se definen en los apartados 42.3.2.2 y 42.3.2.3

42.3.2.1. Combinación de daño de carreras local y global de tensiones

Cuando la comprobación de un elemento se realice para los efectos combinados de la flexión general del puente (efectos globales) y la flexión local de los elementos aislados (efectos locales), los efectos combinados Δσ_E2 se tomarán como sigue:

donde el sufijo «loc» se refiere a los efectos locales y «glo» a los efectos globales.

42.3.2.2. Factores λ de daño equivalente para puentes de carretera

El factor λ de daño equivalente para puentes de carretera de hasta 80 m de luz de vano se obtendrá de la expresión:

El valor de λ₁ se determinará de acuerdo a las expresiones de la tabla 42.3.2.2.a.

Tabla 42.3.2.2.a. Valores de λ₁ para puentes de carretera

Una sección se considerará sección de centro de vano o sección de apoyo de acuerdo a la tabla 42.3.2.2.b.

Tabla 42.3.2.2.b. Criterio de clasificación entre sección de vano y sección de apoyo

La longitud L [m] de la línea o área de influencia de las expresiones de la tabla 42.3.2.2.a podrá tomarse como sigue:

• a) Para momentos flectores:
  • - Para vanos simplemente apoyados, la luz del vano L_i;
  • - Para vanos continuos en secciones de centro de vano, la luz L_i del vano en consideración;
  • - Para vanos continuos en secciones de apoyo, la media de las luces L_i y L_j de los vanos adyacentes al apoyo en consideración;
  • - Para vigas transversales que reciben la carga a través de largueros, la suma de luces de los dos vanos adyacentes de los largueros soportados por dichas vigas transversales.
• b) Para esfuerzos cortantes en vanos simplemente apoyados y en vanos continuos:
  • - Para la sección de apoyo, la luz L_i del vano en consideración;
  • - Para las secciones de centro de vano, 0,4 veces la luz L_i del vano en consideración.
• c) Para reacciones:
  • - Para apoyos extremos, la luz L_i del vano en consideración;
  • - Para apoyos intermedios, la suma de luces L_i+L_j de los dos vanos adyacentes.
• d) Para puentes arco:
  • - Para péndolas, dos veces la separación entre péndolas;
  • - Para el arco, la mitad de la luz del arco.

El valor de λ₂ se calculará como sigue:

donde Q_m1 es el peso medio en kN de los vehículos pesados circulando por el carril lento obtenido como sigue:

Para diferentes valores de Q_m1 y N_{Obs, λ2 puede obtenerse de la tabla 42.3.2.2.c:}

Tabla 42.3.2.2.c. Valores de λ₂ para puentes de carretera

El valor de λ₃ se calculará como sigue:

donde t_Ld es la vida útil de proyecto del puente en años.

Tabla 42.3.2.2.d. Valores de λ₃ para puentes de carretera

El valor de λ₄ se calculará como sigue:

El valor de λ_max se obtendrá de las expresiones en la tabla 42.3.2.2.e.

Tabla 42.3.2.2.e. Valores de λ_max para puentes de carretera

42.3.2.3. Factores λ de daño equivalente para puentes de ferrocarril

El factor λ de daño equivalente para puentes de ferrocarril de hasta 100 m de luz de vano se obtendrá de la expresión:

El valor de λ₁ puede obtenerse de la tabla 42.3.2.3.a y de la tabla 42.3.2.3.b, para condiciones de tráfico mixto.

Tabla 42.3.2.3.a. Valores de λ₁ para tráfico ferroviario estándar

Tabla 42.3.2.3.b. Valores de λ₁ para tren suburbano de múltiples unidades, ferrocarril metropolitano, y para tráfico ferroviario con ejes de 250 kN

Nota: Los valores indicados en la tabla 42.3.2.3.a y en la tabla 42.3.2.3.b para tráfico mixto corresponden a la combinación de trenes tipo indicadas en la Instrucción sobre las acciones a considerar en el proyecto de puentes de ferrocarril IAPF.

La longitud L de la línea de influencia de la tabla 42.3.2.3.a y la tabla 42.3.2.3.b podrá tomarse como sigue:

• a) Para momentos flectores:
  • - Para vanos simplemente apoyados, la luz del vano L_i;
  • - Para vanos continuos en secciones de centro de vano, la luz L_i del vano en consideración;
  • - Para vanos continuos en secciones de apoyo, la media de las luces L_i y L_j de los vanos adyacentes al apoyo en consideración;
  • - Para vigas transversales que reciben la carga a través de largueros, la suma de luces de los dos vanos adyacentes de los largueros soportados por las vigas transversales.
  • - Para una chapa de tablero soportada únicamente por vigas o costillas transversales (sin elementos longitudinales) y para dichas vigas o costillas transversales, la longitud de la línea de influencia de la flecha (ignorando cualquier parte que corresponda a flechas ascendentes), teniendo en cuenta la rigidez de los carriles en la distribución de carga. Para las vigas transversales que no se encuentren separadas más de 750 mm, puede tomarse como 2 veces la separación entre vigas transversales + 3 m.
• b) Para esfuerzos cortantes tanto en vanos simplemente apoyados como en vanos continuos:
  • - Para la sección de apoyo, la luz L_i del vano en consideración;
  • - Para la sección de centro de vano, 0,4 veces la luz L_i del vano en consideración.

El valor de λ₂ se obtendrá de la tabla 42.3.2.3.c:

Tabla 42.3.2.3.c. Valores de λ₂ para puentes de ferrocarril

El valor de λ₃ se obtendrá de la tabla 42.3.2.3.d:

Tabla 42.3.2.3.d. Valores de λ₃ para puentes de ferrocarril

El valor de λ₄ se obtendrá de la tabla 42.3.2.3.e:

Nota: La tabla 42.3.2.3.e es válida tan solo si 1 y 1+2 tienen el mismo signo.

Los valores de λ₄ en la tabla 42.3.2.3.e asumen que el 12% del tráfico total cruza el puente mientras hay tráfico en la otra vía. Si el porcentaje de tráfico que cruza el puente es diferente, λ₄ se tomará como sigue:

42.4. Coeficientes parciales para la resistencia a la fatiga

Los valores de γ_Mf se tomarán de la tabla 42.4.

Tabla 42.4. Valores del coeficiente parcial γ_Mfpara la resistencia a fatiga

42.5. Cálculo de las carreras de tensiones

Las carreras de tensiones se determinarán mediante las siguientes reglas:

• 1. Identificación de los ciclos de carga básicos (por ejemplo, cada paso del carro en un puente grúa) a partir de las especificaciones particulares del proyecto, y determinación del número de veces que se repiten a lo largo de la vida útil de la estructura.
• 2. Selección de los detalles constructivos a comprobar (por ejemplo, los cordones de ala de un empalme soldado en una viga carrilera) y cálculo de las tensiones producidas por los ciclos de carga básicos (por ejemplo, las tensiones normales en las alas en la sección del citado empalme).
• 3. Para los detalles tipo incluidos en las tablas 42.6.a a 42.6.j, basta calcular las tensiones nominales, que incluyen los efectos debidos al carácter dinámico de las acciones, pero no los de concentración de tensiones. Esta exclusión se debe a que la concentración de tensiones causada por la configuración geométrica del detalle está tenida en cuenta a través de las categorías de detalle que figuran en las tablas.
• 4. Cuando los detalles de las tablas 42.6.a a 42.6.j estén bajo el efecto de concentradores de tensión (cambios de sección, taladros, aberturas, etc.) no incluidos en la geometría tipificada del detalle, es necesario multiplicar las tensiones nominales por el correspondiente factor de concentración de tensiones. Las tensiones resultantes se denominan tensiones nominales modificadas.
• 5. En las estructuras en celosía formadas por perfiles tubulares circulares o rectangulares y cargadas en su plano, las concentraciones de tensión debidas a los momentos secundarios en los nudos pueden tenerse en cuenta multiplicando las tensiones obtenidas a partir de un modelo convencional (de nudos articulados) por los factores k1 indicados en las tablas 42.5.a y 42.5.b.
• 6. En las uniones soldadas con fuertes gradientes de tensión en el pié de los cordones de soldadura, las tensiones nominales se sustituyen por las tensiones geométricas. Las tensiones geométricas son tensiones principales en el material base de la raíz del cordón que incluyen los efectos de las concentraciones de tensión debidas a la configuración geométrica global del detalle y a la configuración geométrica local del cordón de soldadura. Para las uniones soldadas de la tabla 42.6.k basta emplear métodos de análisis capaces de considerar el efecto concentrador de tensiones debido a la geometría global del nudo, ya que el efecto del cordón se recoge en las categorías de detalle de la tabla.
• 7. Las carreras de tensión en los ciclos de carga básicos pueden determinarse a partir de las tensiones empleando el método del «vaciado del depósito» o el método de la «gota de agua». Junto con el valor de cada carrera de tensión habrá de determinarse también el número de veces que la carrera se repite en la vida útil de la estructura.

  En el método del «vaciado del depósito» los valores de las tensiones y el orden en que se suceden a lo largo del tiempo se representan como puntos de un diagrama cartesiano, con las tensiones como ordenadas y cualquier variable que sea una función creciente del tiempo como abscisa. Cada punto así representado se une con el siguiente mediante una recta y la poligonal resultante se identifica con el perfil de un depósito de agua cuya superficie libre es la paralela al eje de abscisas del gráfico que pasa por el punto de máxima tensión. Cada mínimo relativo de la poligonal es un desagüe del depósito. El depósito se vacía abriendo los desagües uno tras otro, cuando el precedente deja de evacuar agua. En cada apertura se abre el desagüe que origina el máximo descenso local del nivel del agua. Las carreras de tensiones son las profundidades locales de cada desagüe inmediatamente antes de ser abierto. Las carreras de tensiones obtenidas por este método a partir del gráfico de la figura 42.5 serían S₁, S₂, S₃ y S₄.

• 8. Para determinar las carreras de tensiones normales en detalles sin soldaduras o con soldaduras sometidas a un tratamiento de relajación de tensiones, las tensiones de compresión pueden reducirse al 60%.

Figura 42.5. Determinación de las carreras de tensiones por el método del «vaciado del depósito»

Tabla 42.5.a. Factores k₁ para vigas en celosía de perfiles circulares huecos

Tabla 42.5.b. Factores k₁ para vigas en celosía de perfiles rectangulares huecos

42.6. Resistencia a la fatiga

La resistencia a la fatiga de un detalle viene dada por las curvas S-N de las figuras 42.6.a y 42.6.b respectivamente correspondientes a las categorías Δσ_c y Δτ_{c del detalle, las cuales representan las carreras de tensiones normales y tangenciales, en N/mm², que agotan la resistencia a fatiga del detalle aplicadas 2 millones de veces sucesivas.}

Las curvas de la figura 42.6.a responden a las expresiones:

Las curvas de la figura 42.6.b responden a las expresiones:

Si todas las carreras de tensión a considerar son normales y ninguna supera el límite de fatiga, la curva S-N de la figura 42.6.a se puede modificar a partir de los cinco millones de ciclos, sustituyendo la línea continua por la discontinua.

Para detalles constructivos de igual configuración geométrica y distinto tamaño, la resistencia a la fatiga y, consecuentemente, la categoría de detalle disminuyen con el tamaño. En las tablas 42.6.a a 42.6.k figura el coeficiente de minoración k_s que transforma la categoría de detalle Δσ_C de la tabla en la categoría de detalle Δσ_C,red corregida por el efecto del tamaño para espesores mayores de 25 mm.

Figura 42.6.a. Curvas de resistencia a la fatiga para carreras de tensiones normales

Figura 42.6.b. Curvas de resistencia a la fatiga para carreras de tensiones tangenciales

Las categorías de detalle de las tablas 42.6.a a 42.6.k corresponden a los siguientes tipos de detalles:

Los resultados de ensayo de los detalles constructivos marcados con asterisco (detalles 36*, 45*, 56*) no coinciden exactamente con las curvas de resistencia a la fatiga de la figura 42.6.a. Para evitar valores del lado de la inseguridad, a estos detalles se les adjudica una categoría de detalle un escalón por debajo de la que les corresponde según los resultados experimentales. No obstante, puede emplearse esta última si la curva S-N se modifica prolongando el tramo con pendiente -1/3 hasta 10 millones de ciclos y se adopta la ordenada final de la prolongación como límite de fatiga.

La figura 42.6.c resume las distintas etapas que componen la comprobación de la seguridad a fatiga.

Tabla 42.6.a. Detalles sin soldaduras

Tabla 42.6.b. Piezas armadas soldadas

Tabla 42.6.c. Empalmes soldados

Tabla 42.6.d. Cartelas y rigidizadores soldados

Tabla 42.6.e. Uniones soldadas transmisoras de fuerza

Tabla 42.6.f. Perfiles huecos (t ≤ 12,5 mm)

Tabla 42.6.g. Nudos de celosías

Tabla 42.6.h. Tableros ortótropos con largueros cerrados

Tabla 42.6.i. Tableros ortótropos: Rigidizadores longitudinales con largueros abiertos

Tabla 42.6.j. Uniones ala superior-alma de vigas carril

Tabla 42.6.k. Detalles con fuertes gradientes de tensión (categorías de detalle para tensiones geométricas)

Figura 42.6.c. Etapas para efectuar la comprobación de la seguridad a fatiga

Artículo 43 Consideraciones generales

43.1. Bases

Este Capítulo establece los criterios a aplicar en el proyecto de estructuras de acero de edificación para verificar su capacidad portante bajo la acción de un incendio, considerado como una "situación accidental", a efectos de seguridad estructural.

Quedan excluidos del ámbito de aplicación de este Capítulo los establecimientos regulados por normativa específica del Ministerio de Defensa, los establecimientos con instalaciones cuya vigilancia corresponda al Consejo de Seguridad Nuclear, y los establecimientos a que se refiere la Legislación Minera.

43.2. Acción de incendio a considerar en el proyecto de estructuras de acero en edificación

Los modelos de la acción de incendio admitidos por esta Instrucción para el proyecto de estructuras de acero en edificación, consideran sólo sus efectos sobre la estabilidad o capacidad portante, y no otros aspectos de su comportamiento ante el fuego regulados por otras normas de construcción, como por ejemplo la estanquidad al fuego, la capacidad de aislamiento térmico, etc., que, llegado el caso, pudiera ser exigible. Por lo tanto la aplicación de este articulado se restringe al caso, normal en el proyecto de edificios con estructuras de acero, de que se asignen a otros elementos constructivos esas prestaciones distintas de los aspectos puramente resistentes.

La acción de incendio o acción térmica se define por el flujo de calor que incide sobre las superficies de los elementos de estructura expuestas al fuego.

Dependiendo del "fuego de cálculo" adoptado, deben utilizarse los siguientes procedimientos:

• - Con la curva normalizada tiempos-temperaturas definida por CTE, el análisis térmico de los elementos estructurales se efectúa para un período de tiempo especificado.
• - Con otro modelo de incendio, el análisis térmico de los elementos estructurales se realiza para el proceso completo del incendio.

Salvo que las instrucciones o normas de acciones vigentes indiquen lo contrario se adoptarán para los incendios los modelos incluidos en el Anejo 8.

43.3. Procedimientos de comprobación de la seguridad de las estructuras de acero ante el incendio

Los procedimientos de comprobación de la seguridad de las estructuras de acero ante el incendio explícitamente incluidos en esta Instrucción pertenecen a la categoría de los modelos de cálculo catalogados como "simplificados", que son métodos de cálculo basados en hipótesis apropiadas para su aplicación a elementos estructurales simples, o pequeños subconjuntos de ellos.

Artículo 44 Acciones mecánicas e indirectas concomitantes con el incendio

Para las acciones mecánicas se adoptarán los valores de cálculo correspondientes a una situación accidental según los Artículos 11, 12 y 13:

Artículo 45 Propiedades de los materiales sometidos a la acción del incendio

Los apartados siguientes definen los valores de cálculo a adoptar en los modelos formulados por esta Instrucción, para diversas características mecánicas y térmicas de los materiales empleados. Algunos de dichos valores son cantidades calibradas para ajustar los resultados de aplicación de dichos modelos, englobando empíricamente la incidencia de aspectos que trascienden del fenómeno puro referido en la denominación literal de cada magnitud o parámetro. Por lo tanto no pueden utilizarse fuera del contexto en que se incluyen.

45.1. Características mecánicas de los aceros estructurales

Para las comprobaciones resistentes en situación de incendio, se adoptará Υ_M,fi = 1 como coeficiente parcial para la resistencia del acero, definida en este apartado.

Para su aplicación en los procedimientos de comprobación resistente definidos en este Capítulo, se deberán adoptar los siguientes coeficientes correctores de las características mecánicas del acero estructural, en función de la temperatura alcanzada por el mismo (θ_a):

Los valores de estos coeficientes deben tomarse de la tabla 45.1, en la que se admite interpolar linealmente. La aplicación de estos coeficientes es válida si se aplican los modelos de cálculo simplificado de las temperaturas del acero recogidos en esta Instrucción, u otros procedimientos admitidos por la misma, pero en este segundo caso se debe verificar que la velocidad de incremento de temperatura se mantenga entre los límites 2 ≤ dθ_a/dt ≤ 50 ºC/minuto.

