Descargado 93 veces
![58 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.2.3 Un ciclista quiere comparar el efectividad de los frenos
de cantilever [consulte la figura (a)] con los frenos en “V”
[parte (b) de la figura].
(a) Calcule la fuerza de frenado RB en los rines del neu-
mático para cada uno de los sistemas de frenado de las bici-
cletas. Suponga que todas las fuerzas actúan en el plano de la
figura y que la tensión del cable T = 45 lb. También calcule
cuál es el esfuerzo normal de compresión promedio sc en la
almohadilla del freno (A = 0.625 in2
).
(b) Para cada sistema de frenado, ¿cuál es el esfuerzo en
el cable del freno (suponga un área de la sección transversal
efectiva de 0.00167 in2
)?
(Sugerencia: debido a la simetría, sólo necesita emplear
la mitad de cada figura en su análisis).
PROB. 1.2.3
1.2.4 Un tubo circular de aluminio con longitud L = 400 mm
está cargado en compresión por fuerzas P (consulte la figura).
Los diámetros interior y exterior son 60 mm y 50 mm, respec-
tivamente. Se coloca un deformímetro en el exterior de la barra
para medir las deformaciones unitarias normales en la dirección
longitudinal.
(a) Si la deformación unitaria es = 550 × 10–6
, ¿cuál es
el acortamiento d de la barra?
(b) Si el esfuerzo de compresión en la barra se propone
sea de 40 MPa, ¿cuál debe ser la carga P?
PROB. 1.2.4
1.2.5 En la siguiente figura se muestra la sección transversal
de una columna de esquina de concreto que está cargada uni-
formemente en compresión.
Deformímetro
L = 400 mm
P
P
TDCv
2 in
4 in
45°
90°
5 in
Puntos pivote
anclados en el marco
1 in
1 in
HA
RB
VA
TDC
TDCh
TDE
TDE
TDC = TDE
T
D
C
B
G
F
A
E
(a) Frenos en cantilever
4.25 in
4 in
1 in
HA
RB
VA
T T
B
T
D
C
F A
E
Frenos en “V”
Puntos pivote
anclados en el marco](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-78-2048.jpg)
![CAPÍTULO 1 Problemas 67
1.6.3 La plataforma superior de un estadio de futbol está so-
portada por puntales que transfieren cada uno una carga P =
160 kips a la base de una columna [consulte la parte (a) de la
figura]. Una placa de soporte en la parte inferior del puntal
distribuye la carga P a cuatro planchas de ala (tf = 1 in) me-
diante un perno (dp = 2 in) a dos placas de unión (tg = 1.5 in)
[consulte las partes (b) y (c) de la figura].
Determine las cantidades siguientes.
(a) El esfuerzo cortante promedio tprom en el pasador
(b) El esfuerzo de soporte promedio entre las planchas
de ala y el pasador (sbf) y entre las placas de unión y el pasa-
dor (sbg).
(No tome en cuenta la fricción entre las placas.)
PROB. 1.6.3
(a) Puntal del estadio
(b) Detalle en la parte inferior del puntal
(c) Sección por la parte inferior del puntal
Placa de soporte
Pasador ( dp = 2 in)
Planchas de ala
(tf = 1 in)
Placa de unión
(tg = 1.5 in)
Placa de soporte
Pasador (dp = 2 in)
Planchas de ala
(tf = 1 in)
Placa de unión
(tg = 1.5 in)
P
P/2 P/2
P = 160 k
P](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-87-2048.jpg)
![70 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.6.9 Una junta entre dos losas de concreto A y B se rellena
con un epóxico flexible que se une con firmeza al concreto
(consulte la figura). La altura de la junta es h = 4.0 in, su lon-
gitud es L = 40 in y su espesor es t = 0.5 in. Ante la acción de
fuerzas cortantes V, las losas se desplazan verticalmente una
distancia d = 0.002 in una respecto de la otra.
(a) ¿Cuál es la deformación unitaria promedio gprom en
el epóxico?
(b) ¿Cuál es la magnitud de las fuerzas V si el módulo de
elasticidad G en cortante para el epóxico es 140 ksi?
PROB. 1.6.9
1.6.10 Una conexión flexible que consiste de placas de cau-
cho (espesor t = 9 mm) unidas a las placas de acero se mues-
tra en la figura. Las placas tienen 160 mm de largo y 80 mm
de ancho.
(a) Encuentre la deformación unitaria normal gprom en el
caucho si la fuerza P = 16 kN y el módulo en cortante para
el caucho es G = 1250 kPa.
