Este ejemplo de verificación fue preparado en un proyecto conjunto entre Ohio State University e IDEA StatiCa. Los autores se enumeran a continuación:

• Baris Kasapoglu, estudiante de doctorado
• Ali Nassiri, Ph.D.
• Halil Sezen, Ph.D.

4.1. Introducción

A diferencia de las otras uniones de momento cubiertas en este estudio, la unión de momento de ala soldada sin refuerzo-alma atornillada (WUF-B) solo está permitida para su uso en sistemas de pórtico de momento ordinario (OMF). En este estudio, se investigaron cinco uniones WUF-B ensayadas y tres desarrolladas. Utilizando IDEA StatiCa y siguiendo el procedimiento de diseño AISC, se calcularon las capacidades a flexión de las ocho uniones y se compararon los resultados. Uno de los especímenes ensayados fue seleccionado como modelo de referencia para la investigación adicional mediante Abaqus. La curva momento-rotación fue calculada para el modelo de referencia utilizando tanto IDEA StatiCa como Abaqus, y las curvas calculadas se compararon con la medida presentada en el informe de ensayo. Además, se investigó en detalle el efecto de diferentes tipos de tornillos. 

4.2 Estudio Experimental

Siete pares idénticos de uniones de momento WUF-B fueron evaluados de acuerdo con el Protocolo de Ensayo SAC Fase 2 (SAC, 1997) por Lee et al. (1999) en la Universidad de Lehigh como parte del programa SAC Fase II. Cinco especímenes ensayados fueron seleccionados para ser investigados en este estudio, mientras que uno de ellos fue elegido como modelo de referencia. Las propiedades de los especímenes se presentan en la Tabla 4.1. El modelo de referencia consiste en una viga W24x68 y una columna W14x120, seis tornillos A325 de deslizamiento crítico (SC) con un diámetro de 7/8 in., placa de cortante de 3/8 in. de espesor y placa de continuidad de 5/8 in. de espesor. La variación 1, variación 2 y variación 3 tienen una viga idéntica W30x99, placa de cortante con un espesor de 1/2 in., placa de continuidad con un espesor de 3/4 in., y ocho tornillos A325 de deslizamiento crítico (SC) con un diámetro de 1 in., mientras que los tamaños de las columnas son W14x145, W14x176 y W14x257, respectivamente. La variación 4 tiene una viga W36x150 y una columna W14x257, diez tornillos A325 de apoyo de 1 in. de diámetro con roscas excluidas de los planos de cortante, placa de cortante de 5/8 in. de espesor y placa de continuidad de 1 in. de espesor.

Tabla 4.1: Propiedades de los especímenes WUF-B (Lee et al., 1999)

La longitud entre los apoyos de la columna es de 144 in., y la distancia desde la cara de la columna hasta el actuador es de 134,9 in. La configuración del ensayo y las configuraciones de las cinco uniones se presentan en las Figuras 4.1 a 4.3.

Figura 4.1: Izquierda) Configuración del ensayo; Derecha) configuración del modelo de referencia (Lee et al., 1999)

Figura 4.2: Izquierda) Configuración de la variación 1; Derecha) configuración de la variación 2 (Lee et al., 1999)

Figura 4.3: Izquierda) Configuración de la variación 3; Derecha) configuración de la variación 4 (Lee et al., 1999)

Las propiedades de los materiales obtenidas mediante ensayos de probetas para el ala de la viga, el ala de la columna, la placa de cortante y la placa de continuidad se presentan en la Tabla 4.2.

