13-placa de anclaje

MEMORIA DE CÁLCULO ESTRUCTURA METÁLICA

PEDRO R. LAGUNA LUQUE - 100 -

13.- CALCULO DE LAS PLACAS DE ANCLAJE

Debido a que los pilares metálicos no podrían asentarse directamente sobre el

hormigón de la cimentación ya que esta no resistiría las tensiones transmitidas, se

dispondrán unas placas metálicas entre pilar y cimiento. Su misión fundamental será la

de disminuir las tensiones para que puedan ser admisibles para el hormigón. La unión

de la placa con la zapata se realizará mediante pernos de anclaje embebidos en el

hormigón, los cuales inmovilizarán el pilar ante posibles tracciones.

Para el cálculo de este apartado recurriremos a el método recogido en el libro “La

Estructura Metálica Hoy”, Tomo Primero, Volumen Primero, de D. Ramón Argüelles

Álvarez.

Calcularemos tres tipos de placas de anclaje diferentes, a saber:

- Placa de anclaje para pilares de los pórticos (HEB-220)

- Placa de anclaje para los pilares del forjado y pilarillos (HEB-160)

Por lo tanto escogeremos los pilares de cada clase sobre los que actúan las

acciones más desfavorables.



2,

,

cmkg07,1705,1

1,255===

=

c

ckhormadm

cdhormadm

ff

γσ

σ

2cmkg24,549.315,1

63,081.4===

s

ykyd

ff

γ

13.1.- Placa de anclaje de los pilares de los pórticos

13.1.1.- Valoración de las acciones

Las acciones que actúan en la base de los pilares son las proporcionadas por los

listados de CYPE, estando mayoradas según las hipótesis de carga expuestas en el

apartado 3.1.5 de la NBE EA-95. En dichos listados podemos observar que el pilar

extremo más solicitado, es el derecho del pórtico B (pilar 12-13):

Desponderamos las acciones mediante un coeficiente intermedio, ϕ = 1,4.

El hormigón que utilizaremos para las zapatas corresponde a un H-25, cuya

resistencia característica es fck = 25 MPa según la EHE. Utilizaremos además los

valores de los coeficientes de minoración de la resistencia del hormigón (γc = 1,5) y del

acero (γs = 1,15), así como el coeficiente de mayoración de acciones (γf = 1,6). Los dos

primeros son función del material y de la situación del proyecto, ya sea persistente o

accidental, mientras que el tercero lo será del tipo de acción, así como del nivel del

control de ejecución.

Considerando estos coeficientes, la tensión admisible del hormigón a la

compresión será:

Para los pernos de anclaje se utilizará un acero B-400S con una resistencia

característica fyk = 400 MPa, siendo su resistencia de cálculo:

t7569,4t9729,6

mt9573,13

=

=

⋅=

∗

∗

∗

TNM

kg79,397.3t40,34,1

7569,4

kg64,980.4t98,44,1

9729,6

cmkg950.996mt97,94,1

9573,13

*

====

====

⋅=⋅===

∗

∗

ϕ

ϕ

ϕ

TT

NN

MM



13.1.2.- Cálculo de las dimensiones de la placa

Para predimensionar el lado b de la placa, tomamos, por buena práctica

constructiva, un vuelo entre 10 cm y 20 cm. Por tanto escogeremos un vuelo a cada lado

del perfil de 16 cm:

Para la determinación de a, se procede aplicando la siguiente expresión, obtenida

a partir de las ecuaciones de equilibrio de la placa:

Aproximaremos dicha dimensión por exceso a 56 cm, ya que no es conveniente

que “a” sea menor que “b” y una dimensión igual provocaría que se sobrepasase la

tensión admisible del hormigón.