En la misma tabla consta también el parámetro siguiente:

Junto con los anteriores, este parámetro interviene en la formulación del siguiente diagrama tensión (σ) -deformación (ε) uniaxial, que puede adoptarse si se emplean métodos de cálculo avanzados.

Figura 45.1

Tabla 45.1. Coeficientes de corrección con la temperatura de las características mecánicas de los aceros estructurales al carbono.

Otras propiedades físicas de los aceros estructurales al carbono:

Coeficiente de dilatación lineal de origen térmico, αθ = ΔL(θ_a)/L(20ºC), siendo L la longitud del elemento a 20ºC y ΔL(θ_a) la dilatación inducida en él, en función de la temperatura (θ_a):

En procedimientos simplificados se puede considerar una relación lineal entre la dilatación y la temperatura utilizando el coeficiente:

En procedimientos simplificados se puede considerar el calor específico independiente de la temperatura, tomando el valor:

En procedimientos simplificados se puede considerar la conductividad térmica independiente de la temperatura, tomando el valor:

45.2. Propiedades de los materiales de protección

Las propiedades de los materiales de protección se introducen en los cálculos de Artículos posteriores mediante diversas magnitudes, en general dependientes de la temperatura; cuando por simplificación de la notación dicha dependencia no se explicite, deberá sobreentenderse, en su caso. Por esta dependencia de la temperatura, entre otras razones, no son en absoluto aplicables en los modelos de cálculo de este Capítulo valores usuales a temperatura ambiente de dichas magnitudes:

• λp Conductividad térmica convencional, en W/(m K), diferente de la conductividad térmica intrínseca, a causa de fenómenos diferentes de la propia conducción térmica englobados empíricamente en dicho parámetro, tales como posibles resistencias de contacto entre el acero y la protección, fisuras y transformaciones durante el proceso, etc.
• Cp Calor específico convencional, en J/(kg K).

Dichas magnitudes, y otras derivadas de las mismas, se afectan del subíndice "k" cuando tienen consideración de valores característicos, y con el subíndice "d" cuando intervienen como valores de cálculo, con los criterios de seguridad que se definen en 48.3.

Otras propiedades de los materiales de protección que se consideran en el articulado son:

• ρ_p Densidad, en kg/m³.
• Δt_p "Tiempo de retraso" de materiales de protección con un contenido permanente de humedad (ver 48.2).
• P Porcentaje de humedad máximo admitido en los cálculos.
• r_p,ef "Resistividad térmica efectiva" definida en 48.2.

Los valores característicos de todas estas magnitudes pueden proceder de la biografía disponible sobre materiales genéricos, pero sólo los recogidos a dicho efecto en la tabla 45.2. La mención de un determinado material de protección en dicha tabla no impide la utilización en los cálculos de valores más favorables que los dados en la misma, siempre que su origen sea experimental y de acuerdo con los criterios y condiciones de los casos a), b) o c) de 48.3.

Tabla 45.2. Valores característicos de propiedades convencionales de materiales de protección genéricos.

Artículo 46 Comprobación resistente de elementos prismáticos sometidos a la acción del incendio

Salvo aplicación de los procedimientos expresados en los apartados 46.8, 46.8.1 y 46.8.2, la comprobación de los elementos prismáticos de acero sometidos a la acción del incendio se efectuará siguiendo el formato general siguiente:

Si se utilizan otros modelos de fuego de cálculo, (ver 43.2) las resistencias (R_fi,d sin referencia al tiempo t) corresponden a la peor situación resistente del elemento sometido a la distribución de temperaturas (θ) durante el proceso completo del incendio.

Si los efectos a considerar (E_fi,d) se reducen a un único esfuerzo o solicitación (S_fi,d), o varios no interactuantes entre sí, simplemente se debe comprobar S_fi,d ≤ R_fi,d,t (solicitaciones ≤ resistencias respectivas). Para varios esfuerzos interactuantes, E_fi,d/R_fi,d,t ≤ 1 representa la fórmula de interacción aplicable en cada caso. Las resistencias R_fi,d,t se definen en los apartados posteriores (46.1 hasta 46.6).

Como alternativa, siempre que se reunan las condiciones señaladas en los apartados 46.8, 46.8.1, 46.8.2, se puede efectuar la comprobación resistente en el dominio de las temperaturas:

siendo θ_a,t la temperatura homogénea alcanzada en el acero una vez transcurrido el tiempo t = t_fi,requ y θ_a,cr su valor crítico de acuerdo con lo especificado en dichos apartados. Si se utilizan otros modelos de fuego de cálculo, la temperatura, θ_a (sin referencia al tiempo t), corresponde a la máxima del elemento durante el proceso completo del incendio.

46.1. Clasificación de las secciones transversales

Para la comprobación resistente en situación de incendio, debe volver a clasificarse la sección en las cuatro clases de secciones transversales (1, 2, 3, 4) con los criterios del Artículo 20, pero usando un valor reducido del parámetro:

siendo f_y el límite elástico a 20ºC, expresado en N/mm².

46.2. Elementos sometidos a esfuerzo axil de tracción

La resistencia de cálculo de una sección solicitada en tracción pura y con una temperatura uniforme (θ_a,t) viene dada por la expresión:

La resistencia de cálculo de una sección solicitada en tracción pura y con una distribución no homogénea de temperatura en un instante dado (t) del proceso de incendio, puede calcularse con carácter conservador aplicando la expresión anterior con el valor de k_y,θ que corresponda a la temperatura máxima de la sección, o bien, con mayor precisión, de la forma siguiente:

siendo:

• A_i Area de la sección parcial i-ésima de una partición de la sección tal que la temperatura de cada una pueda asimilarse a un valor uniforme en su interior (θ_i), en cada instante del proceso, de acuerdo con lo indicado posteriormente.

Como partición válida de la sección para el cálculo antedicho, se admite cualquier subdivisión en secciones parciales tal que la resultante de tensiones de toda la sección, supuestas iguales a k_y,θ,if_y/Υ_M,fi en cada punto, con k_y,θ función de la temperatura correspondiente (θ), no sea inferior en más de un 5 % de N_pl,Rd al valor Σ F_x,θ,i,Rd, en ningún instante del proceso.

46.3. Elementos sometidos a esfuerzo axil de compresión

La resistencia de cálculo a pandeo de un elemento solicitado por un esfuerzo de compresión cuya sección, de área A, sea de clase 1, 2 ó 3, se tomará igual a:

Además de lo anterior, la longitud de pandeo L_fi en situación de incendio puede reducirse con respecto a la utilizada en los cálculos a temperatura ambiente, si el soporte analizado pertenece a un entramado arriostrado con soportes continuos y tal que los tramos consecutivos no formen parte del mismo "sector de incendio", de acuerdo con la sectorización utilizada en el proyecto, pudiendo entonces adoptarse para L_fi los valores correspondientes a una pieza biempotrada, salvo en la última planta, en la que se tomará la longitud de pandeo de una pieza empotrada-apoyada (ver figura 46.3).

Figura 46.3. Longitudes de pandeo L_fi de soportes de pórticos arriostrados de nudos rígidos, con sectores de incendio que no abarquen más de una planta.

46.4. Vigas arriostradas frente al pandeo lateral

La comprobación resistente en situación de incendio de una sección de clase 1, 2 ó 3 solicitada en flexión simple, con el pandeo lateral coaccionado, se efectuará con las solicitaciones V_fi,Ed y M_fi,Ed determinadas con los coeficientes parciales definidos en el Artículo 44 de este Capítulo, y habiendo evaluado previamente su distribución de temperaturas en un instante dado (t) del proceso de incendio según los criterios dados en este capítulo de la Instrucción.

La resistencia de cálculo a flexión de una sección de clase 1, 2 ó 3 con el pandeo lateral coaccionado, y con una temperatura uniforme (θ_a,t) viene dado por la expresión:

Para una mejor aproximación al resultado de los ensayos y de manera muy simplificada, puede considerarse la distribución no homogénea de temperaturas en la viga aplicando dos coeficientes correctores, K₁ y K₂, para incrementar el valor de cálculo de la resistencia anteriormente obtenida M_fi,θ,Rd. En este caso la resistencia de cálculo de una sección de clase 1, 2 ó 3 solicitada en flexión simple, con el pandeo lateral coaccionado, y con una distribución no homogénea de temperatura en un instante dado (t) del proceso de incendio, puede obtenerse de manera aproximada tomando la misma expresión anterior (M_fi,θ,Rd) con el valor de k_y,θ que corresponda a la temperatura uniforme del acero de cada sección (θ_a,t), y aplicando los coeficientes correctores:

La resistencia de cálculo de una sección de clase 1, 2 ó 3 solicitada a cortante, en un instante dado (t) del proceso de incendio, se tomará igual a:

Como alternativa a los procedimientos anteriores, de libre elección por el autor del proyecto, la resistencia de una sección de clase 1 ó 2 solicitada en flexión simple, con el pandeo lateral coaccionado, podrá verificarse sobre una discretización que cumpla las especificaciones posteriores, comprobando que existe una distribución particular cualquiera de fuerzas {F_x,i, F_z,i} que cumplan las siguientes condiciones de equilibrio y de resistencia (ver figura 46.4):

Como condiciones suficientes de validez de la discretización adoptada, pueden tomarse las (a), (b) y (c) especificadas en 46.2, junto con la condición adicional a), y los límites siguientes b) o c) para las diferencias de temperatura dentro de cada sección parcial:

Este mismo procedimiento de cálculo se aplica también a las solicitaciones de flexotracción (esfuerzos N_fi,Ed>0 y M_fi,Ed concomitantes, además del cortante V_fi,Ed en su caso), simplemente sustituyendo la ecuación Σ F_x,i = 0 por:

Si V_fi,Ed = 0 y además las tensiones normales longitudinales son de tracción en toda la sección (solicitación de tracción compuesta), el procedimiento descrito se puede aplicar aunque la sección sea de clase 3 ó 4 y/o el pandeo lateral no se halle coaccionado.

Figura 46.4. Distribución de temperaturas y esfuerzos en una sección de acero de clase 1 ó 2 solicitada en flexión simple, en estado límite último en situación de incendio, con el pandeo lateral coaccionado

46.5. Pandeo lateral de elementos sometidos a flexión

La resistencia de cálculo a flexión frente a pandeo lateral de un elemento con sección de clase 1, 2 ó 3, con una temperatura máxima del acero en el ala comprimida de la sección (θ_a,com) en un instante dado (t) del proceso de incendio, puede obtenerse con el valor de k_y,θ,com que corresponda a dicha temperatura. La temperatura máxima del acero en el ala comprimida de la sección (θ_a,com), puede suponerse de manera aproximada igual a la temperatura uniforme de la sección (θ_a,com = θ_a) en secciones de clase 1 y 2, e igual a la temperatura máxima de la sección (θ_a,com = θ_a,max) en las de clase 3. En estas condiciones el momento último de cálculo se obtiene con la siguiente expresión:

46.6. Elementos sometidos a compresión y flexión

La comprobación resistente en situación de incendio de un elemento comprimido y flectado cuya sección sea de clase 1, 2 ó 3, habiendo evaluado previamente su distribución de temperaturas en un instante dado (t) del proceso de incendio según los criterios dados en este Capítulo de la Instrucción, se efectuará aplicando los mismos criterios de comprobación definidos en esta Instrucción para temperatura ambiente, salvo los cambios siguientes:

• a) Se adoptarán las solicitaciones N_fi,Ed, M_y,fi,Ed, M_z,fi,Ed determinadas con los coeficientes parciales de seguridad definidos en el Artículo 44 de este Capítulo.
• b) Para el cálculo de los coeficientes de reducción para el modo de pandeo considerado, se utilizará el mismo parámetro Φ y el mismo coeficiente a de imperfección para la situación de incendio dados en 46.3 y 46.5.
• c) Las esbelteces empleadas para los cálculos a temperatura ambiente, se corregirán por el factor (k_y,θ/k_E,θ)^0,5, en función de los coeficientes k_y,θ y k_E,θ obtenidos en 45.1 con la temperatura máxima (θ) del elemento en el instante (t) del proceso de incendio considerado, tanto para la obtención de los coeficientes de pandeo sin torsión en cada plano principal de inercia, como para el coeficiente de pandeo con flexión y torsión.

46.7. Elementos cuya sección es de clase 4

Para los elementos que incluyan secciones transversales de clase 4 (según 46.1) se efectuarán las comprobaciones resistentes en situación de incendio indicadas en los apartados 46.3, 46.4, 46.5 y 46.6 modificándolas de manera que el área y el módulo resistente de la sección sean sustituidos por el área reducida y el módulo resistente de la sección reducida de la misma obtenidos según el apartado 20.7 y el Artículo 34 de esta Instrucción.

En la determinación de la resistencia de cálculo en situación de incendio bajo solicitaciones de tracción, compresión, momento o cortante se utilizará para el acero la resistencia (f_0.2p,θ) correspondiente a una deformación del 0,2 % .

Los valores de los coeficientes correctores (k_0.2p,θ) de la resistencia del acero en función de la temperatura alcanzada por el mismo deben tomarse de la tabla 46.7, siendo:

Tabla 46.7. Coeficientes de corrección con la temperatura de la resistencia del acero para la comprobación de elementos con secciones de clase 4

46.8. Comprobación en el dominio de las temperaturas

Bajo las condiciones señaladas en los apartados 46.8.1 y 46.8.2, según los casos, se puede efectuar la comprobación resistente en el dominio de las temperaturas, como alternativa a los procedimientos de comprobación expuestos en los apartados precedentes:

siendo θ_a,t la temperatura alcanzada en el acero una vez transcurrido un incendio normalizado de duración t, y θ_a,cr su valor crítico de acuerdo con lo especificado en dichos apartados.

46.8.1. Elementos cuya sección es de clase 1, 2 ó 3

Para elementos estructurales no susceptibles de experimentar fenómenos de inestabilidad, ni de carácter local (por ser sus secciones de clase 1, 2 ó 3, según el tipo de análisis empleado), ni a nivel del elemento, ni de carácter global, (en resumen cuando no influye la reducción del módulo de elasticidad E), a los efectos previstos en 46.8, su temperatura crítica puede determinarse en la tabla 46.8.1, o mediante la expresión siguiente:

donde μ0 es el denominado "grado de utilización", dado por:

siendo E_fi,d y R_fi,d,t las magnitudes definidas en el Artículo 46 de este Capítulo, y R_fi,d,0 igual a R_fi,d,t para t = 0 (es decir, a temperatura ambiente).

Tabla 46.8.1. Temperatura crítica, en ºC, en función del grado de utilización de elementos de clase 1, 2 ó 3 no susceptibles de fenómenos de inestabilidad

46.8.2. Elementos cuya sección es de clase 4

Para los elementos con secciones de clase 4 exclusivamente traccionados, la temperatura crítica se puede determinar mediante la misma expresión del apartado 46.8.1.

Para elementos con secciones de clase 4 solicitados a flexión simple y arriostrados frente al pandeo lateral, de manera simplificada, a menos que se utilice 46.7, se considerará satisfecho el requisito de resistencia en un instante (t) del proceso de incendio, si la temperatura θ_a,t en cualquier punto de la sección verifica la condición siguiente:

Artículo 47 Comprobación de la resistencia de las uniones

Como condición suficiente de validez de las uniones en la situación de incendio, se establece el cumplimiento de todos los requisitos siguientes:

• - La "resistencia térmica efectiva del revestimiento" (r_p,ef,d = rp,ef,k/Υ_{p<s/ubindice>) no debe ser menor en los elementos de unión que en los elementos unidos.}
• - El cociente E_fi,d/Rfi,d,0 no debe ser mayor en la unión que en dichos elementos, siendo:
  • E_fi,d Solicitaciones a considerar en la situación accidental de incendio, definidas en este Capítulo.
  • R_fi,d,0 Resistencias respectivas, en el instante t = 0 del proceso de incendio, es decir, a temperatura ambiente pero con Υ_M,fi = 1.
• - La comprobación resistente a temperatura ambiente de la unión, como la de todos los elementos, debe efectuarse según los criterios señalados en esta Instrucción.

Artículo 48 Cálculo de temperaturas en el acero

48.1. Elementos sin protección

Se define como área expuesta de un elemento de acero por unidad de longitud (A_m, en m²/m), a la porción del área perimetral de su sección transversal que no siendo exterior al edificio, ni estando en contacto con un forjado o elemento similar que le proteja, carezca de revestimiento protector al fuego. Si está "expuesta" toda el área perimetral (A_L, magnitud usualmente tabulada por los fabricantes), obviamente A_m = A_L. Si A_m es variable a lo largo del elemento, se tomará su valor máximo. Este apartado se refiere a elementos en los que A_m ≥ A_L /2, mientras que el apartado siguiente corresponde a elementos con A_m = 0. Los casos intermedios no están recogidos explícitamente, pero sí admitidos, por esta Instrucción; en esos casos (0 < A_m < A_L /2), el autor del proyecto podrá optar entre aplicar los criterios de este apartado tomando A_m = A_L /2, o bien aplicar los métodos de cálculo "avanzado" indicados en 43.3.