(b) Encuentre el desplazamiento horizontal relativo d en-
tre la placa interior y las placas exteriores.
PROB. 1.6.10
1.6.11 Una boya esférica de fibra de vidrio que se usa en un
experimento submarino, está anclada en agua poco profunda
mediante una cadena [consulte la parte (a) de la figura]. Como
la boya está ubicada justo debajo de la superficie del agua, no
se espera que se destruya por la presión del agua. La cadena
está sujeta a la boya mediante un grillete y un pasador [consul-
te la parte (b) de la figura]. El diámetro del pasador es 0.5 in
y el espesor del grillete es 0.25 in. La boya tiene un diámetro
de 60 in y pesa 1800 lb en la tierra (no se incluye el peso de
la cadena).
(a) Determine el esfuerzo cortante promedio tprom en el
pasador.
(b) Determine el esfuerzo de soporte promedio sb entre
el pasador y el grillete.
P
—
2
P
—
2
P
Placa de caucho
Placa de caucho
Sección X-X
X
t = 9 mm
X
80 mm
t = 9 mm
160 mm
t
d
h
V
V
A B
t
h
A
B
L
(a)
d](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-90-2048.jpg)
![72 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
*1.6.13 Un soporte de bicicleta montado en un enganche está
diseñado para cargar hasta cuatro bicicletas de 30 lb montadas
y sujetas a dos brazos GH [consulte las cargas de las bicicle-
tas en la parte (a) de la figura]. El soporte está conectado al
vehículo en A y se supone que es como una viga en cantilever
ABCDGH [parte (b) de la figura]. El peso del segmento fijo
AB es W1 = 10 lb, centrado a 9 in de A [consulte la parte (b)
de la figura] y el resto del soporte pesa W2 = 40 lb, centra-
do a 19 in de A. El segmento ABCDG es un tubo de acero de
2 × 2 in de espesor t = 1/8 in. El segmento BCDGH gira con
respecto a un perno en B con diámetro dB = 0.25 in para per-
mitir el acceso a la parte posterior del vehículo sin remover el
soporte de enganche. Cuando el soporte se usa se asegura en
una posición erecta mediante un pasador en C (diámetro del
pasador dp = 5/16 in). [Consulte la fotografía y la parte (c) de
la figura]. El efecto de volcamiento de las bicicletas se resiste
por un par de fuerzas F ∙ h en BC.
(a) Determine las reacciones de soporte en A para el so-
porte completamente cargado.
(b) Encuentre las fuerzas en el perno en B y en el pasador
en C.
(c) Encuentre los esfuerzos cortantes promedio tprom en
el perno en B y en el pasador en C.
(d) Encuentre los esfuerzos de soporte promedio sb en el
perno en B y en el pasador en C.
**1.6.14 Una cadena de bicicleta consiste en una serie de
eslabones pequeños, cada uno con 12 mm de longitud entre
los centros de los pasadores (consulte la figura). Usted quiere
examinar una cadena de bicicleta y analiza su construcción.
Observe en en particular los pasadores, que se suponen tienen
un diámetro de 2.5 mm.
Para resolver este problema, ahora debe realizar dos me-
diciones en una bicicleta (consulte la figura): (1) la longitud
L del brazo de rotación desde el eje principal hasta el eje del
pedal y (2) el radio R de la estrella (la rueda dentada, algunas
veces llamada anillo de cadena).
(a) Utilizando sus dimensiones medidas calcule la fuerza
de tensión T en la cadena debida a una fuerza F = 800 N apli-
cada a uno de los pedales.
(b) Calcule el esfuerzo cortante promedio tprom en los
pasadores.
PROB. 1.6.13
(c) Sección a-a
C
D
2 2 1/8 in
2.125 in.