A continuación se comprueba que una placa con estas dimensiones, no transmite

al cimiento una tensión mayor que la que el hormigón puede soportar. Para ello,

calculamos en primer lugar la excentricidad de esfuerzos en la base del pilar. Esto nos

dará idea del tipo de distribución de esfuerzos a que podemos asemejar el caso a

estudio.

cm16,20064,980.4

950.996

0

00 ===

NMe

( ) cm5416222 =⋅+=b

cm67,2507,17054725,0

07,170950.996549,264,980.449,064,980.47,0

725,09,249,07,0

2

2

=⋅⋅

⋅⋅⋅+⋅+⋅=

⋅⋅⋅⋅⋅+⋅+⋅

=

a

bMbNN

aadm

adm

σσ



σ

hormadmc ,* σσ ≤

−⋅⋅⋅

−+⋅

=gaba

gaeNc

87

4

2od*σ

2* cmkg06,574,8

856754

456

4,82

5616,20002,969.7=

−⋅⋅⋅

−+⋅

=cσ

cm4,85615,015,0 =⋅=⋅= ag

Por lo tanto, e0 > a/2, con lo cual la resultante se sale fuera de la placa. Como el

descentramiento es grande, se admite una ley de repartición uniforme en una zona x (ver

figura) próxima al borde comprimido, de valor σc, cuya amplitud debe ser la cuarta

parte de la longitud de la placa “a”. Esta hipótesis está permitida por la norma,

pudiéndose aplicar a casos de estructuras con fuerte excentricidad.

Para que las dimensiones adoptadas sean válidas, se habrá de cumplir:

El cálculo de σc*, viene dado por la siguiente expresión obtenida de las ecuaciones

de equilibrio:

Las acciones mayoradas según el coeficiente de ponderación de las acciones,

serán:

Siendo la distancia de las tracciones al borde libre:

Sustituyendo obtenemos:

kg46,436.5t44,56,140,3γ

kg02,969.7t97,76,198,4γ

cmkg120.595.1mt95,156,197,9γ

==⋅=⋅=

==⋅=⋅=

⋅=⋅=⋅=⋅=

fd

fd

fd

QT

NN

MM



2,

2* cmkg07,170cmkg06,57 =≤= hormadmc σσ

( ) ( )

( ) ( ) cmkg55,851.306,578

54222548

2

cmkg68,303.706,5782254

8**

2*

2*

⋅=⋅−⋅⋅

=⋅−⋅⋅

=

⋅=⋅−

=⋅−

=

cvano

cvoladizo

bdbM

dbM

σ

σ

Por lo tanto

CUMPLE

13.1.3.- Cálculo de las cartelas

La placa habrá de soportar la presión σc*, y para ello deberá tener un espesor

suficiente para que no se produzca su rotura. Una vez determinado, se hará necesaria la

disposición de cartelas que reduzcan sensiblemente dicha magnitud.

Para el cálculo del espesor recurriremos a considerar la placa como una serie de

rebanadas de 1 cm de ancho y que se encuentran apoyadas en las cartelas.

Así pues:

Escogeremos el valor mayor de los dos, debiendo cumplirse, que la tensión de la

placa debida al momento flector sea menor que el límite de fluencia del acero.

Despejando el espesor, obtenemos:

fvoladizo

tM σσ ≤⋅

⋅= 2

**

16

cm11,4600.2

68,303.766 *

=⋅

=⋅

=f

voladizoMtσ



Con la finalidad de disminuir este espesor, se proyecta la colocación de dos

cartelas, lo que a efectos de cálculo aumentará el módulo resistente del conjunto y por

tanto, disminuirán las tensiones.

El valor del espesor de la placa pasará a ser de 3 cm, siendo las dimensiones del

conjunto, las que se muestran en la siguiente figura:

El módulo resistente de la nueva disposición será:

Las coordenadas del centro de gravedad del conjunto son:

El momento de inercia con respecto a los ejes principales lo obtendremos

aplicando el teorema de Steiner:

Por último la distancia del centro de gravedad a la fibra más alejada es la

siguiente:

maxyIW z

z =

01 =⋅

=∑=

T

n

iiGi

G A

AzZ

( ) ( ) ( )( ) ( ) cm12,5

225,12354113225,125,13541 =

⋅+⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅

=⋅

=∑=

T

n

iiGi

G A

AyY

( ) ( ) ( ) ( )

4

23

23

cm06,268.10

12,5311225,112

225,125,112,535812

354

=

−+⋅⋅+

⋅⋅+

−⋅⋅+

⋅=

z

z

I

I

cm88,1912,5223max =−+=y



Con todo esto, estamos en condiciones de determinar el módulo resistente de la

sección:

Las solicitaciones máximas en la placa las produce la carga uniformemente

distribuida considerando que la placa se encuentra empotrada en la zona de contacto con

el ala del perfil.