Tabla 4.2: Propiedades de los materiales medidas de los especímenes WUF-B seleccionados (Lee et al., 1999)

De acuerdo con los ensayos experimentales, la zona del panel del modelo de referencia comenzó a fluir en los ciclos de deriva del 0,75%. La fluencia en las alas de la viga comenzó en los ciclos de deriva del 1%, y se observó el desgarro del ala de la viga en el segundo ciclo al 3% de deriva (véase la Figura 4.4). De manera similar, se observó la primera fluencia por cortante en la zona del panel de la variación 1 en los ciclos de deriva de 0,5. La fluencia en la zona del panel se extendió durante los ciclos de deriva de 1,5. Durante los ciclos de deriva del 3%, se produjo una rótula plástica en esta zona y se observó fractura en la zona k de la columna (véase la Figura 4.5). En cuanto a la variación 2, se informó que la zona del panel comenzó a fluir en los ciclos de deriva del 1%, y se extendió durante los ciclos posteriores. Durante los ciclos de deriva del 2%, las alas de la viga fluyeron. Se produjo una pequeña grieta en las alas de la viga en los ciclos de deriva del 3% y se observó fractura en el ala superior de la viga en el primer ciclo de deriva del 4% (véase la Figura 4.6).

Figura 4.4: Izquierda) Modelo de referencia tras el ensayo; Derecha) relación momento-rotación plástica total (Lee et al., 1999)

Figura 4.5: Izquierda) Variación 1 tras el ensayo; Derecha) relación momento-rotación plástica total (Lee et al., 1999)

Figura 4.6: Izquierda) Variación 2 tras el ensayo; Derecha) relación momento-rotación plástica total (Lee et al., 1999)

A diferencia de los tres primeros especímenes ensayados, la primera fluencia se formó en las alas de la viga durante los ciclos de deriva del 1%, y se observaron pequeñas grietas en esta zona en los ciclos de deriva de 1,5 durante el ensayo de la variación 3. La zona del panel comenzó a fluir durante los ciclos de deriva del 2% y se observó desgarro dúctil en el ala superior de la viga en los ciclos de deriva del 2% (véase la Figura 4.7).

Figura 4.7: Izquierda) Variación 3 tras el ensayo; Derecha) relación momento-rotación plástica total (Lee et al., 1999)

Para la variación 4, se indicó en el informe de ensayo que la primera fluencia ocurrió en la zona del panel en los ciclos de deriva de 0,75. Las alas de la viga fluyeron en los ciclos de deriva del 1%, y se observaron pequeñas grietas cerca del agujero de acceso a la soldadura de las alas de la viga en los ciclos de deriva del 2%. Se observaron fracturas en las alas de la viga durante los ciclos de deriva del 3% (véase la Figura 4.8).

Figura 4.8: Izquierda) Variación 4 tras el ensayo; Derecha) relación momento-rotación plástica total (Lee et al., 1999)

4.3 Cálculos de Diseño Normativo

Se realizaron las verificaciones normativas de diseño y se determinaron los modos de fallo para las uniones de momento WUF-W siguiendo los requisitos de AISC 341 (2016) y AISC 360 (2016). De acuerdo con la Sección D.2 del AISC 341, las uniones atornilladas con un coeficiente de deslizamiento mínimo de 0,30 pueden diseñarse como juntas de apoyo pretensadas. Dado que el análisis previo de los especímenes ensayados realizado con IDEA StatiCa mostró que el estado límite determinante es la resistencia de los tornillos en uniones de deslizamiento crítico para el modelo de referencia, la variación 2 y la variación 3, se desarrollaron tres variaciones adicionales a partir de esas uniones ensayadas cambiando los tipos de tornillos de deslizamiento crítico (SC) a tipo apoyo con roscas excluidas del plano de cortante. El número de los tres especímenes desarrollados fue nombrado añadiendo ".X" a los nombres iniciales, que se presentaron en la Tabla 4.2, (p. ej., modelo de referencia.X a partir del modelo de referencia), mientras que los nombres de los tres especímenes ensayados fueron actualizados añadiendo ".SC" a sus nombres iniciales (p. ej., modelo de referencia.SC a partir del modelo de referencia, véase la Tabla 4.3 para los nombres actualizados).

Las siguientes verificaciones de diseño fueron identificadas para las uniones de momento WUF-B a partir de AISC 341 (2016) y AISC 360 (2016).