En función de A_m y del resto de parámetros luego indicados, el incremento elemental de temperatura en el acero (Δθ_a,t) viene dado por:

Para el cálculo de S_m de una sección dada, se pueden adoptar las expresiones siguientes, donde (t_a) son los espesores de acero:

Tabla 48.1. Factor de sección de elementos sin protección

48.2. Elementos con revestimiento protector

En este caso la magnitud V se define igual que en el apartado anterior, pero la otra magnitud que interviene en el factor de sección es ahora A_p, el área de la superficie interna del revestimiento por unidad de longitud del elemento (en m²/m), descontando la parte que pudiera ser exterior al edificio o estar en contacto con un forjado, muro o elemento similar que la proteja. Si la sección de acero y el revestimiento están total o parcialmente separados entre sí, A_p debe medirse sobre el menor polígono que, siendo de caras paralelas al revestimiento, sea tangente a la superficie de acero. Este y otros casos se indican en la tabla 48.2.

Despreciando en este caso los fenómenos de radiación y convección superficiales, el incremento elemental de temperatura en el acero viene entonces definido por:

Para materiales de protección con un contenido permanente de humedad, y que hayan sido ensayados conforme al caso a) del apartado 48.3, la ecuación incremental anterior puede modificarse incorporando un "tiempo de retraso" (Δt_p) en el instante en que la temperatura del acero alcanza los 100ºC, siempre que el valor de dicho tiempo de retraso se haya determinado de conformidad con UNE-ENV 13381-4. Dicho tiempo de retraso depende del porcentaje de humedad adoptado en los cálculos, que no podrá sobrepasar el valor máximo definido en la tabla 45.2 (P_k) (caso d), o el que experimentalmente se determine como correspondiente al equilibrio higroscópico a una temperatura de 20ºC y humedad ambiente relativa del 40 %. Para los casos b) y c) del apartado 48.3, preceptivamente se adoptará Δt_p = 0.

Tabla 48.2. Factor de sección de elementos con revestimiento protector

48.3. Características exigidas a los materiales de protección

Las características térmicas de los materiales de protección, en general dependientes de la temperatura, se definen mediante las magnitudes A_p, c_p y ρ_p que intervienen en las expresiones del apartado 48.2. En general se trata de funciones variables con la temperatura, λ_p (θ), C_p (θ), ρ_p(θ), y cuando por simplificación de la notación dicha dependencia no se explicita, deberá sobreentenderse, en su caso.

Los valores de cálculo de los parámetros a adoptar en el proyecto se obtendrán a partir de los valores experimentales λ_pk, C_pk y ρ_pk, y de la resistividad térmica efectiva r_p,ef,k definida en 48.2, aplicando un coeficiente parcial de seguridad Υ_p en la forma:

Para cumplir el requisito de la comprobación resistente de cada elemento según los criterios de este Capítulo, se obtendrán las temperaturas del acero correspondientes tomando el valor de cálculo r_p,ef,d = r_p,ef,k /Υ_p, y aplicando el modelo del apartado 48.2, para lo cual se admitirá su implementación en forma de programas informáticos, tablas o ábacos si se cumplen las dos condiciones siguientes:

• - i dichos programas, tablas o ábacos son conformes con el modelo del apartado 48.2, tal como viene formulado en dicho apartado, para lo cual en los casos b) y c) deberá haberse efectuado la conversión especificada en el apartado 48.4, o bien se basan en UNE-ENV 13381-4.
• - Para los casos b), c) y d): Si dichas tablas o ábacos permiten la aplicación del factor Υ_p indicado en cada caso.

Si alguna de las dos condiciones no se cumplen, para poder aplicar tales programas, tablas o ábacos, el factor Υ_p se deberá aplicar a las temperaturas del acero (θ_a,t) deducidas de los mismos, o lo que es equivalente, las temperaturas medidas en los ensayos deberán multiplicarse por el coeficiente parcial de seguridad Υ_p, para luego, en cualquier caso, verificar la comprobación resistente de cada pieza según los criterios de este Capítulo de esta Instrucción.

Los detalles constructivos y/o especificaciones del proyecto deberán asegurar que los materiales de protección empleados y sus procedimientos de unión o fijación al elemento de acero permanezcan íntegros y eficaces durante el tiempo de incendio normalizado tfi,requ según el apartado 43.2. En el caso a), esta condición se verifica en virtud de las condiciones impuestas por las normas citadas para la validación de cada sistema ensayado. En los casos b) y c), cada fabricante deberá aportar documentación experimental suficiente para verificar las condiciones de integridad antedichas de los materiales y fijaciones o unión empleadas. En el caso d), el proyecto deberá incluir detalles constructivos que definan los mallazos, anclajes, etc., pertinentes.

Debe asimismo garantizarse la durabilidad de los materiales de protección, y en su caso el proyecto deberá especificar las condiciones de mantenimiento exigidas y, si fueran necesarias, capas adicionales o disposiciones de protección contra la corrosión. Este requisito es de especial aplicación a las pinturas intumescentes, sobre todo en ambientes de humedad elevada, presencia de ión cloro u otros agentes que puedan afectar a la durabilidad de los materiales, etc., y ello tanto si dichas condiciones ambientales se deben al entorno en que se ubica el edificio, como si proceden del uso del mismo (pabellones con piscinas, actividades industriales, etc).

48.4. Conversión de valores experimentales

Los resultados de ensayos de incendio normalizado UNE-EN 1363 (partes 1 y 2) efectuados de conformidad con normas diferentes de las CEN/TS 13381-1, UNE-ENV 13381-2 o UNE-ENV 13381-4, para su aplicación en el modelo de cálculo definido en 48.2, y a los efectos previstos en el apartado 48.3, se convertirán a valores característicos de la resistencia térmica efectiva del revestimiento (r_p,ef,k ) por el procedimiento indicado en este apartado, que se basa en la utilización de la tabla 48.4, en la cual se expresan las temperaturas del acero (θ_a,t) calculadas con el modelo del apartado 48.2 aplicado convencionalmente con φ = 0, con resistencia térmica efectiva supuesta constante durante el proceso, y con Υ_p = 1 (la introducción posterior de este coeficiente parcial de seguridad se efectuará según lo indicado en 48.3).

Dicha tabla constituye la definición numérica de θ_a = θ_a(t, s), función teórica de temperaturas en el acero bajo las hipótesis antedichas, siendo s = S_p/r_p,ef.

Con cada terna de valores experimentales:

• t_ex Duración del ensayo normalizado, en minutos.
• θ_a,ex Temperatura máxima alcanzada en el acero, en ºC.
• S_p,ex Factor de sección, en m^-1, calculado según los criterios de 48.2.

Se obtendrá en la tabla 48.4 el caso (θ_a, t, s) para el que los valores de θ_a y t sean los más próximos a los valores de θ_a,ex y t_ex, cumpliendo t ≤ t _ex y θ_a ≥θ_a,ex. Como valor correspondiente de los r_p,ef se adoptará:

Se admite refinar la determinación anterior de rp,ef por interpolación bilineal entre casos de la tabla en cuya "horquilla" estén comprendidos t _ex y θ_a,ex. El mismo contenido de la tabla 48.4 consta en las figuras 48.4.1 y 48.4.2, sin valor cuantitativo (a cuyos efectos sólo tiene validez la tabla).

Los r_p,ef evaluados se agruparán en lotes { r _p,ef,i / 1 ≤ i ≤ N}, incluyendo N determinaciones que correspondan al mismo tipo y espesor (d_p,ex) de producto de protección, con iguales valores de t_ex y S_e; no obstante, se podrán agrupar determinaciones que correspondan a diferentes t_ex y/o S_ex, si se toman los valores más desfavorables, para los límites de utilización que se indican luego. Como valor característico de cada lote se adoptará:

Los r_p,ef,k así obtenidos podrá utilizarse en los cálculos de proyectos (ahora con aplicación de Υ_p), respetando para cada valor r_p,ef,k las condiciones siguientes:

• - Como condición suficiente de utilización de cada valor r_p,ef,k, se establece el cumplimiento simultáneo de:

  

• - Nunca se admitirán extrapolaciones para t_fi,requ > t_ex.
• - Cuando no se aprecien variaciones importantes (hasta ±50%) en las determinaciones de r_p,ef,k para un valor fijo del espesor de producto (d_p,ex) con diferentes t_ex y S_p, se admitirán interpolaciones para valores intermedios de estas últimas magnitudes.
• - Si se observa un valor relativamente poco variable (hasta ±25%) del cociente d _p,ex /r_p,ef,k en todos o parte de los casos ensayados, se admitirán también interpolaciones en función de los correspondientes valores de d_p,ex, pero nunca extrapolaciones.

Tabla 48.4. Temperaturas del acero θ_a = θ_a(t, s) en ºC, para 15 ≤ t ≤ 240 minutos y 50 ≤ s ≤ 6000 W/(m³ K)

Figura 48.4.1. En ordenadas: temperaturas del acero θ_a, 0 ≤ θ_a ≤ 1200 ºC. En abscisas: variable s, 0 : s : 6000 W/(m³ K). Cada curva corresponde al valor indicado de t, en minutos

Figura 48.4.2. En ordenadas: temperaturas del acero θ_a , 0 ≤ θ_a ≤ 1200 ºC. En abscisas: tiempo t , 0 ≤ t ≤ 240 minutos. Cada curva corresponde al valor indicado de s, en W/(^m3 K)

Artículo 49 Generalidades

En este Capítulo se relacionan algunos aspectos particulares del proyecto y la ejecución de estructuras de acero frente a acciones sísmicas que complementan las disposiciones de tipo general contenidas en la Norma de Construcción Sismorresistente NCSE-02, aprobada por Real Decreto 997/2002, de 27 de septiembre, y las específicas aplicables a tipos particulares de construcciones como la Norma de Construcción Sismorresistente: Puentes (NCSP-07), aprobada por Real Decreto 637/2007, de 18 de mayo (depósitos, tuberías,...).

El Capítulo se dirige especialmente al proyecto y ejecución de aquellas partes de las estructuras que forman el sistema resistente ante las acciones sísmicas.

Las normas vigentes de Construcción Sismorresistente establecen espectros elásticos de respuesta que pueden ser modificados teniendo en cuenta la capacidad de la estructura de comportarse de forma dúctil, es decir, de forma estable en régimen plástico. Cuando en el proyecto de la estructura se define la solicitación a partir del espectro elástico, sin reducción alguna por ductilidad, no es necesario el empleo de otras disposiciones que las de carácter general (aplicables a construcciones situadas en zonas de baja o nula sismicidad) contenidas esta Instrucción y las contenidas en el Artículo 50 siguiente. La utilización de espectros de cálculo reducidos obliga, en cambio, a la estricta observancia de las condiciones detalladas en este Capítulo, condiciones más restrictivas que las generales.

Artículo 50 Bases de proyecto

Las bases de proyecto para las estructuras sometidas a acciones sísmicas son las que se establecen en el Título 1ª, Bases de proyecto, de esta Instrucción. En el Artículo 13, combinación de acciones, se define la expresión de la combinación en la que participa la acción sísmica.

En el caso de construcciones particulares (puentes, depósitos, tuberías,...) pudiera ocurrir que la correspondiente norma específica requiera la comprobación de la estructura frente a combinaciones diferentes a la definida en esta Instrucción o, incluso, ante más de una combinación.

Como valores representativos cuasipermanentes de las acciones variables se tomarán los indicados en el Capítulo III de esta Instrucción o los definidos en las normas específicas aplicables a tipos particulares de construcciones.

50.1. Estados límite

Se tomarán explícitamente en consideración como estados límite últimos los correspondientes a los efectos de los movimientos que pueden causar daños graves, como los producidos en el choque entre construcciones aledañas (o entre partes separadas de una misma construcción) o la pérdida de apoyo. Las comprobaciones correspondientes se basarán en la estimación del ancho de junta o la entrega necesarias para evitar estos efectos sin entrar en la evaluación de sus consecuencias.

En general, para la estimación del ancho de junta o la entrega necesarias, se seguirán las prescripciones de la Norma de Construcción Sismorresistente y de las Instrucciones de carácter específico aplicables.

En edificación, y en el caso particular de juntas entre distintos cuerpos de un mismo edificio (caso de las juntas de dilatación) que separen construcciones de características similares (con períodos fundamentales semejantes en la dirección del sismo considerado), el ancho de junta se puede estimar como la raíz cuadrada de la suma de los cuadrados de los movimientos de cada bloque.

En el caso de los puentes, se considerarán explícitamente los estados límite últimos correspondientes al choque entre el tablero y el estribo y el correspondiente a la pérdida de apoyo de aquél en pilas y estribos.

50.2. Acciones

Cuando la acción sísmica se especifique mediante un espectro de respuesta, éste deberá corresponder al de la vigente norma de Construcción Sismorresistente o, en el caso particular de construcciones a las que por sus características especiales (período fundamental fuera del rango habitual) no les sea adecuada la aplicación del citado espectro (puentes, depósitos,...), a las Instrucciones específicas aplicables. En algunos de estos casos será necesario el empleo de espectros diferentes en las comprobaciones de seguridad y de servicio.

Cuando la acción sísmica se especifique mediante registros temporales, generados numéricamente o correspondientes a terremotos reales, se demostrará su compatibilidad con los espectros correspondientes, y se seguirán las especificaciones de la Instrucción aplicable en lo relativo al número de registros y a la duración de los mismos.

En esta Instrucción no se contemplan otras definiciones de la acción sísmica.

Como factores reductores del espectro elástico se utilizarán los prescritos por la normativa sismorresistente.

Cualquier valor conservador que se pueda demostrar (mediante, por ejemplo, cálculos plásticos elementales) de la relación entre los multiplicadores de carga "α" correspondientes a las situaciones de colapso y de primera plastificación (Figura 50.2), puede utilizarse para reducir el espectro elástico en el caso de pórticos de nudos rígidos o arriostrados de forma incompleta (los ejes de las barras no concurren en los nudos). Es decir, se admite el incrementar el valor del coeficiente de comportamiento por ductilidad "μ" prescrito por la Norma reconstrucción Sismorresistente en la relación α_u/α_y.

Como limitación, no se aplicarán valores del citado cociente superiores a:

Figura 50.2

Artículo 51 Análisis estructural

La evaluación de esfuerzos y desplazamientos se basará en la modelización realista del comportamiento de la construcción en su conjunto. Si existiesen, se considerará la colaboración a la rigidez de los elementos no estructurales (en el caso de los edificios, cerramientos, particiones, escaleras, etc).

Cuando no sea posible una evaluación precisa del efecto de dichos elementos en la rigidez de la construcción, bien porque su comportamiento no se conozca con suficiente precisión o bien porque puedan sufrir alteraciones a lo largo de la vida de la construcción, se adoptarán valores conservadores.

Lo anterior conducirá en general a la realización de más de un análisis. Los esfuerzos se evaluarán mediante modelos en los que la rigidez no sea inferior a la real. En la evaluación de los desplazamientos, en cambio, se utilizarán valores de rigidez no superiores a los reales.

Las masas a considerar en cada modelo serán coherentes con las cargas consideradas en las hipótesis correspondientes y, en el caso de depósitos, pilas sumergidas, etc. responderán a un modelo aceptable de interacción fluido-estructura (por ejemplo, masas impulsiva y convectiva en depósitos). En el caso de edificios, las masas correspondientes a las sobrecargas de uso podrán reducirse en un 10%.

En el caso de construcciones en las que los elementos no estructurales se distribuyan de forma asimétrica en planta (edificio con cierre de medianería en uno de sus lados y fachada ligera en el opuesto) o irregular en alzado (planta baja comercial), el modelo estructural habrá de considerar explícitamente el efecto adverso de tales circunstancias (modos de torsión y concentración de la exigencia de ductilidad respectivamente).

La estimación de la importancia de los efectos de segundo orden se efectuará conforme al criterio especificado en la norma NCSE-02:

con los significados allí relacionados.

Cuando no se verifique la condición anterior pero se cumpla que θ ≤ 0,20, entonces los efectos de la amplificación pueden estimarse multiplicando la respuesta estructural (en las variables consideradas, esfuerzos movimientos) por el cociente 1/(1-θ).

En ningún caso el coeficiente θ será mayor que 0,3.

Artículo 52 Materiales

Cuando en el proyecto no se considere reducción alguna del espectro no serán precisas otras condiciones sobre los materiales que las expuestas en el Título 3º de esta Instrucción.