La distancia de la carga concentrada al borde del perfil será:

Reduciendo la carga superficial a una carga concentrada en su centro de gravedad,

el momento con respecto al empotramiento será:

Con lo que estamos en disposición para poder comprobar si el conjunto formado

por placa y cartelas resiste las tensiones.

- Comprobación a resistencia:

CUMPLE

- Comprobación a cortadura:

Para la determinación de las tensiones tangenciales procederemos según el

“teorema de ZHURAVSKI”, por el cual la tensión tangencial de nuestra sección será:

Siendo:

Ty*: esfuerzo cortante

3cm5,51688,19

06,268.10==zW

cmkg6,373.43110544

5606,574

**max, ⋅=⋅⋅⋅=⋅

⋅⋅= mbaM cz σ

cm102

4/561724m

cm172

22-562

d-av

=−=−=

===

av

2*

max,*max cmkg02,416.1

5,5166,373.431===

z

z

WM

σ

kg36,137.43544

5606,574

** =⋅⋅=⋅⋅= baT cσ

z

zy

IbmT

⋅⋅

=*

*xyτ



τ

mz: el momento estático de la sección que queda por encima de la fibra a estudio.

b: ancho de la fibra a estudio

Iz: momento de inercia del conjunto con respecto a los ejes principales

Por definición, la tensión tangencial máxima se encuentra en aquella fibra que

coincide con la línea neutra de la sección. Teniendo en cuenta además que podemos

asemejar nuestro caso a uno de flexión simple, y además nuestra pieza es simétrica con

respecto al eje y-y, la línea neutra pasará por el centro de gravedad, siendo paralela al

eje z-z. Por lo tanto el momento estático de la sección que queda por encima o por

debajo de la línea neutra será el mismo

CUMPLE

- Comprobación a esfuerzos combinados:

CUMPLE

( ) 3cm82,5922

12,532212,53225,12 =

−+

⋅−+⋅⋅=zm

22*max

max,*

*max

cmkg11,501.1cmkg68,79106,268.105,1282,59236,137.41τ

3τ

≤=⋅⋅

⋅=

≤⋅

⋅= u

z

zy

IbmT σ

2222*

2max

*2max

**

cmkg600.2cmkg14,971.168,791302,416.1

τ3

≤=⋅+=

≤⋅+=

co

uco

σ

σσσ



13.1.4.- Cálculo de los pernos de anclaje

Los pernos tienen la misión de aguantar las tracciones que producen los

momentos en la zapata. Por lo tanto, fijarán la placa de anclaje al hormigón.

El valor de la tracción “Z” en los anclajes para la ley de repartición de cargas

considerada se deduce de las ecuaciones de equilibrio y posee la siguiente expresión:

Según la NBE EA-95, en su apartado 3.6.5, se considerará como solicitación de

agotamiento de un tornillo solicitado a tracción, la dada por el producto:

Por lo tanto, la tracción en cada perno ( Zd /n ) habrá de ser menor que dicha

solicitación.