• Agujero de acceso a la soldadura                                                                          (AWS (2016) D1.8/D1.8M)
• Verificación de la resistencia a flexión de la columna                                                   (AISC 360 (2016), Ec. F2-1)
• Verificación de la resistencia a cortante de la zona del panel                                                 (AISC 341 (2016), J10-11)
• Verificación de los requisitos de la placa de continuidad                                           (AISC 341 (2016), Sec. E3.6f)
• Verificación de la fluencia por cortante en la viga                                                     (AISC 360 (2016), Ec. J4-3)
• Verificación de la resistencia de la soldadura entre la placa de cortante y la columna                (AISC 360 (2016), Ec. J4-2)
• Verificación de la resistencia a cortante de los tornillos                                                             (AISC 360 (2016), Ec. J3-6a)
• Verificación del ala de la viga a ala de la columna                                            (AISC 341 (2016), Sec E1.6)
• Agujero de acceso a la soldadura                                                                            (AWS (2016) D1.8/D1.8M)

Dado que la resistencia de los tornillos de los especímenes ensayados no fue medida ni proporcionada en el informe, se asumió que los tornillos A325 de deslizamiento crítico tienen superficies de clase A con un coeficiente de deslizamiento de 0,3, y los valores nominales dados por la Tabla J3 del AISC fueron utilizados para la resistencia a tracción nominal (\(f_{nt} = 90\) \(ksi\)) y la resistencia a cortante  (\(f_{nv} = 68\) \(ksi\)) para los tornillos A325 de tipo apoyo. El resumen de las verificaciones de diseño se presenta en la Tabla 4.3.

Tabla 4.3: Verificaciones de diseño para uniones de momento WUF-W

El modo de fallo de los especímenes puede predecirse calculando la resistencia de los siguientes estados límite y determinando el determinante comparándolos con la resistencia requerida calculada a partir del análisis estructural que representa las condiciones del ensayo:

1. Resistencia a flexión plástica de la columna
2. Resistencia a flexión plástica de la viga
3. Resistencia a flexión correspondiente a la capacidad de resistencia a cortante inelástica de la zona del panel

El momento plástico resistente de la viga y la columna en la ubicación de la rótula plástica (\(M_{by@ph}\) y (\(M_{cy@ph}\)) se calculan de la siguiente manera:

        \(M_{b@ph}\) = \(F_{yb}Z_{bx}\)                                                          (4.1)

     \(M_{b@ph}\) = \(F_{yc}Z_{cx}\)                                                              (4.2)

donde \(F_{yb}\) es la tensión de fluencia de la viga, \(Z_{bx}\) es el módulo resistente plástico de la viga, \(F_{yc}\) es la tensión de fluencia de la columna, y \(Z_{cx}\) es el módulo resistente plástico de la columna. La resistencia a cortante inelástica de la zona del panel, \(R_{npz}\), se calcula con la suposición de que la resistencia axial requerida de la columna es menor o igual al 75% de su resistencia a fluencia axial de acuerdo con la Sección J10 del AISC 360 (2016) de la siguiente manera:

 \(R_{npz} = (1.0)(0.6)F_{yc}d_{c}t_{cw}(1+\frac{{3b_{cf}t_{cf}}^2}{d_{c}d_{b}t_{cw}})\)                     (4.3)

donde \(d_{c}\) es el canto de la columna, \(t_{cw}\) es el espesor del alma de la columna, \(b_{cf}\) es el ancho del ala de la columna, \(t_{cf}\) es el espesor del ala de la columna, \(d_{b}\) es el canto de la viga.

La capacidad de resistencia a flexión de la zona del panel en el eje de la columna, \(M_{npz}\), puede calcularse considerando el cortante de planta de la columna actuando en dirección opuesta como se muestra en la Figura 4.9 de la siguiente manera:

  \(M_{npz} = (R_{npz} + V_{c})(d_{b} - t_{bf})\)                                     (4.4)

donde \(V_{c}\) es la fuerza cortante de la columna, \(d_{b}\) es el canto de la viga, \(t_{bf}\) es el espesor del ala de la viga. La capacidad de resistencia a flexión de la zona del panel en la cara de la columna, \(M_{npz@foc}\), puede calcularse restando el momento adicional debido a la carga gravitatoria desde la cara de la columna hasta el eje de la columna de la siguiente manera:

 \(M_{npz@foc} = M_{npz} - V_{grav}\frac{d_{c}}{2}\)     

donde \(V_{grav}\) es la fuerza gravitatoria en la ubicación de la rótula plástica de la viga.                                       

Figura 4.9: Fuerzas en la zona del panel (AISC 360, 2016)

Para calcular la respuesta de los especímenes, se desarrolló un modelo SAP2000 que representa la configuración del ensayo. Se asume que los apoyos de la columna son uniones articuladas. Para el modelo de referencia, el modelo SAP2000 desarrollado y el diagrama de momentos calculado correspondiente a una carga vertical de 10 kips en el extremo de la viga se ilustran en la Figura 4.10.

Figura 4.10: Izquierda) Modelo SAP2000; Derecha) Diagrama de momentos

Las respuestas de momento de la viga y la columna en sus ejes (\(M_{bu@cc}\) y \(M_{cu@cc}\)) se obtuvieron del modelo SAP2000, y los valores de momento correspondientes en las caras de los elementos (es decir, \(M_{bu@foc}\) y \(M_{cu@foc}\)) se calcularon de la siguiente manera:

\(M_{bu@foc} = (M_{bu@cc} - V_{ub})\frac{d_{b}}{2}\)                                     (4.5)

\(M_{cu@foc} = (M_{cu@cc} - V_{uc})\frac{d_{c}}{2}\)                                      (4.6)

donde \(V_{ub}\) es la fuerza cortante calculada de la viga y \(V_{uc}\) es la fuerza cortante calculada de la columna. Se asume que la rótula plástica en la viga se forma en la cara de la columna, y la rótula plástica en la columna ocurre en la cara de la viga. Las capacidades de resistencia a flexión calculadas de la zona del panel y la viga en la cara de la columna (es decir, \(M_{npz@foc}\) y \(M_{b@ph}\)), y la capacidad de resistencia a flexión de la columna en la cara de la viga (\(M_{c@ph}\)) se presentan en la Tabla 4.4. Además, el análisis SAP2000 se realizó para cada unión de manera que la viga alcance su capacidad de momento plástico resistente debido a la fuerza cortante aplicada en el extremo de la viga que representa el actuador. Las respuestas de momento calculadas de la columna y la viga en las caras de los elementos (es decir, \(M_{cu@foc}\), \(M_{bu@foc}\)) también se presentan en la Tabla 4.4. Estos valores fueron comparados entre sí y se determinó el estado límite determinante.

Tabla 4.4: Resumen de los cálculos de capacidad

Los modos de fallo del modelo de referencia.SC, la variación 1 y el modelo de referencia.X son la resistencia de la zona del panel, mientras que la resistencia a flexión plástica de la viga es el estado límite determinante para el resto de los especímenes.

4.4 Análisis con IDEA StatiCa

Las ocho uniones de momento WUF-B descritas en la sección anterior fueron modeladas en IDEA StatiCa con el propósito de simular el comportamiento de los experimentos. Las propiedades de los materiales medidas en los ensayos de probetas proporcionadas en Lee et al. (1999) fueron utilizadas en el software IDEA StatiCa y los factores de resistencia se establecieron en 1,0. Utilizando el tipo de análisis tensión-deformación en IDEA StatiCa (es decir, EPS), se identificaron las capacidades de momento y los modos de fallo de las uniones. Para el modelo de referencia, la relación momento-rotación fue calculada utilizando el tipo de análisis de rigidez de la unión (es decir, ST) en el software IDEA StatiCa.