Si se considera alguna reducción por ductilidad, se requerirán en general condiciones más restrictivas sobre los materiales. En este caso:

• - Para los aceros estructurales serán de aplicación las condiciones relacionadas en la Norma de Construcción Sismorresistente. En concreto, los aceros cumplirán las prescripciones del Artículo 26 de esta Instrucción, en especial los relativos a la ductilidad y a la prevención del fallo por desgarro laminar (26.3 y 26.4).
• - Para las secciones serán de aplicación las condiciones relacionadas en la Norma de Construcción Sismorresistente. En concreto, las relativas a la simetría y a la clase de la sección.
• - Los tornillos serán, preferentemente, de calidades 8.8 ó 10.9.

Artículo 53 Elementos estructurales

53.1. Generalidades

En un esquema estructural convencional de barras unidas por sus extremos, las zonas disipativas se proyectarán situadas en las barras, toda vez que, en general, las uniones no admiten una deformación estable de valor suficiente como para disipar energía de forma significativa. Las uniones se situarán, en lo posible, alejadas de las zonas disipativas. Si ello no fuera posible, se proyectarán siguiendo planteamientos en capacidad, y con un factor adecuado de sobre-resistencia.

Se admite que los empalmes entre secciones idénticas, realizados mediante soldadura a tope de penetración total, presentan la suficiente sobre-resistencia sin necesidad de comprobación numérica.

53.2. Vigas

Las secciones de los elementos flectados cumplirán las prescripciones de la Norma de Construcción Sismorresistente respecto a simetría y clase.

Se comprobará el arriostramiento lateral de las vigas en condiciones de agotamiento.

Se comprobará que la capacidad a flexión en las zonas disipativas no sufre merma significativa por efecto del axil o cortante concomitantes. Para ello se utilizarán las expresiones:

donde el subíndice A, B se refiere a cada extremo de la viga y L es su luz (entre rótulas).

53.3. Soportes

Los soportes se comprobarán a compresión ante la combinación más desfavorable de esfuerzos axiles y flectores.

En la estimación de los momentos actuantes se considerarán los coeficientes de sobre-resistencia pertinentes.

53.4. Pórticos

Cuando la estructura se organice en pórticos éstos cumplirán las prescripciones establecidas en el Capítulo V, Análisis estructural, de esta Instrucción y en el apartado correspondiente de la Norma de Construcción Sismorresistente.

Los únicos tipos de pórticos admisibles en estructuras situadas en zonas sísmicas son rígidos y arriostrados. No se admite el proyecto de pórticos semirrígidos, duales o mixtos, que combinen las rigideces de sistemas resistentes diferentes.

En el caso de los pórticos arriostrados se adoptarán las medidas constructivas necesarias para que los elementos de la triangulación no soporten las cargas permanentes.

Artículo 54 Uniones

En el proyecto de las uniones, y especialmente en el caso de aquéllas que se sitúen o limiten una zona de disipación, se evitarán aquellos detalles que:

• - Produzcan efectos de concentración de tensiones (entallas geométricas o metalúrgicas) cuidando especialmente el acuerdo adecuado entre ángulos entrantes, el tamaño suficiente de las groeras, limitando al mínimo el cruce de cordones, etc.
• - Requieran la existencia de deformaciones plásticas de valor elevado (por ejemplo, por conformado de elementos de espesor importante).
• - Introduzcan tensiones residuales de valor elevado (cordones de soldadura de tamaño innecesariamente grande, coacciones durante el soldeo,...).
• - Favorezcan la aparición de fallos por desgarro laminar.
• - Dificulten en exceso la ejecución y el control.

El empleo de uniones de elementos de pequeño espesor mediante tornillos autorroscantes y similares se limitará al proyecto de estructuras no dúctiles o bien a las situadas en zonas no disipativas.

En general, no se admitirá el proyecto de uniones semirrígidas entre elementos que formen parte del esquema resistente a sismo.

En las zonas disipativas no se permitirá la existencia de elementos que transmitan esfuerzos en dirección del espesor.

Artículo 55 Generalidades

55.1. Bases

Todas las uniones de una estructura deben proyectarse de forma que le permitan conseguir a la misma el proyectado nivel de seguridad, buen comportamiento en servicio y durabilidad, y deben ser capaces de resistir al menos los esfuerzos previstos para ellas en el análisis global de la estructura.

55.2. Fabricación y montaje.

Las uniones se proyectarán de forma que sean de fácil y segura ejecución. En particular se prestará la debida atención a disponer el espacio necesario para:

• - Montar las piezas con seguridad.
• - Apretar los tornillos.
• - Permitir el acceso de los soldadores.
• - Permitir el acceso del personal encargado de realizar los tratamientos de protección y mantenimiento, de los trabajos de inspección, y de sus equipos.

También deberán tenerse en cuenta los efectos a que puedan dar origen las tolerancias en longitud y en el ángulo entre caras de una misma pieza sobre el ajuste con las piezas contiguas.

55.3. Transmisión de esfuerzos.

La disposición de cada unión se estudiará para que, con el menor número posible de elementos, los esfuerzos existentes se transmitan en las condiciones más correctas que puedan lograrse y de forma que se reduzcan al mínimo los esfuerzos secundarios.

55.4. Nudos de estructuras trianguladas

En el caso de estructuras trianguladas, se facilita el cumplimiento de la condición anterior cuando los ejes de las barras a unir en un nudo coincidan en un punto y cuando el ángulo formado por barras contiguas esté comprendido entre 30º y 150º.

Si se cumplen ambas condiciones se podrá suponer que las barras están articuladas en el nudo. No podrá admitirse esta suposición en el caso de no cumplirse la segunda de ellas, o cuando existan cargas aplicadas en puntos intermedios de la barra, distintas de su peso propio o de la acción directa del viento sobre la misma, o cuando el cociente de la luz al canto de la estructura sea inferior a 6.

En caso de no cumplirse la primera de las condiciones, la excentricidad correspondiente se tendrá en cuenta en el cálculo, salvo lo dispuesto en el Artículo 64 para ciertos casos de uniones entre perfiles tubulares.

55.5. Empalmes.

Se denominan empalmes a las uniones en prolongación de barras o perfiles de la misma o de muy parecida sección. No se permitirán empalmes no previstos en los planos de proyecto o en los de taller debidamente aprobados por la dirección facultativa.

55.6. Uniones en obra

Se procurará reducir al mínimo el número de uniones a realizar en obra. Con este fin es recomendable la colaboración entre el proyectista y el constructor para la resolución de los problemas de transporte y montaje que aquella reducción pudiera acarrear.

Se aconseja seguir la buena práctica constructiva de proyectar atornilladas las uniones a realizar en obra

55.7. Uniones híbridas.

Se denominan uniones híbridas a aquellas en que dos o más medios de unión distintos, soldadura o tornillos, colaboran para transmitir un determinado esfuerzo entre dos piezas distintas.

No se consideran como tales la transmisión de un cierto esfuerzo de una pieza a otra utilizando un determinado medio de unión, y de esta segunda pieza a una tercera utilizando un medio diferente.

Artículo 56 Determinación de esfuerzos en las uniones y reparto entre los medios de unión

56.1. Esfuerzos en las uniones.

Los esfuerzos que recibe una unión se determinarán a partir del análisis global de la estructura, realizado de acuerdo con lo dispuesto en los Capítulos II, Bases de proyecto, y V, Análisis estructural, de esta Instrucción.

En dicho análisis global se tendrán explícitamente en cuenta los efectos de segundo orden y los de las imperfecciones de la estructura, cuando sean relevantes; y la propia flexibilidad de las uniones en cualquier caso.

Las uniones se dimensionarán para resistir, al menos, los esfuerzos que reciben, calculados según se acaba de indicar. En ningún caso los esfuerzos a considerar, NEd, MEd ó VEd se tomarán como inferiores a:

• - La mitad del esfuerzo axil plástico de la sección de la pieza, N_Ed = 1/2 N_p = 0,5Af_y en piezas sometidas predominantemente a esfuerzos axiles, tales como soportes, tirantes, piezas de celosías, etc.
• - La mitad del momento elástico de la sección de la pieza, M_Ed = 1/2 M_{el = 0,5 Wefy y una tercera parte del cortante plástico de la misma, VEd = 1/3 Vp ≈ 0,2Awfy en puntos interiores de piezas flectadas. Si la unión se encuentra a una distancia inferior a dos cantos del lugar donde se prevea la formación de una rótula plástica, se sustituirá la mitad del momento elástico Mel por el momento plástico completo, MEd = Mpl = 2Syfy, salvo estudio detallado}
• - Una tercera parte del cortante plástico de la sección de la pieza V_Ed = 1/3V_p ≈ 0,2A_wf_y en extremos articulados de piezas flectadas

Se recomienda que, salvo que dichos esfuerzos hayan sido determinados con precisión y no puedan ser aumentados por la introducción de elementos nuevos en la construcción o por la presencia de elementos no considerados, las uniones se dimensionen para los máximos esfuerzos que las piezas puedan transmitir, en función de la forma de trabajo prevista para las mismas.

56.2. Reparto de esfuerzos.

Se admitirá en cualquier caso el reparto de esfuerzos entre los distintos elementos que componen una unión determinada basado en un análisis lineal elástico de la misma.

Alternativamente, en los casos autorizados expresamente en esta Instrucción y basándose en el teorema de mínimo de la plasticidad, se admitirán repartos basados en análisis no lineales. Se admitirá como correcto cualquier reparto de esfuerzos entre los distintos elementos de la unión que cumpla las siguientes condiciones:

• - La suma de fuerzas y momentos supuestos para cada uno de los distintos elementos de la unión están en equilibrio con los esfuerzos exteriores que la solicitan.
• - Cada elemento de la unión es capaz de resistir los esfuerzos que se le han adjudicado en el reparto.
• - Cada elemento de la unión tiene suficiente capacidad de deformación para que sea físicamente posible el reparto supuesto.
• - El reparto de esfuerzos debe guardar proporción con las rigideces de los distintos elementos implicados, transmitiéndose a través de la unión preferentemente por las zonas de mayor rigidez.

Si se utiliza el método de las líneas de rotura para justificar un determinado reparto, será necesaria una verificación mediante ensayos del mismo. Se exceptúan los casos expresamente indicados en esta Instrucción.

No se admite realizar el reparto de esfuerzos por métodos plásticos en los casos indicados en el apartado 58.10.

Artículo 57 Clasificación de las uniones sometidas a momento flector

57.1. Generalidades

En este apartado se estudian aquellas uniones entre dos piezas, tales como uniones viga-soporte o empalme de vigas, que estén destinadas fundamentalmente a transmitir momentos flectores.

57.2. Diagramas momento-rotación.

Una unión destinada a transmitir momentos, queda definida cuando se conoce la relación existente entre el momento aplicado a la misma y el giro relativo que permite entre las piezas a unir. La representación gráfica de esta relación se conoce con el nombre de diagrama momento-rotación.

En general, dicho diagrama presenta una rama lineal, figura 57.2.a (1), una zona de comienzo de las plastificaciones, figura 57.2.a (2), y una rama de grandes deformaciones, figura 57.2.a (3).

Figura 57.2.a. Diagrama momento-rotación

Estos diagramas pueden obtenerse mediante ensayos o mediante métodos numéricos que consideren la no-linealidad de los distintos materiales, acero estructural, metal de aportación en las soldaduras, tornillos, etc., que intervienen en la unión. A efectos de cálculo pueden sustituirse por diagramas simplificados, bilineales o trilineales, obtenidos a partir del real con la única condición de que todos sus puntos queden por debajo de éste, figura 57.2.b.

Figura 57.2.b. Diagramas momento-rotación simplificados

Un diagrama simplificado queda definido por tres parámetros, figura 57.2.b:

• Momento último M_Rd, definido por la mayor ordenada del diagrama.
• Capacidad de rotación, φ_Cd, definida por la mayor abscisa del diagrama.
• Rigidez de la unión, S_j, pendiente de la rama lineal que pasa por el origen.

57.3. Clasificación de las uniones en función de su resistencia.

En función de su resistencia relativa con respecto a las de las piezas a unir, las uniones se clasifican en:

Articulaciones, que son aquellas uniones que no son capaces de transmitir momentos apreciables (superiores al 25% del momento plástico de las piezas a unir) que puedan afectar negativamente al comportamiento de alguna pieza de la estructura. Deberán ser capaces de soportar los giros que resulten del análisis global.

Uniones de resistencia completa, cuyo momento último es igual o mayor que el de las piezas a unir, M_Rd ≥ _Mpl.Rd.

Las uniones de resistencia parcial son aquellas que no son ni articuladas ni de resistencia completa. Su momento último no podrá ser menor que el determinado en el análisis, MRd ≥ MEd

En cualquier caso, la capacidad de rotación de la unión será suficiente para no limitar la formación de las rótulas plásticas que se hayan previsto en el análisis.

La capacidad de rotación de una unión debe demostrarse experimentalmente o mediante métodos numéricos que consideren la no-linealidad del comportamiento de los materiales y elementos implicados, a no ser que en esta Instrucción se indiquen métodos simplificados para calcularla, tales como los indicados en el Artículo 62.

En particular, cuando el momento último de una unión de resistencia completa sea superior en al menos un 20% al momento plástico de la mayor pieza a unir, M_Rd ≥ 1,2 M_pl.Rd no será preciso comprobar su capacidad de rotación, admitiéndose que esta es suficiente.

57.4. Clasificación de las uniones en función de su rigidez.

En función de su rigidez relativa con respecto a las de las piezas a unir, las uniones se clasifican en:

Articulaciones, que son aquellas uniones cuya rigidez cumple la condición:

donde I_b y L_b son el momento de inercia y la longitud de la viga conectada.

Uniones rígidas o empotramientos, que son aquellas uniones en las que su deformación no tiene influencia apreciable en las leyes de esfuerzos globales de la estructura ni en la deformabilidad general de la misma. Se clasificarán como tales aquellas uniones en las que la rigidez inicial S_j,ini de su diagrama momento-rotación cumpla la condición:

en donde k se tomará igual a 8 si la viga pertenece a un pórtico intraslacional o a 25 si pertenece a un pórtico traslacional.

Uniones semirrígidas, que son aquellas que no pueden ser clasificadas como articulaciones ni como uniones rígidas. Se considerarán también como semirrígidas todas las uniones que no sean articulaciones y que pertenezcan a pisos de pórticos en los que se cumpla que:

siendo K_b el valor medio de I_b/L_b para todas las vigas del techo piso y K_c el valor medio de I_c/L_c de las columnas o pilares de dicho piso.

57.5. Modelado de las uniones en el análisis global.

En general, para el análisis global las uniones se modelizarán mediante su diagrama momento-rotación.

Las uniones articuladas se podrán modelizar mediante articulaciones que no transmitan momento flector. Las uniones rígidas de resistencia completa se podrán modelizar como un nudo continuo (o rígido). En estos casos, no habrá necesidad de introducir el diagrama momento rotación de la unión.

En el caso de las uniones semirrígidas o de resistencia parcial la rigidez de la unión S_j correspondiente al momento M_j,Ed (definida por su diagrama momento-rotación) deberá ser utilizada en el análisis global para la determinación de los esfuerzos en la estructura.

Como simplificación en el caso de análisis global elasto-plástico se podrá utilizar un diagrama bilineal como el mostrado en la figura 57.2.b en el que la rigidez S_j sea igual a:

Como simplificación en el caso de análisis global elástico la rigidez rotacional para todos los valores del momento M_Ed podrá tomarse como:

El parámetro η será igual a 2 para las uniones viga-pilar; 3,5 para las uniones viga-viga, empalmes y basas que lleven angulares atornillados a las alas; y 3 para cualquier otro tipo de unión.

Artículo 58 Uniones atornilladas

58.1. Tipos de tornillos.

Los tornillos a emplear en uniones de estructuras de acero serán preferentemente de alguno de los grados 4.6, 5.6, 6.8, 8.8 ó 10.9, amparados por alguna de las normas recogidas en el apartado 29.2 de esta Instrucción.

No se utilizarán tornillos de grado inferior al 4.6 ni de grado superior al 10.9 sin demostración experimental de que son adecuados para la unión en la que se prevé su uso.

Los valores nominales del límite elástico f_yb y de la resistencia a tracción f_ub del acero de los tornillos de los grados admitidos, se indican en la tabla 58.1.

Tabla 58.1. Valores nominales del límite elástico f_yb y de la resistencia a tracción f_ub de los tornillos

Los tornillos de grados 8.8 y 10.9 se denominan de alta resistencia.

58.2. Categorías de uniones atornilladas.

Las uniones atornilladas se clasifican, en función de la manera de trabajar de los tornillos, en cinco categorías. Tres de ellas corresponden a uniones en las que los tornillos están solicitados en dirección normal a su eje, categorías A, B y C; y otras dos, categorías D y E, a uniones en las que los tornillos están solicitados en dirección de su eje, esto es, a tracción.