Siendo:

n: número de pernos a tracción

σt: resistencia de cálculo del tornillo

Ar: área resistente del tornillo

Según la norma, en el apartado 3.6.5, la resistencia de cálculo para un tornillo en

acero 4D, adoptará un valor de 2.400 kg/cm2, por lo que el área resistente total de los

tornillos que trabajan a tracción será:

Colocaremos un total de ocho pernos en la placa de anclaje, con lo cual,

dependiendo del sentido de las acciones, solo cuatro de ellos soportarán tracciones

El área resistente de cada tornillo sería:

( )

( ) kg09,471.324,854875,0

4,8565,09,972.6730.395.19,972.6

875,05,0**

*

=−⋅

−⋅⋅++−=

−⋅−⋅⋅+

+−=

d

d

Z

gagaNMNZ

rt A⋅⋅σ8,0

rtd

rtd

AnZ

An

Z

⋅⋅⋅≤

⋅⋅≤

σ

σ

8,0

8,0

2cm23,4491,16

==rA

2cm91,16400.28,009,471.32

=⋅

=⋅ rAn



Buscaremos el tornillo ordinario que más se aproxime por exceso al diámetro

obtenido. Para ello haremos uso de la tabla 2.5.3.A de la NBE EA-95, resultando un

tornillo T 30 (el tornillo T 27 cumple pero la norma recomienda no usarlo) con un área

resistente de 5,61 cm2.

13.1.5.- Determinación de la longitud de anclaje

Su cálculo se realizará según lo expuesto en la EHE, relativo al anclaje de barras

corrugadas, en el apartado 66.5.2. Por otro lado, la barra corrugada a utilizar en el perno

será, según el apartado 31.1 de la EHE, de 32 mm de diámetro nominal, ya que es el que

más se aproxima por exceso a la dimensión de los tornillos.

Las longitudes básicas de anclaje dependerán entre otros factores de la posición

que ocupa la barra en la pieza. Según el apartado 66.5.1, nuestras barras ocupan

posición I, de adherencia buena, por lo tanto la expresión de la longitud básica de

anclaje para este caso será:

Siendo:

φ: diámetro de la barra en cm.

m: coeficiente numérico dado por la tabla 66.5.2.a de la EHE en función del tipo

de acero, obtenido de ensayos de adherencia de barras en hormigón.

fyk : límite elástico garantizado del acero en N/mm2.

Según la tabla 66.5.2.a, para acero B 400 S y hormigón HA 25: m = 12

Sustituyendo:

La longitud neta de anclaje será función entre otras cosas, del procedimiento

seguido para la ejecución del anclaje extremo. Así, para un anclaje de gancho en U,

obtendremos un factor de reducción β = 0,7.

donde:

β : factor de reducción en función del tipo de anclaje extremo

As : area de la sección de la armadura en tracción

φφ ⋅≥⋅=20

2 ykbI

fml

cm642,320

400cm88,1222,312 2 =⋅≥=⋅=bIl

reals

sbnetab A

All,

, ⋅⋅= β



As,real : sección real del acero

El área necesaria para la armadura en tracción (As), está condicionada por la

sección que se determinó para los tornillos, ya que la resistencia de estos es menor, si

bien, en cuestión de adherencia estos no intervengan para nada. Por lo tanto el área de la

armadura a tracción será el área resistente de todos los tornillos que estén trabajando a

tracción.

Por otro lado la sección real del acero:

Sustituyendo:

Debiéndose cumplir, según 66.5.1 de la EHE, que la longitud neta de anclaje no

puede ser menor que:

a) 10 · φ = 32 cm

b) 15 cm

c) lb / 3 = 40,96 cm

CUMPLE

13.1.6.- Cálculo de la unión del pilar a la placa

Se ejecutará mediante una serie de soldaduras frontales, longitudinales y

transversales que darán carácter de empotramiento a la unión, comprobándolas según el

caso 10 de la tabla 3.A.6.1 de la NBE EA-95.

Predimensionaremos los cordones según la tabla 5.2.3.A, siendo el esquema de las

soldaduras el que sigue:

2cm92,1623,44 =⋅=⋅= rs AnA

222

, cm17,3244

2,34

=⋅⋅

=⋅⋅

=πφπ nA reals

cm24,4517,3292,167,088,122, =⋅⋅=netabl



Estando siempre del lado de la seguridad, los espesores de garganta serían:

- Cordón a1: 7,5 mm ≤ a1 ≤ 11 mm a1 = 11 mm.