4.4.1 Análisis del Modelo de Referencia.SC

El modelo de IDEA StatiCa fue desarrollado para el modelo de referencia.SC utilizando las propiedades de los materiales medidas (Tabla 4.2). Los coeficientes de sobreresistencia, \(R_{y}\) y \(F_{t}\), y todos los factores de resistencia LRFD se establecieron en 1,0. Para obtener las cargas en el eje de la columna, se creó un modelo de pórtico viga-columna en SAP2000 con las longitudes de la columna y la viga en la configuración del ensayo (véase la Figura 4.10). Se asignaron uniones articuladas en ambos extremos de la columna, y se aplicó una fuerza cortante de 10 kips a una distancia de 134,9 in. desde la cara de la columna. Las cargas nodales calculadas se aplicaron al modelo de IDEA StatiCa en la posición de la viga igual a cero (eje de la columna) activando la opción "cargas en equilibrio". Para el cálculo de la capacidad, las cargas se incrementaron gradualmente hasta que se alcanzó cualquiera de los siguientes criterios:

1. 5% de deformación plástica en las placas (viga, columna, placa de cortante, placa de continuidad)
2. 100% de la capacidad resistente de los tornillos
3. 100% de la capacidad resistente de las soldaduras

Cuando la fuerza cortante y el momento correspondiente alcanzaron 47,60 kips y 6.770 kips-in., respectivamente, se alcanzó la capacidad resistente de los tornillos y la deformación plástica media calculada en las alas de la viga es del 3,2% (Figura 4.11). Utilizando el análisis "ST", se calculó la relación momento-rotación que se muestra en la Figura 4.12. Nótese que en el análisis "ST", la columna está empotrada en ambos extremos, lo que puede dar lugar a diferencias entre la resistencia a flexión obtenida por el análisis "EPS" con cargas en equilibrio.

Figura 4.11: Modelo de IDEA StatiCa para el modelo de referencia.SC bajo el momento de 6.770 kips-in.

Figura 4.12: Relación momento-rotación para el modelo de referencia.SC

4.4.2 Análisis de la Variación 1

Siguiendo el mismo procedimiento descrito para el modelo de referencia.SC, se desarrolló el modelo de IDEA StatiCa para la variación 1 con tornillos de deslizamiento crítico. Se observó a partir de la carga incremental que cuando la fuerza cortante y el momento correspondiente fueron 82,20 kips y 11.700 kips-in., respectivamente, el alma de la viga alcanzó el límite de deformación plástica del 5%, mientras que se alcanzaron deformaciones plásticas del 4,6% y 4,0% en las alas de la viga y el alma de la columna, respectivamente (Figura 4.13).  

Figura 4.13: Modelo de IDEA StatiCa para la variación 1 bajo el momento de 11.700 kips-in.

 4.4.3 Análisis de la Variación 2.SC

Siguiendo el mismo procedimiento descrito en las dos secciones anteriores, se realizó el análisis de IDEA StatiCa para la variación 2.SC. Se observó que la capacidad resistente de los tornillos se alcanzó cuando la fuerza cortante y el momento correspondiente fueron 90,0 kips y 12.800 kips-in., respectivamente (Figura 4.14).

Figura 4.14: Modelo de IDEA StatiCa para la variación 2 bajo el momento de 12.800 kips-in.

4.4.4 Análisis de la Variación 3.SC

Siguiendo el mismo procedimiento, la capacidad de resistencia a flexión de la variación 3.SC se obtuvo utilizando IDEA StatiCa. Cuando la fuerza cortante y el momento correspondiente alcanzaron 87,90 kips y 12.500 kip-in., respectivamente, se alcanzó la capacidad resistente de los tornillos de deslizamiento crítico (Figura 4.15).

Figura 4.15: Modelo de IDEA StatiCa para la variación 3 bajo el momento de 12.500 kips-in.

4.4.5 Análisis de la Variación 4

Se realizó el análisis de IDEA StatiCa para la variación 4 siguiendo el mismo procedimiento. El análisis de IDEA StatiCa mostró que el límite de deformación plástica del 5% se alcanzó en el alma de la viga y se calculó una deformación plástica del 3,8% en el ala superior de la viga cuando se alcanzaron la fuerza cortante de 156,60 kips y el momento correspondiente de 22.270 kips-in. (Figura 4.16).

Figura 4.16: Modelo de IDEA StatiCa para la variación 4 bajo el momento de 22.270 kips-in.