Categoría A: Son uniones en las que los tornillos, ordinarios o de alta resistencia, trabajan a cortante y aplastamiento. Si los tornillos son de alta resistencia, calidades 8.8 ó 10.9, no es preciso que estén pretensados, ni que las superficies en contacto estén preparadas de manera especial. Su cálculo se efectuará de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 58.6. Por evidentes razones de economía, se emplearán habitualmente uniones de esta categoría cuando los tornillos vayan a estar solicitados en dirección normal a su eje. Cuando la pieza esté sometida a fatiga, a impactos o a esfuerzos alternativos, se recomienda que se empleen tornillos de alta resistencia pretensados hasta el valor N0 indicado en el apartado 58.8, aunque los tornillos pueden seguir calculándose a cortante y aplastamiento.

Categoría B: Son uniones realizadas con tornillos de alta resistencia pretensados, con superficies en contacto preparadas, que se desea que no deslicen en el estado límite de servicio. Se admite que, en estado límite último, la unión deslice y los tornillos trabajen a cortante y aplastamiento. El esfuerzo F_s.Ed a transmitir, calculado en estado límite de servicio, deberá cumplir:

siendo F_s.Rd el valor dado en el apartado 58.8. En estado límite último la unión se comprobará de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 58.6.

Categoría C: Son uniones realizadas con tornillos de alta resistencia pretensados, con superficies en contacto preparadas, que se desea que no deslicen en el estado límite último. El esfuerzo F_s.Ed a transmitir, calculado en estado límite último, deberá cumplir:

siendo F_s.Rd el valor dado en el apartado 58.8.

Se comprobará además que en estado límite último:

• - La unión resiste a cortante y aplastamiento de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 58.6. Esta condición podrá considerarse satisfecha si el espesor t_min de la pieza más delgada a unir es superior al valor d/2,4 si las piezas son de acero S 235 ó S 275 o al valor d/3,1 si las piezas son de acero S 355;
• - El esfuerzo a transmitir, F_s.Ed, es inferior a la resistencia plástica del área neta de la pieza:

  

Esta categoría de uniones se empleará cuando, para simplificar el montaje, se utilicen taladros a sobremedida o rasgados en la dirección del esfuerzo a transmitir, o cuando se estime que cualquier deslizamiento de la unión pueda deteriorar sensiblemente la resistencia o la rigidez de la estructura, o cuando los tornillos trabajen conjuntamente con cordones de soldadura en uniones híbridas.

Categoría D: Son uniones realizadas con tornillos ordinarios o de alta resistencia trabajando a tracción. Si se emplean tornillos de alta resistencia, no es preciso que estén pretensados ni que las superficies en contacto estén preparadas. No se recomienda el uso de uniones de esta categoría cuando hayan de estar sometidas a variaciones frecuentes del esfuerzo de tracción a transmitir, aunque se admite su uso si dichos esfuerzos de tracción son debidos únicamente a cargas de viento.

Categoría E: Son uniones realizadas con tornillos de alta resistencia pretensados trabajando a tracción. El pretensado mejora la rigidez de la unión en estado límite de servicio y la resistencia a fatiga, aunque esta última dependerá en gran medida de los detalles constructivos y de las tolerancias del ajuste entre piezas. Sólo es preciso preparar las superficies si la unión está sometida a esfuerzos normales al eje de los tornillos, además de a tracción (Uniones de categorías E+B ó E+C).

58.3. Agujeros para tornillos.

Los agujeros para tornillos se efectuarán preferentemente mediante taladro. Se autoriza su ejecución mediante punzonado cuando el agujero sea de diámetro superior al espesor de la pieza, dicho espesor no sea superior a 15 mm y siempre que las piezas a unir no estén sometidas a solicitaciones de fatiga.

El diámetro estándar de los agujeros será igual al del vástago del tornillo más:

• - 1 mm para tornillos de 12 y 14 mm de diámetro;
• - 1 ó 2 mm para tornillos de 16 a 24 mm;
• - 2 ó 3 mm para tornillos de 27 mm o mayores.

Los agujeros de los tornillos de 12 y 14 mm también podrán tener una holgura de 2 mm siempre y cuando la resistencia del grupo de tornillos a aplastamiento sea inferior a la de cortante.

En uniones atornilladas resistentes por rozamiento pueden emplearse agujeros a sobremedida o agujeros rasgados, cortos o largos, para facilitar el montaje de las piezas. Para agujeros a sobremedida, el diámetro del taladro será igual al del vástago de los tornillos más:

• - 3 mm para tornillos de 12 mm;
• - 4 mm para tornillos de 14 a 22 mm;
• - 6 mm para tornillos de 24 mm;
• - 8 mm para tornillos de 27 mm o mayores.

Para los pernos de anclaje en placas de base pueden emplearse agujeros a sobremedida con las holguras que indique el proyectista, siempre que dichos taladros se tapen con cubrejuntas de dimensiones y espesor adecuados. Los agujeros en los cubrejuntas serán de diámetro estándar. En caso de que los pernos de anclaje hayan de resistir esfuerzos perpendiculares a su eje, los cubrejuntas deberán soldarse a la placa de base con una soldadura de resistencia suficiente para transmitir dichos esfuerzos.

La anchura de los agujeros rasgados cortos o largos en dirección normal al esfuerzo será igual al diámetro de los agujeros estándar correspondientes. En la dirección del esfuerzo, la distancia e, figura 58.3, para agujeros rasgados cortos será igual a:

• (d + 4) mm para tornillos de 12 ó 14 mm,
• (d + 6) mm para tornillos de 16 a 22 mm,
• (d + 8) mm para tornillos de 24 mm,
• (d + 10) mm para tornillos de 27 mm y mayores.

Para agujeros rasgados largos será en todos los casos:

• e = 2,5 d mm, siendo d el diámetro del vástago del tornillo correspondiente.

Figura 58.3. Agujeros rasgados

Se autoriza el empleo de agujeros rasgados largos cuando se quiera permitir el movimiento relativo entre las piezas a unir. En este caso, la longitud del taladro será fijada por el proyectista. En cualquier caso, para evitar problemas de durabilidad, los agujeros rasgados largos en las caras exteriores de las piezas deben cubrirse con cubrejuntas de dimensiones y espesor apropiados y con agujeros no mayores que los estándares

58.4. Disposiciones constructivas.

Los agujeros para tornillos deben disponerse de forma que se dificulte la corrosión de las piezas a unir, se eviten los problemas de pandeo local o abolladura de las mismas, permitan la colocación de los tornillos o bulones de manera fácil y no disminuyan innecesariamente la resistencia a aplastamiento de las piezas a unir.

En la tabla 58.4.a se establecen los límites máximos y mínimos para las distancias de los agujeros y los bordes que se definen a continuación y en las figuras 58.4.a. y 58.4.b, siendo:

• e₁ Distancia desde el centro de un agujero a un borde contiguo, medida en dirección del esfuerzo a transmitir.
• e₂ Distancia desde el centro de un agujero a un borde contiguo, medida en dirección perpendicular al esfuerzo a transmitir.
• p₁ Distancia entre centros de agujeros contiguos, medida en dirección del esfuerzo a transmitir.
• p₂ Distancia entre filas contiguas de tornillos o roblones, medida en dirección perpendicular al esfuerzo a transmitir.
• m Distancia del eje del taladro a cualquier superficie paralela a dicho eje.

En el caso de agujeros rasgados, las distancias e₁, e₂, p₁ y p₂ se medirán desde los centros de los semicírculos extremos.

Tabla 58.4.a: Disposiciones constructivas

Tabla 58.4.a: Distancias

Figura 58.4.b. Agujeros al tresbolillo

Para que los tornillos puedan apretarse sin dificultad, se recomienda que la distancia m del eje del taladro a cualquier superficie paralela a dicho eje, figura 58.4.c no sea inferior a 2d, siendo d el diámetro del tornillo.

Figura 58.4.c. Distancia m

58.5. Resistencia de elementos con agujeros.

La disminución de resistencia a tracción, compresión o flexión que los agujeros destinados a alojar medios de unión suponen para las piezas a unir, se tendrá en cuenta de acuerdo con lo dispuesto en el Artículo 34 de esta Instrucción.

58.5.1. Resistencia a desgarro

En los extremos de vigas unidos a otras vigas o a soportes mediante uniones que obliguen a desmembrar una o ambas de las alas, figura 58.5.1.a, o en los extremos de piezas traccionadas unidas mediante tornillos o soldadura a cartelas, figura 58.5.1.b, es preciso comprobar la resistencia de las piezas y cartelas a desgarro.

Figura 58.5.1.a. Desgarro en extremo de piezas

En el caso de unión de una viga a otra viga o a un soporte mediante doble casquillo de angular, apartado 61.3, si la unión se realiza como es habitual mediante una única columna de n tornillos, sólo será preciso efectuar esta comprobación cuando se desmiembre el alma de la viga hacia la que se dirige la reacción, figura 58.5.1.a; en este caso también será preciso comprobar a flexión la sección d-d de comienzo del desmembrado.

Figura 58.5.1.b. Desgarro en cartelas

El extremo de la pieza solicitada por un esfuerzo axil centrado con su eje o la cartela correspondiente serán seguros si se cumple que:

en donde N_Ed es el esfuerzo de cálculo y N_ef.Rd es la resistencia al desgarro, que se calculará a partir de la siguiente expresión:

En uniones en las que el esfuerzo actúe excéntricamente, tales como las uniones con doble casquillo de angular de extremo de vigas, se tomará para A_nt en la expresión anterior la mitad de su valor real.

58.5.2. Angulares unidos por un lado y otros elementos asimétricamente unidos en tracción

La excentricidad en las uniones, y los efectos de la separación y la distancia al borde de los tornillos, se tendrán en cuenta al determinar el valor de cálculo de la resistencia de:

• - Elementos asimétricos.
• - Elementos simétricos que están asimétricamente unidos, tales como angulares unidos por un lado.

Un angular único a tracción unido por una única fila de tornillos en un lado, véase la figura 58.5.2, puede tratarse como concéntricamente cargado en una sección neta eficaz para la cual el valor de la resistencia última de cálculo se podrá determinar de la siguiente manera:

donde:

Tabla 58.5: Coeficientes de reducción β₂ y β₃

Figura 58.5.2. Angulares unidos por un solo lado

58.5.3. Angulares de refuerzo

Cuando sea preciso colocar angulares de refuerzo entre una pieza de sección angular y una cartela, figura 58.5.3, la unión del angular de refuerzo a la pieza se dimensionará para resistir un esfuerzo un 20% superior al esfuerzo correspondiente al ala del angular que une, y su unión a la cartela para resistir un esfuerzo superior en un 40% al esfuerzo del ala del angular al que va unido.

Si la pieza tiene sección en U, unida por su alma a una cartela con ayuda de dos angulares de refuerzo, la unión de cada uno de éstos a las alas de la pieza en U se dimensionará para resistir un esfuerzo un 10% superior al esfuerzo correspondiente al ala de la sección en U, y su unión a la cartela para resistir un esfuerzo superior en un 20% al del ala que de la sección en U que une.

En ningún caso deberá emplearse menos de dos tornillos para unir el angular de refuerzo.

La unión de un angular de refuerzo a una cartela u otra parte portante habrá de terminar al final del elemento unido. La unión del angular de refuerzo al elemento deberá ir desde el final del elemento hasta más allá de la unión directa del elemento con la cartela u otra parte portante.

Figura 58.5.3. Angulares de refuerzo

58.6. Resistencias de un tornillo a cortante y aplastamiento.

Cuando un tornillo, colocado en agujero estándar, está solicitado en dirección normal a su eje en los estados límites últimos, el esfuerzo que lo solicita, F_v,Ed no será mayor que el menor de los dos valores siguientes:

• - La resistencia a cortante del tornillo, F_v,Rd.
• - La resistencia a aplastamiento de la pieza en la zona contigua al tornillo, F_b,Rd.

Si todos los planos de corte pasan por la zona sin rosca del vástago del tornillo, la resistencia a cortante F_v,Rd viene dada por la expresión:

Si alguno de los planos de corte pasan por la zona roscada del vástago del tornillo, y los tornillos son 4.6, 5.6 y 8.8, la resistencia a cortante viene dada por la expresión:

Si alguno de los planos de corte pasa por la zona roscada del vástago y los tornillos son de grado 6.8 ó 10.9, la resistencia a cortante viene dada por la expresión:

En las expresiones anteriores, A es el área del vástago del tornillo; A_s es el área resistente a tracción (ver tabla 58.7); f_ub la tensión última a tracción del tornillo, y n es el número de planos de corte.

La resistencia a aplastamiento de una pieza de espesor t contra el vástago de un tornillo de diámetro d colocado en un agujero estándar viene dada por la expresión:

en donde f_u es la resistencia a tracción del material de la pieza, α un coeficiente igual al menor de los valores:

y β otro coeficiente igual al menor de los valores:

Si el tornillo está colocado en agujero a sobre medida, el valor de F_b,Rd dado por las expresiones anteriores se multiplicará por el factor 0,8. Si el agujero es rasgado, con la dirección de rasgado normal al esfuerzo a transmitir, el valor de F_b,Rd dado por las expresiones anteriores se multiplicará por el factor 0,6. No se permite la transmisión de esfuerzos por cortante y aplastamiento en agujeros rasgados en la dirección del esfuerzo.

Para uniones de solape único con una sola fila de tornillos, deberán colocarse obligatoriamente arandelas bajo la cabeza y bajo la tuerca del tornillo y la resistencia a aplastamiento F_b,Rd, calculada según las expresiones anteriores, se limitará como máximo al valor:

Para tornillos de cabeza avellanada, se tomará como espesor t el de la pieza en la que se aloja la cabeza menos la mitad de la altura de esta.

En la Tabla 58.6.a se indica la resistencia a simple cortante en kN de los tornillos de diámetros y grados más usuales cuando los planos de corte no pasan por la zona roscada del vástago.

Tabla 58.6.a. Resistencia a simple cortante en kN de los tornillos más usuales

En la tabla 58.6.b se indica la resistencia a aplastamiento de una pieza de 10 mm de espesor contra tornillos de los diámetros más usuales, tomando para las distancias a bordes y entre tornillos los valores que se indican en la misma.

Tabla 58.6.b. Resistencia a aplastamiento en kN para chapas de 10 mm de espesor

Cuando sea necesario disponer forros de espesor t_f superior a una tercera parte del diámetro de los tornillos que se utilicen para poder garantizar un buen ajuste entre las piezas a unir, la resistencia a cortante F_v,Rd debe multiplicarse por un coeficiente de reducción β_f dado por:

Para uniones trabajando a doble cortante con forros en las dos caras de la unión, t_f debe tomarse igual al espesor del forro más grueso de los dos. Cualquier tornillo adicional que sea preciso colocar a causa de la aplicación del factor β_f puede, a voluntad del proyectista, colocarse en una prolongación de los forros dispuesta al efecto.

58.7. Resistencia a tracción.

Cuando un tornillo está solicitado en la dirección de su eje en los estados límites últimos por un esfuerzo de tracción, F_t,Ed, en el que deben incluirse las posibles fuerzas de palanca, éste no será mayor que el menor de los dos valores siguientes:

• - La resistencia a tracción del tornillo, F_t,Rd.
• - La resistencia a punzonamiento de la pieza bajo la tuerca o bajo la cabeza del tornillo, B_p,Rd.

En las uniones con chapa frontal y con tornillos de alta resistencia pretensados, la resistencia a tracción del conjunto chapa-tornillo, F_ch,Rd, que se determinará de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 61.2.

La resistencia a tracción F_t,Rd de un tornillo viene dada por la expresión:

La resistencia a tracción indicada sólo es válida para tornillos fabricados de acuerdo con alguna de las normas indicadas en el apartado 58.1. La resistencia a tracción de elementos, tales como pernos de anclaje, en los que la rosca se fabrique mediante procedimientos que impliquen arranque de viruta, será igual a la dada por la expresión anterior multiplicada por 0,85. En la tabla 58.7 se indica la resistencia a tracción de los tornillos con cabeza normal de diámetros y grados más usuales.

Tabla 58.7. Resistencia a tracción en kN

Para tornillos de cabeza avellanada, la resistencia a tracción será igual al 70% de la dada por las expresiones anteriores.

La resistencia a punzonamiento de una chapa de espesor t, B_p,Rd, sobre la que actúa un tornillo sometido a tracción, viene dada por la expresión:

siendo d_m el menor diámetro medio entre los círculos circunscrito e inscrito a la tuerca o a la cabeza y f_u la resistencia a tracción del acero de la chapa.

No será preciso comprobar el valor de B_p.Rd cuando el espesor de la chapa cumpla la condición:

58.7.1. Interacción cortante-tracción

Los tornillos sujetos simultáneamente a esfuerzos de tracción y a esfuerzos normales a su eje, además de cumplir el apartado 58.7 deberán cumplir la condición:

58.8. Resistencia a deslizamiento.

Los tornillos de alta resistencia, grados 8.8 y 10.9, que deban ser pretensados, deberán apretarse de acuerdo con alguno de los métodos expuestos en el apartado 76.7 hasta conseguir una tracción en el vástago igual al 70% de su resistencia a tracción. En consecuencia, el esfuerzo de pretensado de cálculo del tornillo vendrá dado por:

Cuando se utilicen tipos de tornillos no amparados por las normas citadas en el apartado 58.1, u otros elementos que puedan pretensarse, tales como barras roscadas, el esfuerzo de pretensado de cálculo N₀ y la manera de conseguirlo deberán ser acordados entre el proyectista, el fabricante del elemento y la dirección facultativa.