- Cordón a3: 6,5 mm ≤ a3 ≤ 7,5 mm a3 = 7,5 mm.

La longitud eficaz de cada cordón de nuestra unión:

Habremos de calcular el módulo resistente de los cordones:

Despreciando los términos en los que el valor de la garganta es cúbico tenemos:

Comprobación de las soldaduras

Soldaduras a1

CUMPLE

PERFIL

(HEB-220)

ESPESOR DE LA

PIEZA ESPESOR DE GARGANTA

PLACA 30 mm 7,5 mm

ALMA 9,5 mm 6,5 mm

ALAS 16 mm 11 mm

mm1375,72152

mm25,651121825,9

2220

mm198112220

3

2

1

=⋅−=

=⋅−−−=

=⋅−=

L

L

L

( ) ( )

+

⋅⋅+

−⋅⋅+

⋅⋅+

+⋅⋅+

⋅⋅

=

2

122

2124

2122

11

333

222

22

322

211

11

311

ah

LaahaLaLahaLaL

W

( ) ( )

33

322

cm63,725mm85,633.7252

11220121375,72

2111881125,654

211220111982

==

+

⋅⋅+

−⋅⋅⋅+

+⋅⋅⋅

=

W

W

22*

* cmkg600.2cmkg70,269.263,725730.395.118,118,1 ≤=⋅=⋅=

WM

cσ



Soldaduras a2

CUMPLE

Soldaduras a3

CUMPLE

Una vez que se ha detallado el desarrollo del cálculo de las placas de anclaje para

un pilar, se procederá de igual forma para las demás placas de anclaje.

13.2.- Placa de anclaje de pilares del forjado y pilarillos

13.2.1.- Valoración de las acciones

Las acciones que actúan en la base de los pilares son las proporcionadas por los

listados de CYPE, estando mayoradas según las hipótesis de carga expuestas en el

apartado 3.1.5 de la NBE EA-95. En dichos listados podemos observar que el pilar

extremo más solicitado, entre pilarillos y pilares de forjado, es el pilar de forjado 5-6 del

pórtico B:

Desponderamos las acciones mediante un coeficiente intermedio, ϕ = 1,4.

22*

11

22* cmkg600.2cmkg12,739.163,725730.395.1

1,1221,18,1818,118,1 ≤=⋅

+−

⋅=⋅+−

⋅=WM

ahah

cσ

2222

2

33

*2

11

3*

cmkg600.2cmkg03,385.175,07,132

9,756.48,11,122

7,1363,725730.395.14,1

28,14,1

≤=

⋅⋅

⋅+

+

⋅⋅=

≤

⋅⋅

⋅+

+

⋅⋅=

c

uc aLF

ahL

WM

σ

σσ

t3391,1t7467,43mt9756,1

=

=

⋅=

∗

∗

∗

TNM

kg5,9564,1

1,339.1

kg64,247.314,1

7,746.43

cmkg29,114.1414,1560.197

*

===

===

⋅===

∗

∗

ϕ

ϕ

ϕ

TT

NN

MM



hormadmc ,* σσ ≤

−⋅⋅⋅

−+⋅

=gaba

gaeNc

87

4

2od*σ

13.2.2.- Cálculo de las dimensiones de la placa

Para predimensionar el lado b de la placa, tomamos un vuelo a cada lado del perfil

de 9 cm:

Para la determinación de a, se procede aplicando la siguiente expresión, obtenida

a partir de las ecuaciones de equilibrio de la placa:

Aproximaremos dicha dimensión por exceso a 34 cm, ya que no es conveniente

que “a” sea menor que “b”.