4.4.6 Análisis del Modelo de Referencia.X

El modelo de IDEA StatiCa para el modelo de referencia.X fue desarrollado a partir del modelo de referencia.SC cambiando los tipos de tornillos de deslizamiento crítico a tornillos de apoyo. Se sigue el mismo procedimiento y se calculó la capacidad a flexión del espécimen. Se observó que se calculó una deformación plástica del 5% en el ala superior de la viga cuando se alcanzaron la fuerza cortante de 48,00 kips y el momento correspondiente de 6.830 kip-in. (véase la Figura 4.17). Esto es un XX% superior al modelo de referencia.SC.

Figura 4.17: Modelo de IDEA StatiCa para el modelo de referencia.X bajo el momento de 6.830 kips-in.

4.4.7 Análisis de la Variación 2.X

El modelo de IDEA StatiCa para la variación 2.X fue desarrollado a partir de la variación 2.SC cambiando el tipo de tornillo. Se observó que se alcanzó una deformación plástica del 5% en el alma superior de la viga cuando se aplicaron la fuerza cortante de 97,00 kips y el momento correspondiente de 13.800 kip-in. (véase la Figura 4.18). Además, se calculó una deformación plástica del 4,8% en el ala superior de la viga. Esto es un XX% superior al modelo 2.SC.

Figura 4.18: Modelo de IDEA StatiCa para el modelo de variación 2.X bajo el momento de 13.800 kips-in.

4.4.8 Análisis de la Variación 3.X

El modelo de IDEA StatiCa para la variación 3.X fue desarrollado a partir de la variación 3.SC siguiendo los mismos pasos explicados en las dos secciones anteriores. Se observó que se alcanzó el límite de deformación plástica del 5% en el alma de la viga mientras que se calculó una deformación plástica del 4,9% en el ala superior de la viga cuando la fuerza cortante y el momento correspondiente alcanzaron 98,20 kips y 13.970 kip-in., respectivamente (véase la Figura 4.19). Esto es un XX% superior al modelo 3.SC.

Figura 4.19: Modelo de IDEA StatiCa para la variación 3.X bajo el momento de 13.970 kips-in.

Se analizaron ocho uniones de momento WUF-W utilizando IDEA StatiCa y se calcularon sus capacidades de momento en el eje de la columna. Las capacidades de momento en la cara de la columna se calcularon utilizando la Ec. 4.7 y se presentan en la Tabla 4.5.

\(M_{y@foc} = M_{y@cc} - V\frac{d_{c}}{2}\)                                                      (4.7)

donde \(M_{y@foc}\) es la capacidad de momento en la cara de la columna, \(M_{y@cc}\) es la capacidad de momento en el eje de la columna, \(V\) es la fuerza cortante, y \(d_{c}\) es el canto de la columna.

Tabla 4.5: Capacidades de momento calculadas por IDEA StatiCa

4.5. Análisis con ABAQUS

En esta sección, el modelo de referencia desarrollado en la Sección 4.4.1 fue construido nuevamente utilizando el software ABAQUS (versión 2022) para el análisis de elementos finitos y los resultados fueron comparados con IDEA StatiCa. El modelo CAD para el análisis de elementos finitos fue generado utilizando la plataforma de visualización de IDEA StatiCa. Los seis tornillos y las 28 líneas de soldadura que conectaban todo el conjunto fueron añadidos manualmente utilizando la interfaz CAD en ABAQUS. La carga vertical de 47,6 kips y el momento correspondiente de 6.770 kips-in. (alrededor del eje Y) fueron aplicados a un punto de referencia definido (es decir, RF₁) en el eje de la columna como se muestra en la Figura 4.20. La longitud analítica de la columna en IDEA StatiCa es de 175,95 in. Por lo tanto, para reproducir la longitud idéntica de la columna en ABAQUS, se introdujeron otros dos puntos de referencia (es decir, RF₂ y RF₃) a 87,975 in. del centro de la columna a lo largo del eje Z en ambas direcciones (véase la Figura 4.20). Estos dos puntos de referencia estaban fijos en todas las direcciones y estaban conectados a las caras superior e inferior de la columna utilizando el módulo de construcción de conectores en ABAQUS. Para replicar la transferencia de fuerza cortante por fricción en los tornillos en IDEA StatiCa, se aplicó una carga de pretensado en ABAQUS a lo largo del eje de cada vástago de tornillo. En ABAQUS, el tamaño del elemento se eligió entre 0,1 y 0,4 in. tras el análisis rutinario de sensibilidad de malla, y se generaron un total de 310.451 elementos en el modelo. Se seleccionó el elemento sólido 3D de ladrillo lineal de 8 nodos con integración reducida (es decir, C3D8R) como tipo de elemento.