(b)
MA Ay
Ax
y
x
W1
B
C
G H
W2
D F
F
3 @ 4 in
6 in
27 in
19 in
2.125 in
h = 7 in
A
4 Cargas de las bicicletas
Pasador en C
Tubo de
(a)
Soporte
fijo
en A
2 in 2 in ( in)
1
8
—
Perno en B
(dB = in)
1
4
—
(dp = in)
5
16
—
G
A
B F
F
C
D
H
a
a
h = 7 in
Cargas de las bicicletas
Pasadores de
liberación
en C y G](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-92-2048.jpg)
![CAPÍTULO 1 Problemas 73
P
2
—
P
2
—
Pasador Placa de soporte
(2 barras, cada una )
FBC
2
–––
FAB
2
–––
FAB
2
—
tsp
Elemento AB
(2 barras, cada una )
2
—
tAB
Carga P en el nodo B aplicada
a las dos placas de soporte
By
(a)
Placa
de soporte
y pasador
a
a
B
A
C
b b
Ax
Ay
P = 490 kN
L = 3 m
45° 45°
P
P
Elemento BC
Elemento AB
Pasador Placa
de soporte
FBC at 45°
By
2
—
By
2
—
(b) Corte a-a en el nodo B
(vista en elevación)
(c) Corte b-b en el nodo B
(vista en planta)
PROB. 1.6.14
**1.6.15 Un montaje antivibratorio construido como se
muestra en la figura se utiliza para soportar un instrumento
delicado. El soporte consiste en un tubo exterior de acero con
diámetro interior b, una barra central de acero con diámetro d
que soporta la carga P y un cilindro hueco de caucho (altura h)
unido al tubo y a la barra.
(a) Obtenga un fórmula para el esfuerzo cortante t en
el caucho a una distancia radial r desde el centro del montaje
antivibratorio.
(b) Obtenga una fórmula para el desplazamiento d hacia
abajo de la barra central debido a la carga P, suponga que G es
el módulo de elasticidad en cortante del caucho y que el tubo
de acero y la barra son rígidos.
PROB. 1.6.15
1.6.16 La armadura plana de acero en la figura está sometida
a tres fuerzas P, cada una de 490 kN. Cada uno de los ele-
mentos de la armadura tiene un área de sección transversal de
3900 mm2
y están conectados mediante pasadores que tienen
un diámetro dp = 18 mm. Cada uno de los elementos AC y
BC consiste de una barra con espesor tAC = tBC = 19 mm. El
elemento AB está compuesto de dos barras [consulte la parte
(b) de la figura] que tienen, cada una, un espesor tAB/2 = 10
mm y una longitud L = 3 m. El apoyo de rodillo en B está
compuesto de dos placas de soporte que tienen, cada una, un
espesor tsp/2 = 12 mm.
(a) Determine las reacciones de soporte en los nodos A y
B, y las fuerzas en los elementos AB, BC y AC.
(b) Calcule el esfuerzo cortante promedio mayor tp,máx en
el pasador en el nodo B, ignore la fricción entre los elementos;
consulte las partes (b) y (c) de la figura donde se muestran las
vistas en corte del nodo.
(c) Calcule el esfuerzo de apoyo promedio mayor sb,máx
que actúa contra el pasador en el nodo B.
PROB. 1.6.16
12 mm
2.5 mm
Eslabones
F
T
L
R
Rueda dentada
Cadena
Pasador
Tubo de acero
Barra de acero
Caucho
r
d
P
b
h](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-93-2048.jpg)
![74 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.6.17 Una boquilla rociadora para una manguera de jardín
requiere una fuerza F = 5 lb para abrir la cámara de rocío
accionada por el resorte AB. El agarre de la boquilla gira con
respecto a un pasador que pasa a través de una brida en O.
Cada una de las dos bridas tiene un espesor t = 1/16 in y el
pasador tiene un diámetro dp = 1/8 in [consulte la parte (a) de
la figura]. La boquilla de rocío está conectada a la manguera
con un aditamento de desconexión rápida en B [consulte la
parte (b) de la figura]. Tres bolas de latón (diámetro db = 3/16
in) mantienen en posición la cabeza rociadora ante la fuerza
de presión del agua fp = 30 lb en C [consulte la parte (c) de la
figura]. Use las dimensiones dadas en la parte (a) de la figura.
(a) Encuentre la fuerza en el pasador en O debida a la
fuerza aplicada F.
(b) Encuentre el esfuerzo cortante promedio tprom y el
esfuerzo de soporte sb en el pasador en O.
(c) Encuentre el esfuerzo cortante promedio tprom en las
bolas de retención de latón en C debido a la fuerza de presión
del agua fp.
1.6.18 Un puntal de acero AB con diámetro ds = 8 mm y
masa de 20 kg, soporta la cubierta del motor de un vehículo
que gira con respecto a las bisagras en C y D (consulte las
figuras (a) y (b)). El extremo del puntal está doblado en forma
de aro por donde pasa un perno en A con diámetro db = 10
mm. El puntal AB se encuentra en un plano vertical.
(a) Determine la fuerza del puntal Fs y el esfuerzo normal
promedio s en el puntal.
(b) Determine el esfuerzo de soporte promedio tprom en
el perno en A.
(c) Determine el esfuerzo de soporte promedio sb en el
perno en A.