La excentricidad será:

Para que las dimensiones adoptadas sean válidas, se habrá de cumplir:

El cálculo de σc*, viene dado por la siguiente expresión obtenida de las ecuaciones

de equilibrio:

cm52,40 =e

( ) cm349216 =⋅+=b

cm85,2207,17034725,0

07,170560.197349,27,746.4349,07,746.437,0

725,09,249,07,0

2

2

=⋅⋅

⋅⋅⋅+⋅+⋅=

⋅⋅⋅⋅⋅+⋅+⋅

=

a

bMbNN

aadm

adm

σσ



2* cmkg33,1611,5

834734

434

1,52

3452,472,994.69=

−⋅⋅⋅

−+⋅

=cσ

2,

2* cmkg07,170cmkg33,161 =≤= hormadmc σσ

cm1,53415,015,0 =⋅=⋅= ag

Las acciones mayoradas según el coeficiente de ponderación de las acciones,

serán:

Siendo la distancia de las tracciones al borde libre:

Sustituyendo obtenemos:

Por lo tanto

CUMPLE

13.2.3.- Cálculo de las cartelas

Operando de igual forma que en el punto 13.1.3 obtenemos unas cartelas como las

de la figura.

El módulo resistente de la nueva disposición será:

Las coordenadas del centro de gravedad y el momento de inercia del conjunto son:

kg56,142.26,11,339.1γ

kg72,994.696,17,746.43γ

cmkg096.3166,1560.197γ

=⋅=⋅=

=⋅=⋅=

⋅=⋅=⋅=

fd

fd

fd

QT

NN

MM

maxyIW z

z =

0=GZ cm16,6=GY 4cm54,879.5=zI



Por último la distancia del centro de gravedad a la fibra más alejada es la

siguiente:

Con todo esto, estamos en condiciones de determinar el módulo resistente de la

sección:

Las solicitaciones máximas en la placa las produce la carga uniformemente

distribuida considerando que la placa se encuentra empotrada en la zona de contacto con

el ala del perfil.

La distancia de la carga concentrada al borde del perfil será:

Reduciendo la carga superficial a una carga concentrada en su centro de gravedad,

el momento con respecto al empotramiento será:

Con lo que estamos en disposición para poder comprobar si el conjunto formado

por placa y cartelas resiste las tensiones.

- Comprobación a resistencia:

CUMPLE

- Comprobación a cortadura:

Para la determinación de las tensiones tangenciales procederemos según el

“teorema de ZHURAVSKI”, por el cual la tensión tangencial de nuestra sección será:

cm84,1516,6202max =−+=y

3cm02,38784,15

54,879.5==zW

cmkg76,465.22175,4344

3433,1614

**max, ⋅=⋅⋅⋅=⋅

⋅⋅= mbaM cz σ

cm75,42

4/34924m

cm92

16-342

d-av

=−=−=

===

av

2*

max,*max cmkg23,572

02,38776,465.221

===z

z

WM

σ

kg37,624.46344

3433,1614

** =⋅⋅=⋅⋅= baT cσ

z

zy

IbmT

⋅⋅

=*

*xyτ



CUMPLE

- Comprobación a esfuerzos combinados:

CUMPLE

13.2.4.- Cálculo de los pernos de anclaje

El valor de la tracción “Z” en los anclajes para la ley de repartición de cargas

considerada posee el siguiente valor:

Según la NBE EA-95, en su apartado 3.6.5, se considerará como solicitación de

agotamiento de un tornillo solicitado a tracción, la dada por el producto:

Por lo tanto, la tracción en cada perno (Zd /n) habrá de ser menor que dicha

solicitación.

Según la norma, en el apartado 3.6.5, la resistencia de cálculo para un tornillo en

acero 4D, adoptará un valor de 2.400 kg/cm2, por lo que el área resistente total de los

tornillos que trabajan a tracción será:

Colocaremos un total de ocho pernos en la placa de anclaje, con lo cual,

dependiendo del sentido de las acciones, solo cuatro de ellos soportarán tracciones