Figura 4.20: Configuración del modelo y densidad de malla en ABAQUS

La restricción de unión fue aplicada entre las líneas de soldadura y las partes conectadas. El comportamiento del material fue modelado utilizando plasticidad bilineal en ABAQUS. Otros parámetros, incluyendo la densidad, el módulo elástico y el coeficiente de Poisson, fueron tomados de la biblioteca de materiales de IDEA StatiCa. La simulación numérica se llevó a cabo en cuatro procesadores (Intel Xenon ® CPU E5-2698 v4 @ 2,20GHz) y tardó aproximadamente 270 minutos en completarse. La Figura 4.21 compara la tensión de von Mises predicha entre IDEA StatiCa y ABAQUS.

Figura 4.21: Comparación de la tensión de von Mises calculada entre los modelos de IDEA StatiCa y ABAQUS

La tensión máxima predicha en IDEA StatiCa fue de 46,2 ksi en el alma de la columna (nótese que la leyenda de IDEA StatiCa muestra los datos de diseño), mientras que el modelo ABAQUS muestra una tensión máxima de 46,8 ksi en la misma ubicación. La tensión máxima de 51,8 ksi en la leyenda de ABAQUS pertenece a la línea de soldadura frontal que conecta la placa de cortante a la columna. La ligera diferencia en la distribución de tensiones se debe probablemente a la consideración de la longitud de la columna en ABAQUS y la forma en que se aplicaron las condiciones de contorno, la utilización de una malla más fina en el análisis de elementos finitos y el modelo CAD simplificado en IDEA StatiCa. Nótese que los autores realizaron un análisis rutinario de sensibilidad de malla para el modelo de IDEA StatiCa y se observaron algunas inconsistencias en los resultados.

La deformación plástica máxima calculada en IDEA StatiCa y ABAQUS fue del 2,3% y 2,9%, respectivamente (ambas en el ala superior de la viga). Además, la región de deformación plástica predicha por IDEA StatiCa fue consistente con el mapa de fluencia calculado en ABAQUS (es decir, la fila inferior en la Figura 4.22). Además, los resultados de ABAQUS muestran que los tornillos también experimentaban deformación plástica.

Figura 4.22: Fila superior) Comparación de la deformación plástica calculada entre los modelos de IDEA StatiCa y ABAQUS; fila inferior) Comparación del mapa de fluencia entre IDEA StatiCa y ABAQUS

La Figura 4.23 muestra la comparación de la curva momento-rotación entre los dos programas con respecto al eje de la columna. Nótese que en la Figura 4.23, para obtener la rotación total mediante IDEA StatiCa (mostrada por la línea naranja discontinua), la rotación lineal de la viga en el eje de la columna fue calculada utilizando SAP2000 y luego añadida a la curva de rotación plástica predeterminada reportada por IDEA StatiCa (mostrada por la línea naranja continua). Ambos modelos ofrecen estimaciones comparables de la rigidez inicial. La pequeña discrepancia podría estar asociada con la diferencia en los tipos de elementos (es decir, elemento sólido en ABAQUS frente a elemento de lámina en IDEA StatiCa) y el empleo de la restricción de unión en ABAQUS para representar las soldaduras.

Figura 4.23: Comparación momento-rotación entre IDEA StatiCa y ABAQUS

4.6 Resumen y Comparación de Resultados

Las ocho uniones de momento WUF-B fueron investigadas utilizando IDEA StatiCa y siguiendo el procedimiento de diseño AISC. Además, los resultados del modelo de referencia de IDEA StatiCa (es decir, SC) fueron comparados con los del modelo equivalente de ABAQUS.