La resistencia a deslizamiento de un tornillo de alta resistencia pretensado se tomará igual al valor:

En la expresión anterior se tiene:

• k_s Factor que depende del tipo de agujeros que se utilicen. Se tomará igual a 1,0 si éstos son estándar, igual a 0,85 para taladros a sobremedida o rasgados cortos en dirección normal al esfuerzo, e igual a 0,7 en caso de emplear agujeros rasgados largos en dirección normal al esfuerzo. Si el rasgado de los agujeros está en la dirección del esfuerzo, k_s se tomará igual a 0,76 para taladros rasgados cortos e igual a 0,63 para taladros rasgados largos.
• n Número de posibles planos de deslizamiento; en general será n = 1 ó n = 2.

• μ Coeficiente de rozamiento, que depende del estado de las superficies de contacto en los posibles planos de deslizamiento. Su valor se tomará igual a:

  • - 0,5 para superficies tratadas al chorro de arena o granalla hasta el grado SA 2 1/2 de la norma UNE-EN ISO 8501-1, exentas de picaduras, bien sin ningún tratamiento posterior si la unión se realiza inmediatamente después del chorreado de forma que no dé tiempo a la formación de óxido en las superficies de contacto, o bien con proyección térmica posterior con aluminio o con otro tratamiento que garantice a juicio de la dirección facultativa dicho coeficiente.
  • - 0,4 para superficies tratadas al chorro de arena o granalla hasta el grado SA 2 1/2 de la norma UNE-EN ISO 8501-1, exentas de picaduras y pintadas con un silicato alcalino de cinc con espesor comprendido entre 50 y 80 μ_m.
  • - 0,3 para superficies limpiadas mediante cepillado con cepillo de alambre o mediante flameado.
  • - 0,2 para superficies sin tratar o galvanizadas.

• γM3 Coeficiente de minoración de resistencia que se tomará igual a:

  • - 1,1 para uniones tipo B.
  • - 1,25 en uniones tipo C, híbridas y en uniones sometidas a efectos de fatiga.

Si la unión está sometida además a un esfuerzo axil de tracción que genera un esfuerzo de tracción en el tornillo de valor F_t.Ed, se tomará para el cálculo de F_s.Rd el valor:

58.9. Uniones con bulones

Lo dispuesto en este Artículo es aplicable a uniones en las que es preciso que los bulones permitan libremente el giro relativo entre las piezas que unen. En el caso que no sea preciso permitir dicho giro, la unión se podrá calcular como una unión atornillada con un solo tornillo, siempre y cuando la longitud del bulón sea menor que 3 veces su diámetro.

Dada una pieza de espesor t unida a otras mediante un bulón de diámetro d alojado en un taladro de diámetro d₀, será capaz de transmitir el esfuerzo F_Ed, si su geometría, (figura 58.9.a) cumple las siguientes condiciones:

Figura 58.9.a

-Distancia del borde del agujero a un borde perpendicular al esfuerzo a transmitir:

-Distancia del borde del agujero a un borde paralelo al esfuerzo a transmitir:

donde f_y es el límite elástico del acero de la pieza y f_u su resistencia a tracción.

Dada una pieza que cumpla las condiciones geométricas que se indican en la figura 58.9.b, podrá resistir el esfuerzo de cálculo F_Ed siempre que el diámetro del taladro y el espesor de la pieza cumplan:

Figura 58.9.b

Las chapas de refuerzo dispuestas para aumentar el área neta de las piezas o su resistencia a aplastamiento deben disponerse sin excentricidad y tener el tamaño suficiente para poder transmitir a la pieza el esfuerzo que le corresponda; la unión entre ambas debe dimensionarse para resistir este esfuerzo.

Se recomienda que se disponga un casquillo de material resistente a la corrosión, tal como bronce o bronce sinterizado con PTFE, entre el bulón y las piezas a unir cuando sea necesario garantizar el giro de la unión.

La resistencia a simple cortante de un bulón de diámetro d, sección transversal A y fabricado con un acero de resistencia a tracción f_up, viene dada por:

El momento flector M_Ed en un bulón que une una pieza central de espesor b sometida a un esfuerzo F_Ed, normal al eje del bulón, con otras dos piezas laterales de espesor a, separadas una distancia c de la central, figura 58.9.c, se tomará igual a:

Figura 58.9.c

Para un bulón de diámetro d, módulo resistente W_el y fabricado con un acero de límite elástico f_yp, se cumplirá:

Si el bulón ha de ser desmontable, el momento flector que lo solicita en estado límite de servicio, M_Ed,ser debe cumplir la condición:

La resistencia combinada a cortante y flexión será suficiente mientras se cumpla que:

donde M_Ed y F_v,Ed son los esfuerzos que solicitan el bulón en estado límite último.

La resistencia a aplastamiento de una pieza de espesor t, supuesto fabricada con un acero de límite elástico f_y ≤ f_yp contra un bulón de diámetro d y fabricado con un acero de límite elástico f_yp, viene dada por:

y deberá cumplirse que :

Si el bulón ha de ser desmontable, la resistencia a aplastamiento en estado límite de servicio, F_b,Rd,ser, viene dada por:

y deberá cumplirse que:

También si el bulón ha de ser desmontable la presión local de contacto entre bulón y pieza en estado límite de servicio debe cumplir la condición:

58.10. Reparto de esfuerzos entre tornillos.

El reparto de esfuerzos entre los distintos tornillos de una unión en el estado límite último se efectuará mediante métodos lineales en los siguientes casos:

• - En uniones de categoría C.
• - En uniones de categorías A ó B cuando la resistencia a cortante F_v.Rd del tornillo sea inferior a la resistencia a aplastamiento F_b.Rd de la pieza contigua.
• - Cuando la unión esté sometida a impactos, vibraciones o ciclos de carga alternadas (exceptuando el viento).

En otros casos el reparto puede efectuarse por métodos elásticos o plásticos, siempre que se respeten las condiciones de equilibrio, compatibilidad de deformaciones y plasticidad.

En cualquier caso se considerará que una unión atornillada es segura si se cumple que el esfuerzo F_Ed en el tornillo más solicitado es igual o inferior a la resistencia de dicho tornillo F_Rd a cortante, aplastamiento o deslizamiento, según sea aplicable, esto es, si se cumple que:

Artículo 59 Uniones soldadas

59.1. Generalidades

Las uniones soldadas amparadas por esta Instrucción deberán ejecutarse de acuerdo con lo dispuesto en el Artículo 77.

Los aceros a unir mediante soldadura y los materiales de aportación estarán de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 29.5.

En todos los casos, el material de aportación habrá de tener características mecánicas, límite elástico y resistencia a tracción, no inferiores a las del metal de base.

Las soldaduras amparadas por esta Instrucción deberán efectuarse sobre piezas de al menos 4 mm de espesor.

59.1.1. Cualificaciones

No se considerará que una unión soldada esté realizada de acuerdo con esta Instrucción si no ha sido realizada siguiendo un proceso de soldeo cualificado, conforme se indica en el apartado 77.4.

59.1.2. Métodos de soldadura autorizados

Aunque son válidos todos los métodos que se indican en el apartado 77.3, se citan a continuación los más habituales en las estructuras de acero objeto de esta Instrucción:

• - Soldadura manual con electrodo recubierto, con recubrimientos de tipo rutilo o básico. Es el proceso 111, soldeo por arco eléctrico manual que incluye revestimientos de tipo rutilo y básico además de otros.
• - Soldadura semiautomática bajo protección gaseosa, con hilo macizo o tubular relleno de flux, con transferencia en lluvia (spray). Se refiere a los procesos 135 y 136.
• - Soldadura semiautomática con hilo tubular relleno de flux, sin protección gaseosa, con transferencia en lluvia (spray). Se refiere al proceso 114.
• - Soldadura automática por arco sumergido. Se refiere al proceso 121.

Para el empleo de otros procedimientos, o de electrodos con otros recubrimientos, se requerirá autorización de la dirección facultativa.

En cualquier caso, las características mecánicas del metal de aportación serán iguales o superiores a las del acero de las piezas a soldar.

59.2. Tipos de uniones y de cordones

Por la posición relativa de las piezas a unir, las uniones soldadas pueden ser a tope, en T o a solape, tabla 59.2.

Los cordones de soldadura a depositar entre las piezas a unir para formar una unión soldada se dividen en cordones en ángulo y cordones a tope. Las soldaduras pueden realizarse, además, por un lado o por ambos lados.

Los cordones en ángulo se denominan laterales cuando son paralelos a la dirección del esfuerzo que transmiten, frontales cuando son normales a dicho esfuerzo y oblicuos en casos intermedios. En cualquier caso pueden ser continuos o discontinuos.

Los cordones a tope pueden ser de penetración completa o de penetración parcial.

Tabla 59.2 Tipos de unión soldada por la posición relativa de las piezas a unir

59.3. Disposiciones constructivas para cordones en ángulo

59.3.1. Generalidades

Los cordones en ángulo pueden usarse para unir piezas cuyas caras a fundir formen ángulos comprendidos entre 60º y 120º.

Si el ángulo está comprendido entre 45º y 60º, el cordón se considerará como de penetración parcial.

Si el ángulo es superior a 120º o inferior a 45º, el cordón se considerará que es de simple atado y sin capacidad para resistir esfuerzos, a menos que su resistencia se determine mediante ensayos.

59.3.2. Espesor de garganta

Salvo lo dispuesto para uniones entre piezas de sección tubular o secciones en cajón no accesibles interiormente, el espesor de garganta a de un cordón en ángulo no será superior a 0,7_tmin, siendo t_min el espesor de la pieza más delgada a unir.

El espesor de garganta a de un cordón en ángulo, apartado 59.7, no debe ser inferior a 3 mm cuando se deposite en chapas de hasta 10 mm de espesor, ni inferior a 4,5 mm cuando se deposite sobre piezas de hasta 20 mm de espesor, ni inferior a 5,6 mm cuando se deposite sobre piezas de más de 20 mm de espesor, a menos que el procedimiento de soldadura contemple espesores de garganta menores.

Para evitar posibles problemas de fisuración en frío, cuando el espesor de una de las piezas a unir sea superior al doble del de la otra pieza, se recomienda preparar un proceso de soldeo adecuado que considere el carbono equivalente CEV del material de base, la aportación de calor del proceso de soldeo y la posibilidad de tener que precalentar el metal de base.

59.3.3. Terminación

Los cordones en ángulo no deben terminar en las esquinas de las piezas o de elementos de las mismas, sino que deben prolongarse alrededor de la esquina, siempre que la prolongación pueda hacerse en el mismo plano que el cordón, en una longitud al menos igual a tres veces la garganta a del cordón. Dicha prolongación debe figurar en los planos.

59.3.4. Cordones discontinuos

En estructuras solicitadas por cargas predominantemente estáticas, en ambiente con grado de corrosividad C1 o C2, podrán utilizarse cordones en ángulo discontinuos cuando el espesor de garganta requerido por los cálculos de comprobación resulte inferior al mínimo recomendable según el apartado 59.8. Se prohíbe el uso de cordones discontinuos en ambientes con grado de corrosividad superior al C2.

• - En los cordones discontinuos la distancia L₁ libre entre extremos de cordones parciales, de la misma o de distinta cara, en piezas traccionadas (figura 59.3.4) será inferior al menor de los siguientes valores: 200 mm ó 16 veces el espesor de la pieza más delgada a unir.
• - En los cordones discontinuos la distancia L₂ libre entre extremos de cordones parciales, de la misma o de distinta cara, en piezas comprimidas o a cortante (figura 59.3.4) será inferior al menor de los siguientes valores: 200 mm, 12 veces el espesor de la pieza más delgada a unir ó 0,25b.
• - La longitud L_w de cada cordón parcial será superior al mayor de los siguientes valores: 6 veces la garganta del cordón ó 40 mm.
• - La longitud L_we de cada cordón parcial en los extremos de las piezas a unir será mayor que el menor de los siguientes valores: 0,75b ó 0,75b₁.

Figura 59.3.4

59.3.5. Excentricidades

Los cordones en ángulo se dispondrán de forma que se evite la aparición de momentos flectores que tengan por eje el del propio cordón, figura 59.3.5.

Figura 59.3.5

59.3.6. Longitud mínima para cordones laterales

Los cordones en ángulo laterales que transmitan esfuerzos axiles de barras, tendrán una longitud no inferior a quince veces su espesor de garganta ni inferior al ancho de la pieza a unir, figura 59.3.6.

Figura 59.3.6

59.3.7. Solapes

En uniones a solape, el solape mínimo no será inferior a 5t_min, en donde t_min es el menor espesor de las piezas a unir, ni a 25 mm. Si la unión debe transmitir esfuerzos axiles, deben disponerse cordones en ángulo frontales en ambos extremos de las piezas solapadas, figura 59.3.7.

Figura 59.3.7

59.4. Disposiciones constructivas para cordones a tope

Los cordones a tope pueden darse entre piezas dispuestas en prolongación o en T, tabla 59.2. Se dice que son de penetración completa cuando el metal de aportación ocupa sin defectos todo el espesor de las piezas a unir.

Se dice que son de penetración parcial cuando el espesor ocupado por el metal de aportación es inferior al de las piezas unidas.

Los cordones a tope de penetración parcial se dispondrán de forma que se evite la aparición de momentos flectores parásitos que tengan por eje el del propio cordón, figura 59.3.5.

Se prohíben los cordones a tope discontinuos.

59.5. Soldaduras de botón y soldaduras en ranura

Las soldaduras de botón, que rellenan agujeros circulares o alargados ejecutados en una pieza que solapa a otra, se deben usar sólo cuando no exista otro medio para transmitir esfuerzos cortantes o impedir el pandeo o la separación de partes solapadas. No deberán utilizarse para transmitir esfuerzos de tracción.

Deberán tomarse las disposiciones oportunas según el apartado 77.5.10 para evitar su posible fisuración y deberán ser inspeccionadas de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 91.2.

Cumplirán las siguientes limitaciones:

• - El diámetro de los agujeros circulares o la anchura de los alargados no será inferior al espesor de la pieza que lo contiene más 8 mm.
• - Los extremos de los agujeros alargados serán semicirculares o tendrán los ángulos redondeados con un radio no menor que el espesor de la pieza, excepto cuando el agujero llegue hasta el borde de la misma.
• - El espesor del metal de aportación en una soldadura de botón efectuada en piezas de hasta 16 mm de espesor será igual al espesor de la pieza. Si éste es superior a 16 mm, el espesor del metal de aportación debe ser al menos igual a la mitad del espesor de la pieza y no inferior a 16 mm.
• - La distancia mínima entre centros de botones en dirección normal al esfuerzo a transmitir no será inferior a 4 veces la anchura del botón; la distancia entre extremos de botones no debe ser inferior a dos veces la longitud de los mismos.
• - La distancia máxima entre botones no debe ser superior al valor necesario para impedir el pandeo local o abolladura de la pieza.

Se prohíbe terminantemente el rellenar con soldadura los agujeros practicados en la estructura para colocar tornillos provisionales de montaje. Se dispondrán, por consiguiente, dichos agujeros en forma que no afecten a la resistencia de la estructura.

Las soldaduras en ranura, figura 59.5, formadas por cordones en ángulo dados en el interior de agujeros circulares o alargados, se deben usar sólo para transmitir esfuerzos cortantes o impedir el pandeo o la separación de partes solapadas.

Figura 59.5

Las dimensiones de la ranura cumplirán las siguientes limitaciones:

• - La anchura b de la ranura cumplirá b ≥ 4t.
• - La separación s₂ entre filas de ranuras cumplirá 2b ≤ s₂ ≤ 30t.
• - La separación entre ranuras, s₁ cumplirá 2b ≤ s₁ ≤ 30t.
• - La longitud total L de una ranura cumplirá L ≤ 10t.
• - Los extremos de las ranuras serán semicirculares, excepto cuando se extiendan hasta el extremo de la pieza.

59.6. Desgarro laminar

Se evitarán en la medida de lo posible las tensiones residuales dirigidas según el espesor de las piezas a unir, que pueden dar origen a desgarro laminar en las piezas a unir.

En especial, cuando existan tensiones de tracción, bien sean residuales de soldeo o debidas a fuerzas exteriores, dirigidas en la dirección del espesor en piezas planas de más de 15 mm de espesor, deberá estudiarse el procedimiento de soldeo, las propiedades del metal de base en la dirección del espesor y los detalles de la unión, figura 59.6, para evitar dicho peligro.

Figura 59.6

59.7. Espesor de garganta

El espesor de garganta a debe tomarse igual a la altura del mayor triángulo que pueda inscribirse en la sección del metal de aportación, medida normalmente al lado exterior de dicho triángulo, figura 59.7.a.