3cm36,376=zm

22*max

max,*

*max

cmkg11,501.1cmkg84,99454,879.55,12

36,37637,624.46τ

3τ

≤=⋅⋅

⋅=

≤⋅

⋅= u

z

zy

IbmT σ

2222*

2max

*2max

**

cmkg600.2cmkg64,815.184,994323,572

τ3

≤=⋅+=

≤⋅+=

co

uco

σ

σσσ

kg6,627.22=dZ

rt A⋅⋅σ8,0

rtd

rtd

AnZ

An

Z

⋅⋅⋅≤

⋅⋅≤

σ

σ

8,0

8,0

2cm78,11400.28,0

6,627.22=

⋅=⋅ rAn



El área resistente de cada tornillo sería:

Buscaremos el tornillo ordinario que más se aproxime por exceso al diámetro

obtenido. Para ello haremos uso de la tabla 2.5.3.A de la NBE EA-95, resultando un

tornillo T 24 (el tornillo T 22 cumple pero la norma recomienda no usarlo) con un área

resistente de 3,53 cm2.

13.2.5.- Determinación de la longitud de anclaje

La barra corrugada a utilizar en el perno será, según el apartado 31.1 de la EHE,

de 25 mm de diámetro nominal, ya que es el que más se aproxima por exceso a la

dimensión de los tornillos.

La expresión de la longitud básica de anclaje para este caso será:

Según la tabla 66.5.2.a, para acero B 400 S y hormigón HA 25: m = 12

Sustituyendo:

Para un anclaje de gancho en U, obtendremos un factor de reducción β = 0,7.

El área de la armadura a tracción será el área resistente de todos los tornillos que

estén trabajando a tracción.

Por otro lado la sección real del acero:

Sustituyendo:

Debiéndose cumplir, según 66.5.1 de la EHE, que la longitud neta de anclaje no

puede ser menor que:

a) 10 · φ = 25 cm

2cm95,2478,11

==rA

φφ ⋅≥⋅=20

2 ykbI

fml

cm505,220

400cm755,212 2 =⋅≥=⋅=bIl

reals

sbnetab A

All,

, ⋅⋅= β

2cm8,1195,24 =⋅=⋅= rs AnA

222

, cm63,1944

5,24

=⋅⋅

=⋅⋅

=πφπ nA reals

cm56,3163,198,117,075, =⋅⋅=netabl



b) 15 cm

c) lb / 3 = 25 cm

CUMPLE

13.1.6.- Cálculo de la unión del pilar a la placa

Predimensionaremos los cordones según la tabla 5.2.3.A, siendo el esquema de las

soldaduras el que sigue:

Estando siempre del lado de la seguridad, los espesores de garganta adoptados

serían:

- Cordón a1: 6 mm ≤ a1 ≤ 9 mm a1 = 9 mm.

- Cordón a2: 6 mm ≤ a2 ≤ 9 mm a2 = 9 mm.


La longitud eficaz de cada cordón de nuestra unión:

Habremos de calcular el módulo resistente de los cordones:

Comprobación de las soldaduras

Soldaduras a1

mm9262104

mm5,44921528

2160

mm14292160

3

2

1

=⋅−=

=⋅−−−=

=⋅−=

L

L

L

( ) ( )

+

⋅⋅+

−⋅⋅+

⋅⋅+

+⋅⋅+

⋅⋅

=

2

122

2124

2122

11

333

222

22

322

211

11

311

ah

LaahaLaLahaLaL

W

33 cm56,299mm97,557.299 ==W



CUMPLE

Soldaduras a2

CUMPLE

Soldaduras a3

CUMPLE

Ingeniero Industrial

Pedro R. Laguna Luque

22*

* cmkg600.2cmkg21,77856,299

560.19718,118,1 ≤=⋅=⋅=WM

cσ

22*

11

22* cmkg600.2cmkg60,57556,299

560.1979,0169,04,1318,118,1 ≤=⋅

+−

⋅=⋅+−

⋅=WM

ahah

cσ

2222

2

33

*2

11

3*

cmkg600.2cmkg90,4546,02,92

1,339.18,19,016

2,956,299

560.1974,1

28,14,1

≤=

⋅⋅

⋅+

+

⋅⋅=

≤

⋅⋅

⋅+

+

⋅⋅=

c

uc aLF

ahL

WM

σ

σσ

13-placa de anclaje

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