Durante el ensayo del modelo de referencia.SC, el espécimen falló debido al desgarro del ala de la viga, mientras que el estado límite determinante calculado mediante el procedimiento AISC es la resistencia de la zona del panel, que es un 8% inferior a la resistencia de la viga. El análisis de IDEA StatiCa para el modelo de referencia.SC calculó el modo de fallo como resistencia al deslizamiento de los tornillos. Por otro lado, el modelo de IDEA StatiCa del modelo de referencia.X falló debido al ala de la viga, ya que el tipo de tornillo fue cambiado al tipo de apoyo desde el deslizamiento crítico, como permite el AISC 341 para las uniones de momento. Además, la relación momento-rotación plástica calculada utilizando IDEA StatiCa fue comparada con la curva proporcionada en el informe de ensayo como se ilustra en la Figura 4.24.

Figura 4.24: Comparación momento-rotación para el modelo de referencia.SC con una vista ampliada a la derecha

Para la variación 1, se indica en el informe de ensayo que se produjo una rótula plástica en la zona del panel. El mismo modo de fallo fue calculado mediante el procedimiento AISC. Por otro lado, el análisis de IDEA StatiCa mostró que el espécimen alcanzó su capacidad debido al alma de la viga con un 5% de deformación plástica, mientras que se calculó un 4% de deformación plástica en la zona del panel.

En cuanto a la variación 2.SC, se reportó la fractura del ala de la viga como modo de fallo del espécimen. De manera similar, el procedimiento AISC calculó el mismo modo de fallo. El modelo de IDEA StatiCa para la variación 2.SC mostró que el modo de fallo es la resistencia al deslizamiento de los tornillos, mientras que el análisis de IDEA StatiCa realizado para la variación 2.X calculó el mismo modo de fallo que el ensayo y el procedimiento AISC.

Para la variación 3.SC, se reportó desgarro dúctil durante el experimento. El mismo modo de fallo fue calculado siguiendo el procedimiento AISC. El modelo de IDEA StatiCa para la variación 3.SC mostró que se alcanzó la resistencia al deslizamiento de los tornillos, mientras que el desarrollado para la variación 3.X mostró que el espécimen alcanzó su capacidad debido a la resistencia a flexión de la viga, tal como fue observado por el procedimiento AISC y durante el experimento.

En cuanto a la variación 4, la observación del ensayo, el procedimiento AISC y el análisis de IDEA StatiCa calcularon los mismos modos de fallo. La capacidad de momento a flexión siguiendo IDEA StatiCa fue calculada como 20.656 kips-in., mientras que se calcula como 24.286 kips-in. utilizando el procedimiento AISC. Las capacidades de momento a flexión calculadas de los ocho especímenes con IDEA StatiCa y siguiendo el procedimiento AISC se presentan en la Figura 4.25.

Figura 4.25: Capacidades de momento calculadas por IDEA StatiCa y el procedimiento AISC

Por favor, añada algunos comentarios al final – p. ej., IDEA StatiCa muestra resultados consistentemente seguros en comparación con los resultados experimentales y los procedimientos AISC. Aunque se diseñan tornillos de deslizamiento crítico, pueden verificarse utilizando tornillos de apoyo en IDEA StatiCa, aprovechando su resistencia de apoyo post-deslizamiento.

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Referencias

Lee, K. H., Stojadinovic, B., Goel, S. C., Margarian, A. G., Choi, J., Wongkaew, A., Reyher, B. P., and Lee, D. Y. (2002). Parametric Tests on Unreinforced Connections, Volume I-Final Report. SAC/BD-00/01.

AISC 360 (2016), "Specification for Structural Steel Buildings," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 360-16, Chicago, Illinois.

AISC 341 (2016), "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 341-16, Chicago, Illinois.

AWS D1.8/D1.8M (2016) Structural Welding Code—Seismic Supplement AWS B4.0:2007 Standard Methods for Mechanical Testing of Welds