Figura 59.7.a

Cuando el método de soldadura empleado permita conseguir una penetración apreciable, puede incluirse esta penetración en el valor del espesor de garganta, figura 59.7.b, siempre que se demuestre mediante pruebas que esta penetración puede conseguirse de una forma constante.

Figura 59.7.b

Cuando el cordón se ejecute por el método de arco sumergido, el espesor de garganta se puede aumentar en 2 mm si a >10 mm o en 0,2 a si a ≤ 10 mm sin necesidad de realizar pruebas.

Cuando sea preciso depositar un cordón de soldadura entre dos superficies curvas, tales como las de redondos o zonas de esquinas de perfiles tubulares, o entre una superficie curva y otra plana, figura 59.7.c, el espesor de garganta deberá determinarse a partir de soldaduras de prueba ejecutada sobre probetas de la misma sección que vaya a ser usada en producción.

Figura 59.7.c

Las probetas se seccionarán y se medirá el espesor de garganta, repitiéndose el proceso hasta conseguir una técnica de soldeo que garantice el conseguir en producción el espesor de garganta deseado.

Se denomina plano de garganta al definido por la garganta y por el eje del cordón, intersección de los dos planos a unir mediante el cordón de soldadura figura 59.8.

59.8. Resistencia de cordones en ángulo

En lo que sigue se estudia un tramo de cordón de soldadura en ángulo de longitud lo suficientemente pequeña para poder suponer que en él las tensiones son uniformes.

Se supondrá que las fuerzas transmitidas por dicho tramo de cordón, dan origen a las tensiones normales σ//, que actúa sobre un plano normal al eje del cordón y que no afecta a la resistencia del cordón, y σ_⊥, que actúa sobre el plano de garganta; y a las tensiones tangenciales τ// y τ_⊥, que actúan sobre el plano de garganta en dirección paralela y perpendicular al eje del cordón, respectivamente, figura 59.8.

Figura 59.8

59.8.1. Longitud efectiva de un cordón de soldadura en ángulo

La longitud efectiva de un cordón de soldadura en ángulo es igual a la longitud (incluyendo las prolongaciones de esquina) en la que se mantiene el espesor de garganta nominal.

No se considerarán efectivos para transmitir esfuerzos aquellos cordones con longitudes inferiores a 30 mm o a 6 veces el espesor de garganta.

La longitud efectiva de los cordones de soldadura en las uniones viga-soporte se calculará de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 62.1.1.

En uniones a solape en las que sea L_w ≥ 150 a, en donde L_w es la longitud del cordón, la longitud efectiva L_w,ef se tomará igual a L_w,ef = β₁ L_w, viniendo dado β₁ por:

No se aplicará esta reducción cuando la distribución de tensiones a lo largo de la soldadura sea igual a la distribución de tensiones en el metal de base contiguo, como, por ejemplo, en el caso de la soldadura de unión ala-alma en vigas armadas de chapa.

Para cordones en ángulo de más de 1700 mm de longitud que unan rigidizadores transversales a elementos de chapa se tomará L_w,ef = β₂ L_w siendo:

y estando dado L_w en mm.

59.8.2. Resistencia

La resistencia del cordón es suficiente si se cumplen simultáneamente las dos condiciones siguientes:

donde f_u es la resistencia a tracción del acero de las piezas a soldar, β_w el factor de correlación, que depende del tipo de acero de las piezas a soldar y γ_M2 el coeficiente de minoración de resistencia, γ_M2 = 1,25.

En la Tabla 59.8.2 se indican los valores de β_w para los aceros más usuales.

Tabla 59.8.2 Coeficientes de correlación.

Si un cordón de espesor de garganta a y longitud L_w tiene que transmitir una fuerza F que forma un ángulo α con el eje del cordón, las condiciones anteriores se satisfacen cuando la tensión tangencial media en el cordón cumple la condición:

Se está del lado de la seguridad si se toma, para cualquier valor de α:

En uniones ala-alma de vigas armadas que sólo transmitan tensiones tangenciales, realizadas con dos cordones continuos de espesor de garganta a sobre un alma de espesor t_w, las condiciones anteriores se cumplen cuando a ≥ 0,40 t_w para los aceros amparados por la norma UNE-EN 10025 partes 2 y 5 y para los aceros S275 y S355 de UNE-EN 10025, partes 3 y 4, o cuando a ≥ 0,55 t_w para los aceros S420 y S460 de UNE-EN 10025, partes 3 y 4.

Cuando una pieza plana de espesor tf, sometida a esfuerzo axil, se una a otra normal a ella mediante dos cordones en ángulo frontales de la misma longitud que la pieza y de garganta a, se considerarán cumplidas las condiciones anteriores cuando sea a 0,55 tw para los aceros amparados por la norma UNE-EN 10025 partes 2 y 5 y para los aceros S275 y S355 de UNE-EN 10025, partes 3 y 4.

59.9. Resistencia de cordones a tope

59.9.1. Resistencia de cordones de penetración completa.

Cumplidas las condiciones impuestas en el apartado 59.1 de esta Instrucción, la resistencia de un cordón de soldadura de penetración completa, sin defectos, es igual o superior a la del metal de base contiguo más débil, por lo que no precisa ser calculado.

59.9.2. Resistencia de cordones de penetración parcial

La resistencia de un cordón de soldadura a tope de penetración parcial, sin defectos, es igual a la de un cordón en ángulo del mismo espesor de garganta y se comprobará por tanto según se indicó en el apartado 59.8 anterior.

El espesor de garganta a considerar será igual a la penetración que pueda conseguirse permanentemente, lo que debe verificarse mediante las oportunas pruebas.

Cuando la preparación de bordes es en V, U o J, puede tomarse sin necesidad de realizar pruebas como valor del espesor de garganta, figura 59.9.2.a, el de la profundidad de la preparación de bordes menos 2 mm. Puede tomarse un valor superior si así se demuestra mediante las oportunas pruebas.

En uniones en T, figura 59.9.2.b, en las que existan dos cordones a tope de penetración parcial reforzados con dos cordones de ángulo, puede suponerse que la unión equivale a una soldadura a tope de penetración completa si la suma de los espesores nominales de garganta es igual o mayor que el espesor de la pieza a unir y si el espesor sin soldar no es superior a t/5 con un valor máximo de 3 mm, donde t es el espesor de la pieza.

Figura 59.9.2.a

Figura 59.9.2.b

Si no se cumple alguna de las condiciones anteriores, el espesor de garganta se determinará de acuerdo con lo indicado en los apartados 59.7 y 59.8.

No se emplearán este tipo de cordones en uniones solicitadas a fatiga, ni cuando hayan de transmitir esfuerzos de tracción normales a su eje.

59.10. Resistencia de soldaduras de botón o en ranura

La resistencia de una soldadura en botón o en ranura se considerará aceptable si se cumple la condición:

donde τ_w es la tensión tangencial media en la soldadura, F_w,Ed el esfuerzo de cálculo a transmitir y A_w es igual al área del agujero si la soldadura es en botón o al producto aL_w si la soldadura es en ranura; en este caso, a es el espesor de garganta y L_w la longitud del cordón, medida a una distancia igual a a/2 del borde interior de la ranura.

Los demás símbolos tienen el mismo significado que en el apartado 59.8.

59.11. Reparto de esfuerzos entre los cordones de una unión

Los esfuerzos que actúan sobre la unión se determinarán de acuerdo con lo dispuesto en los Capítulos II, Bases de Cálculo y IV, Análisis Estructural, y en el apartado 56.2 de esta Instrucción.

La distribución de dichos esfuerzos entre los distintos cordones de la unión puede efectuarse suponiendo un comportamiento elástico de la unión o un comportamiento plástico de la misma. En general, es aceptable considerar una distribución de fuerzas simplificada dentro de la unión, siempre que se cumplan las condiciones impuestas en el apartado citado.

No es preciso tener en cuenta las tensiones residuales u otras tensiones que no intervengan en la transmisión de esfuerzos entre las distintas piezas, tales como la tensión σ// sobre planos normales al eje del cordón.

Artículo 60 Uniones entre elementos sometidos a esfuerzo axil

60.1. Uniones planas centradas

Se entiende por unión plana centrada la realizada con ayuda de una serie de cordones de soldadura coplanarios o de un conjunto de tornillos que unen piezas sensiblemente coplanarias, destinadas a transmitir entre las piezas a unir una fuerza F_w,Ed contenida en el plano de los cordones de las piezas, y que pasa por el centro de gravedad de los cordones o tornillos.

60.1.1. Uniones planas centradas soldadas

El método de cálculo que se indica a continuación puede hacerse extensivo a uniones en las que los cordones no estén en un mismo plano y, a uniones en las que estando todos los cordones en el mismo plano, la fuerza F_w,Ed no esté contenida en el mismo, siempre que pase por el centro de gravedad de los cordones, figura 60.1.1.

Si no se desea efectuar un análisis más exacto teniendo en cuenta la resistencia de cada cordón en función de su orientación respecto a la fuerza F_w,Ed, puede suponerse un reparto de esfuerzos proporcional a las áreas de garganta de los distintos cordones, por lo que la unión será segura si se cumple que:

donde a_i y L_wi son los espesores de garganta y las longitudes de los distintos cordones que forman la unión. En la determinación de cada valor de L_wi se tendrá en cuenta lo dispuesto en el apartado 59.8.1.

Figura 60.1.1

60.1.2. Uniones planas centradas atornilladas

Son aquellas uniones en las que la fuerza a transmitir pasa por el centro de gravedad del grupo de tornillos encargados de transmitirla.

Se podrá suponer reparto uniforme entre todos los tornillos de la unión siempre que la longitud L_j de esta, medida en la dirección de la fuerza a transmitir entre centros de tornillos extremos, no sea superior a 15d. En este caso, la resistencia de cálculo de la unión será:

siendo n el número de tornillos y F_Rd la resistencia de uno de ellos, determinada, en función de la categoría de la unión, según lo dispuesto en el Artículo 58.

Cuando la longitud de la unión sea superior a 15 d, su resistencia viene dada por:

donde β es un coeficiente corrector que viene dado por:

con 0,75 ≤ β ≤ 1; y L_j definido en la figura 60.1.2.

Figura 60.1.2

No se aplicará esta reducción cuando la distribución de tensiones a lo largo de la unión sea igual a la distribución de tensiones en las piezas contiguas, como, por ejemplo, en el caso de uniones largas con doble casquillo de angular, apartado 61.3.

60.2. Uniones planas excéntricas

Son uniones planas, soldadas o atornilladas, en las que la fuerza a transmitir F_w,Ed pasa a una cierta distancia ℓ del centro de gravedad del grupo de cordones de soldadura o de los tornillos (figura 60.2).

Si el estudio de la unión se realiza por métodos plásticos, se supondrá que una de las piezas a unir se mueve con respecto a la otra girando alrededor de un cierto centro instantáneo de rotación, figura 60.2, a determinar.

Figura 60.2

La deformación en cada punto de los cordones de soldadura o en cada tornillo se supondrá proporcional a la longitud del radio vector que une el punto con el centro instantáneo de rotación y normal a él. La tensión media en cada punto τ_w se puede determinar a partir de la bibliografía especializada. La posición del centro instantáneo de rotación se determinará imponiendo las condiciones de equilibrio.

60.2.1. Uniones planas excéntricas soldadas

A causa de dicho giro, la tensión tangencial media τ_w en un punto cualquiera de los cordones de soldadura es proporcional a la longitud del radio vector que une el punto con el centro instantáneo de rotación y normal a él.

Siendo I_p el momento de inercia polar del área de los cordones respecto a su centro de gravedad:

las componentes τ_wz y τ_wy vienen dadas por:

Estas componentes deberán sumarse vectorialmente a las originadas por F_w,Ed supuesta actuando en el centro de gravedad de los cordones. La unión será segura si en el punto más desfavorable, que frecuentemente es el más alejado del centro de gravedad de

60.2.2. Uniones planas excéntricas atornilladas

De la misma forma, el giro relativo entre las piezas a unir origina un esfuerzo en cada tornillo F_i,Ed, proporcional a la longitud del radio vector que une el punto con el centro instantáneo de rotación y normal a él.

Sea:

la suma de los cuadrados de las longitudes de los n radios vectores. Las componentes F_iy,Ed y F_iz,Ed del esfuerzo F_i,Ed en cada tornillo ocasionado por el momento M_{Ed i}, vienen dadas por:

donde z_i e y_i son las coordenadas del eje del tornillo correspondiente.

Estas componentes deberán sumarse vectorialmente a las originadas por F_Ed supuesta actuando en el centro de gravedad de los tornillos. La unión será segura si en el tornillo más desfavorable, que frecuentemente es el más alejado del centro de gravedad del conjunto de todos ellos, se cumple la condición:

donde F_Rd es la resistencia del tornillo, calculada de acuerdo con lo dispuesto en el Artículo 58.

60.3. Uniones con cartelas

Las cartelas son piezas de chapa que se utilizan para facilitar la unión de los montantes y diagonales a los cordones en los nudos de estructuras trianguladas. No es habitual usarlas cuando las barras de la estructura son perfiles tubulares.

La unión de las diagonales o montantes a la cartela o cartelas se realizará mediante soldadura. Se procurará que el eje de cada barra coincida con el eje de los elementos resistentes de la unión de dicha barra, o soldadura, a la cartela o cartelas. En caso contrario se tendrá en cuenta la excentricidad existente para la comprobación de la unión y de la propia barra.

Cuando el cordón de estructura triangulada de tipo Warren es un perfil doble T o H con el alma en el plano de la estructura, figura 60.3.a, la unión de la cartela a dicho cordón está sometida en general a una fuerza H igual a la diferencia entre los esfuerzos axiles a un lado y a otro del nudo, H = N₁ - N₂ y a un momento M = H e, siendo e la distancia de la soldadura de unión cartela-perfil al centro de gravedad de éste.

Figura 60.3.a

En nudos de celosía tipo Pratt , figura 60.3.b, puede suponerse que la fuerza en la diagonal se equilibra con fuerzas horizontales y verticales en los lados de las cartelas unidos al montante y al cordón, elegidas de manera que se cumplan las condiciones de equilibrio y tales que los cordones de soldadura existentes entre cartela y piezas sean capaces de transmitirlas.

Se obtienen resultados razonables suponiendo que dichas fuerzas pasan por los puntos B y D teóricos de intersección de los bordes de la cartela, supuestos prolongados, con los ejes del montante y del cordón; por el centro A del lado más largo de la cartela y que se cortan sobre el eje de la diagonal, punto C.

Figura 60.3.b

Cuando, a causa de la forma de la sección de las diagonales y montantes, I, U o H, sea preciso emplear una cartela doble y no se dé continuidad al alma de la diagonal o montante, se tendrá en cuenta este hecho tomando como sección de cálculo de la diagonal o montante para las comprobaciones locales en el nudo el valor, figura 60.3.c.

Esta reducción de área no se tendrá en cuenta para la comprobación general de la pieza frente a la inestabilidad.

Figura 60.3.c

La misma expresión puede utilizarse para tener en cuenta la excentricidad que se produce si la diagonal o montante están formados por dos perfiles apareados. En este caso será obligatorio colocar una presilla en el extremo de la pieza situado entre las cartelas.

El espesor de la cartela t será tal que se cumpla, figura 60.3.d:

Figura 60.3.d

En la expresión anterior es F_c,Ed el esfuerzo transmitido a la cartela, b la anchura de la pieza en dirección normal al esfuerzo F_c,Ed, L la longitud de los cordones de soldadura, medida en la dirección del esfuerzo F_c,Ed, f_y el límite elástico del acero de la cartela y γ_M0 el coeficiente de minoración de resistencias.

Artículo 61 Uniones entre elementos sometidos a flexión y cortante

61.1. Empalmes con cubrejuntas

Los empalmes con cubrejuntas se realizan casi exclusivamente con uniones atornilladas. Su uso en uniones soldadas se autoriza exclusivamente para trabajos de reparación o de refuerzo.

Son uniones entre piezas de perfiles iguales o similares, con los ejes en prolongación o formando un ángulo lo suficientemente pequeño para que las fuerzas de desvío sean despreciables, realizados con ayuda de piezas rectangulares de chapa, a las que se denomina cubrejuntas, atornilladas a las dos piezas a unir.

En consecuencia, un empalme con cubrejuntas consta de dos grupos de uniones, el formado por las uniones de una de las piezas a los cubrejuntas y el formado por las uniones de éstos a la otra pieza.

Las uniones de los cubrejuntas a las piezas pueden ser de cualquiera de las categorías A, B o C, aunque lo habitual es que se proyecten como de categoría C.

Cada parte, ala o alma, de las piezas a unir dispondrá de sus propios cubrejuntas; los de las alas podrán ser simples, dispuestos por una sola cara, o dobles, dispuestos en ambas caras de la misma; los del alma serán dobles, salvo justificación especial. Las partes que, excepcionalmente, no dispongan de cubrejuntas, no se considerarán en la comprobación de la resistencia de la pieza en las proximidades del empalme.

El centro de gravedad de la sección de los cubrejuntas que sirven a una pieza deberá coincidir con el de la sección de la misma, y, salvo estudio detallado que lo justifique, su área y sus momentos de inercia deberán ser iguales o ligeramente superiores.

Se admitirá, cualquiera que sea la categoría de las uniones a emplear, que la unión es rígida y que en la sección de empalme existan los mismos esfuerzos que habría si las dos piezas a unir formasen una pieza única. Para que sea rígida se exige que no se produzcan giros relativos debido a posibles deslizamientos de las chapas y juego en los agujeros de los tornillos, por ello se recomienda que estas uniones sean de categoría C.

Estos esfuerzos se repartirán entre las distintas partes de la pieza, y se transmitirán a través de las uniones atornilladas con los cubrejuntas correspondientes, de acuerdo con los siguientes criterios:

• - El esfuerzo axil N_Ed a transmitir entre las piezas a unir se repartirá entre las uniones de cada uno de los grupos proporcionalmente a la sección de la parte de la pieza correspondiente.
• - El momento flector M_Ed a transmitir entre las piezas a unir se repartirá entre las uniones de cada uno de los grupos proporcionalmente al momento de inercia de la parte de la pieza correspondiente respecto al eje oportuno de la pieza total. Como alternativa, puede suponerse transmitido totalmente por las uniones de alas, siempre que estas alas sean capaces de transmitir el momento sin colaboración del alma.
• - El esfuerzo cortante V_Ed a transmitir entre las piezas a unir se repartirá entre las uniones de cada uno de los grupos en función de la distribución de tensiones tangenciales que dicho esfuerzo cortante ocasiona en la pieza. En secciones en I, H o en U, se admitirá que es resistido exclusivamente por las uniones del alma.
• - Se tendrá en cuenta el momento flector que el cortante, que actúa en la sección de empalme, ocasiona en el centro de gravedad de las uniones sobre las que actúa, situado a cierta distancia de dicha sección de empalme.

Como consecuencia de los esfuerzos repartidos, cada una de las uniones de alas debe ser capaz de resistir un esfuerzo axil N_Edf, que se admitirá que se reparte uniformemente entre todos los tornillos de la unión. El valor de N_Edf viene dado por:

donde N_Ed y M_Ed son los esfuerzos en la sección de empalme, Af el área de un ala, I_f el momento de inercia del conjunto de ambas alas respecto al eje de inercia de la pieza, A e I el área y el momento de inercia de la pieza y h el brazo de palanca del momento. Si las uniones de ala se realizan con doble cubrejunta, h será igual al canto de la pieza menos el espesor del ala; si la unión se realiza con cubrejuntas a un solo lado de las alas, se tomará para h la distancia entre planos de unión de cubrejuntas con alas, figura 61.1.

Figura 61.1

Las uniones de las almas a los cubrejuntas estarán sometidas a:

• - Un esfuerzo axil N_Edw, dirigido según la directriz de la pieza, que se supondrá repartido uniformemente entre todos los tornillos de la unión; el valor de N_Edw es:

  

  donde N_Ed es el esfuerzo axil en la sección de empalme, A_w el área del alma y A el área de la pieza.

• - Un esfuerzo cortante V_Ed, dirigido en dirección normal a la directriz de la pieza, que se reparte uniformemente entre todos los tornillos de la unión.
• - Un momento M_Edw ocasionado por el flector en la sección de empalme y por la excentricidad del cortante, de valor:

  

  donde M_Ed y V_Ed son el momento flector y el esfuerzo cortante en la sección de empalme, I_w el momento de inercia del alma y d la distancia entre la sección de empalme y el centro de gravedad del área de los tornillos de la unión de los cubrejuntas a una de las piezas.

Para la determinación del esfuerzo que este momento M_Edw ocasiona en cada tornillo pueden emplearse métodos elásticos o plásticos, siempre que se cumplan las condiciones impuestas en el apartado 58.10.

En el caso de que se emplee el método elástico, se aplicará lo dispuesto en el apartado 60.2.

61.2. Empalmes con chapa frontal

El empalme de vigas mediante chapa frontal, figura 61.2.a, habrá de diseñarse como una unión rígida, y en la sección de empalme se supondrá que existen los mismos esfuerzos que habría si las dos piezas a unir fuesen una pieza única.

Figura 61.2.a

Se recomienda que el espesor de la chapa frontal sea igual o superior al diámetro de los tornillos.

Se recomienda que las distancias de los tornillos al perfil sean lo más pequeñas posible, siempre que permitan la correcta colocación y apriete de los tornillos (m_x≈m≈2d, siendo d el diámetro de los tornillos).

A efectos de resistir esfuerzos axiles o momentos flectores, sólo se considerarán eficaces dos columnas de tornillos, una a cada lado del alma del perfil y precisamente las más próximas a ella, salvo que se empleen chapas frontales de fuertes espesores o convenientemente rigidizadas y se realice un estudio detallado de la unión. Si no se toman las precauciones indicadas, las demás columnas que se dispongan sólo se considerarán eficaces a efectos de resistir esfuerzos cortantes.

La unión soldada de las vigas a las chapas frontales se realizará de forma que sea tan resistente como la propia viga; para ello basta con tener en cuenta lo dispuesto en el apartado 59.8. Se tendrá en cuenta la compatibilidad de estas gargantas con el espesor de la chapa frontal.

No se recomienda, salvo estudio detallado, el empleo de este tipo de uniones en piezas en las que sean determinantes las solicitaciones de fatiga.

Para modelizar la resistencia de la chapa frontal a flexión (junto con los tornillos) y el alma de la viga a tracción puede emplearse un casquillo en T equivalente a tracción. El casquillo en T equivalente también puede utilizarse para otros componentes básicos de las uniones atornilladas viga-soporte (que se describen más adelante), tales como:

• - Ala del pilar en flexión.
• - Alma del pilar a tracción.

Cuando se utilice el método del casquillo en T equivalente para modelizar un grupo de filas de tornillos es necesario dividir el grupo en filas de tornillos separadas y usar un casquillo en T equivalente para modelizar cada fila de tornillos.

Cuando se utilice el método del casquillo en T equivalente para modelizar un grupo de filas de tornillos deberán satisfacerse las siguientes condiciones:

• a) La fuerza en cada fila de tornillos no deberá superar la resistencia de cálculo determinada considerando sólo esa fila individual de tornillos.
• b) La fuerza total sobre cada grupo de filas de tornillos, consistente en dos o más filas de tornillos adyacentes dentro del mismo grupo de tornillos, no deberá superar la resistencia de cálculo de ese grupo de filas de tornillos.

Cuando se determine la resistencia de cálculo a tracción de un componente básico representado por el ala de un casquillo en T equivalente, deberán calcularse los siguientes parámetros:

• a) La resistencia de cálculo de una fila de tornillos individual, determinada considerando sólo esa fila de tornillos.
• b) La contribución de cada fila de tornillos a la resistencia de cálculo de dos o más filas de tornillos adyacentes dentro de un grupo de tornillos, determinada considerando sólo esas filas de tornillos.

Existen tres mecanismos de agotamiento o modos de fallo para cada casquillo en T equivalente. Para cada uno de estos tres modos de fallo se determinará una resistencia a tracción de cálculo, F_T,i,Rd, con i = 1, 2 ó 3 y de acuerdo con las expresiones de la tabla 61.2.a.

En casos en los que puedan desarrollarse fuerzas de palanca, véase la tabla 61.2.a, la resistencia de cálculo del ala de un casquillo en T equivalente F_T,Rd deberá tomarse como el valor más pequeño de los tres modos de fallo posibles 1, 2 y 3.

En casos en los que no puedan desarrollarse fuerzas de palanca la resistencia de cálculo del ala de un casquillo en T equivalente F_T,Rd deberá tomarse como el valor más pequeño de los dos modos de fallo posibles según la tabla 61.2.a.

Las longitudes eficaces para la chapa frontal se tomarán de la tabla 61.2.b. y los parámetros m, e y e_min vienen definidos en la figura 61.2.b.

En el caso de una fila de tornillos individual Σℓ_eff deberá tomarse igual a la longitud eficaz ℓ_eff tabulada en la tabla 61.2.b para esa fila de tornillos tomada como una fila de tornillos individual.

En el caso de un grupo de filas de tornillos Σℓ_eff deberá tomarse como la suma de todas las longitudes eficaces ℓ_eff tabuladas en la tabla 61.2.b para cada fila de tornillos correspondiente tomada como parte de un grupo de tornillos.

Tabla 61.2.a. Resistencia de cálculo F_T,Rd del ala del casquillo en T

Figura 61.2.b. Modelización de una chapa frontal extendida como casquillos en T equivalentes separados

Tabla 61.2.b. Longitudes eficaces para una chapa frontal

Figura 61.2.c. Valores de α para alas rigidizadas de pilares y chapas frontales

61.2.1. Momento resistente de la unión

Si la sección de empalme está sometida en general a un esfuerzo axil N_Ed, positivo si es de tracción, un cortante V_Ed y un momento flector M_Ed, la comprobación de la unión se realizará según se indica a continuación:

• - Se determinará el valor de F_T,Rd para cada uno de los casquillos en T de acuerdo con lo indicado en este Artículo.
• - El momento M_j,Rd que puede resistir la unión viene dado por:

  

  donde la distancia d_i está definida en la figura 61.2.a.

• - Para que la unión sea segura, deberá cumplirse que M_Ed ≤ M_j,Rd.
• - El método dado en este apartado para determinar el momento resistente de cálculo de una unión M_j,Rd no tiene en cuenta ningún esfuerzo axil coexistente N_Ed en el elemento conectado. Por lo tanto, no deberían ser utilizados si el esfuerzo axil en el elemento conectado supera el 5% de la resistencia plástica de cálculo N_pℓ,Rd de su sección transversal.
• - Si el esfuerzo axil N_Ed en la viga conectada supera el 5% de la resistencia de cálculo, N_pl,Rd, puede emplearse el siguiente método conservador:

  

  donde:

  • - M_j,Rd Momento resistente de cálculo de la unión, suponiendo que no actúa ningún esfuerzo axil.
  • - N_j,Rd Esfuerzo axil resistente de cálculo de la unión, suponiendo que no existe ningún momento aplicado.
• - La resistencia de cálculo a tracción eficaz F_tr,Rd de una fila de tornillos r, como fila de tornillos individual, deberá tomarse como el menor valor de la resistencia de cálculo a tracción para una fila de tornillos individual de los siguientes componentes básicos:
  • - Chapa frontal en flexión: F_T,ep,Rd
  • - Alma de la viga en tracción: F_t,wb,Rd

  En una unión atornillada con chapa frontal, la resistencia de cálculo a tracción del alma de la viga deberá obtenerse a partir de:

  

  La anchura eficaz b_eff,t,wb del alma de la viga a tracción deberá tomarse igual a la longitud eficaz del casquillo en T equivalente que representa la chapa frontal en flexión, obtenida según la tabla 61.2.b, para una fila de tornillos individual o un grupo de tornillos.

• - La resistencia de cálculo a tracción eficaz F_tr,Rd de la fila de tornillos r deberá, si fuera necesario, ser reducida por debajo del valor obtenido anteriormente para asegurar que la suma de las resistencias de cálculo de las filas de tornillos precedentes incluyendo la fila de tornillos r que forma parte del mismo grupo de filas de tornillos, no supera la resistencia de cálculo de dicho grupo en conjunto. Esto deberá comprobarse para los siguientes componentes básicos:
  • - La chapa frontal en flexión: F_T,ep,Rd
  • - El alma de la viga en tracción: F_t,wb,Rd
• - La resistencia de cálculo a tracción eficaz F_tr,Rd de la fila de tornillos r deberá, si fuera necesario, ser reducida por debajo del valor obtenido en el punto anterior para asegurar que, cuando se tienen en cuenta todas las filas de tornillos precedentes incluyendo la fila de tornillos r se cumpla que la resistencia de cálculo total ΣF_T,Rd no supera la resistencia de cálculo del ala y el alma de la viga a compresión F_c,fb,Rd dada por:

  

  donde:

  • - h Canto de la viga conectada.
  • - M_c,Rd Momento resistente de cálculo de la sección transversal de la viga, reducido si es necesario para tener en cuenta el cortante. Para una viga reforzada con un cartabón, M_c,Rd puede calcularse despreciando el ala intermedia.
  • - t_fb Espesor del ala de la viga conectada.

  Si el canto de la viga incluyendo la cartela supera los 600 mm la contribución del alma de la viga a la resistencia de cálculo a compresión deberá limitarse al 20%.

• - El esfuerzo cortante V_Ed que actúa sobre la unión se supondrá resistido por los tornillos trabajando como pertenecientes a una unión de categorías A, B o C.

61.3. Uniones mediante doble casquillo de angular

La unión con doble casquillo de angular, figura 61.3, puede suponerse que es una articulación, tanto si se destina a unir una viga a un soporte como si se destina a unir una viga a una jácena o carrera perpendicular a ella. En general su uso es recomendable siempre que se quiera disponer de una unión articulada en el extremo de una viga.

El único esfuerzo a considerar es la reacción V_Ed de apoyo de la viga en el soporte o carrera, que se supondrá actuando en la cara de contacto de los casquillos con el soporte o carrera.

Si se pretende que la unión sea articulada, la unión de la viga a los casquillos de angular como la de éstos al soporte o a la carrera, puede ser atornillada de categoría A o soldada.

En caso de realizar la unión con tornillos, éstos se dispondrán en la línea de gramil de los angulares. Si en la unión de los casquillos al alma de la viga se disponen n tornillos trabajando a doble cortante y en la unión de los casquillos al soporte o carrera se disponen 2n tornillos idénticos a los anteriores trabajando a simple cortante, sólo es preciso comprobar la primera de dichas uniones, ya que la segunda trabaja en condiciones más favorables.

Para no disminuir la flexibilidad de la unión, si la unión de los casquillos al soporte o carrera se realiza mediante soldadura, sólo deberá soldarse sobre el lado vertical de los casquillos, salvo las prolongaciones de los cordones realizadas de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 59.3.3. En cambio, la soldadura de los casquillos al alma de la viga se realizará con tres cordones en cada casquillo, uno vertical y dos horizontales.

En régimen elástico, el esfuerzo F_Ed en el tornillo más solicitado viene dado por:

en donde (figura 61.3) w es el gramil del angular y b la distancia entre tornillos.

En caso de que la unión de los casquillos al soporte o carrera se realice mediante soldadura, bastará comprobar que:

La unión soldada de los casquillos al alma de la viga se comprobará de acuerdo con lo dispuesto en el apartado 60.2.1.

Figura 61.3

61.4. Uniones mediante soldadura

Se incluyen en este apartado otros tipos de uniones articuladas de vigas a soportes o carreras, realizadas mediante soldadura.

61.4.1. Uniones de vigas mediante soldadura directa del alma

La unión de una viga a otra viga o a un soporte, figura 61.4, utilizando únicamente cordones de soldadura dados en el alma de la viga, puede considerarse, a efectos de cálculo, como una articulación que sólo transmite un esfuerzo cortante V_Ed.

Se recomienda emplear para los dos cordones de esta unión el máximo espesor de garganta a compatible con el espesor de alma t_w, a =0,7t_w, para que la longitud L_w de los mismos sea la menor posible:

Figura 61.4

Para evitar sobrepasar la deformación de rotura en los extremos de los cordones de soldadura, se prohíbe el uso de este tipo de unión cuando resulte ser necesaria una longitud L_w > 14 t_w.

La prohibición anterior no es aplicable cuando la viga que recibe la unión sea lo suficientemente flexible para permitir, sin coacción apreciable, el giro del extremo de la viga apoyada, tal como en el caso (a) de la figura 61.4.

61.5. Apoyo sobre casquillo no rigidizado

Este tipo de unión, figura 61.5, se recomienda como articulación en extremo de vigas o viguetas en su unión a soportes o carreras cuando la reacción a transmitir, V_Ed, no es muy grande.

El casquillo de angular tiene una longitud b medido en dirección normal a la directriz de la viga, y está soldado al soporte o carrera con un cordón de garganta a y longitud b dado sobre la zona del vértice del angular. El cordón que se aplique sobre el borde inferior del ala no se considerará a efectos resistentes.

Figura 61.5

La distancia e libre entre el extremo de la viga y la cara del soporte o carrera debe ser inferior a la suma del espesor del angular más el 50% del valor del radio de acuerdo de éste.

En este tipo de uniones la reacción pasa por el extremo de la viga debido a la débil rigidez a flexión del ala del casquillo, salvo que se empleen casquillos de grandes dimensiones.

Para que la unión sea segura, la reacción a transmitir V_Ed debe ser menor o igual al valor mínimo de entre los tres siguientes:

• - Resistencia del alma de la viga a aplastamiento local:

  

  donde t_f, t_w y r son los espesores de ala y alma de la viga y el radio de acuerdo ala-alma de la misma, y f_y su límite elástico.

• - Resistencia del cordón de soldadura:

  

• - Resistencia a cortante del ala del angular:

  

  donde t es el espesor del ala del angular y f_y su límite elástico.