PROB. 1.6-17
(c)
(a)
Brida
Brida
Agarre de
la rociadora
15°
F
F
A
B
c = 1.75 in
Aditamientos
de
desconexión
rápida
Manguera
de jardín
C
Boquilla
de rocío
t
Pasador
Vista superior en O
Pasador en O
a = 0.75 in
b = 1.5 in
dp
3 bolas
de latón a 120°,
diámetro db = in
3
16
—
Fuerza de presión del
agua en la boquilla, fp
F
F
(b)
F
C
O](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-94-2048.jpg)
![CAPÍTULO 1 Problemas 75
PROB. 1.6.18
1.6.19 La parte superior de un serrucho de pértiga empleado
para recortar ramas pequeñas de árboles se muestra en la parte
(a) de la figura. La hoja de corte BCD [consulte las partes (a)
y (b) de la figura] aplica una fuerza P en el punto D. No tenga
en cuenta el efecto del muelle de retorno débil conectado a la
hoja de corte debajo de B. Use las propiedades y las dimensio-
nes dadas en la figura.
(a) Encuentre la fuerza P sobre la hoja de corte en D si la
fuerza de tensión en la cuerda es T = 25 lb (consulte el diagra-
ma de cuerpo libre en la parte (b)).
(b) Encuentre la fuerza en el pasador de soporte en C.
(c) Encuentre el esfuerzo cortante promedio tprom y el es-
fuerzo de soporte sb en el pasador de soporte en C [consulte la
sección a-a de la hoja de corte en la parte (c) de la figura]. PROB. 1.6.19
Puntal
ds = 8 mm
(b)
Bisagra
Capó
b = 254 mm
a = 760 mm
h = 660 mm
H
=
1041
mm
c = 506 mm
d = 150 mm
y
Fs
A
z
B
C
C
W
D
(a)
A
B
x
C
45°
h = 660 mm
30°
C
W
D
hc = 490 mm
y
(a) Parte superior del serrucho de pértiga
Soga, tensión = T
a
2T
T
C
B
x
y
a
Hoja del serrucho
Collarín Hoja
de corte
D
Muelle de retorno débil
P
x
70°
BC = 6 in
D
(b) Diagrama de cuerpo libre
T
P
B
20°
20°
50°
20°
70°
C
Cy
Cx
2T
DC = 1 in
(c) Corte a–a
6 in
1 in
C
B
Hoja de corte
(tb = in)
3
32
—
Collarín
(tc = in)
3
8
—
Pasador en C
(dp = in)
1
8
—
D](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-95-2048.jpg)
![CAPÍTULO 1 Problemas 77
1.7.5 Una plataforma de acero que soporta maquinaria pe-
sada se apoya sobre cuatro tubos cortos, huecos, de fundición
gris (consulte la figura). La resistencia última del hierro colado
en compresión es 50 ksi. El diámetro exterior de los tubos es
d = 4.5 in y su espesor de pared es t = 0.40 in.
Utilice un factor de seguridad de 3.5 con respecto a la
resistencia última, para determinar la carga total P que puede
soportar la plataforma.
1.7.6 La puerta trasera de una camioneta [BDCF en la parte
(a) de la figura] está soportada por dos bisagras en B1 y B2, y
por dos puntales A1B1 y A2B2 (diámetro ds = 10 mm) como
se muestra en la parte (b) de la figura. Los puntales están so-
portados en A1 y A2 por pasadores con diámetro dp = 9 mm
y que pasan por un ojal con espesor t = 8 mm en el extremo
del puntal [consulte la parte (b) de la figura]. Si se aplica una
fuerza de cierre P = 50 N en G y la masa de la puerta Mh = 43
kg está concentrada en C:
(a) ¿Cuál es la fuerza F en cada puntal? [Utilice el diagra-
ma de cuerpo libre de la mitad de la puerta en la parte (c) de
la figura].
(b) ¿Cuál es la fuerza máxima permisible en el puntal,
Fperm, si los esfuerzos permisibles son como sigue: esfuerzo de
compresión en el puntal, 70 MPa; esfuerzo cortante en el pasa-
dor, 45 MPa y esfuerzo de soporte entre el pasador y el extremo
del puntal, 110 MPa.
PROB. 1.7.4
PROB. 1.7.5 PROB. 1.7.6
Sección a–a
tBC
dBC
tAB
dp
dAB
tBC dBC
tAB dAB
C
B
A
a
a
Pasador
P
t
d
t = 8 mm
B2
B1
D
A1
F
Mh
P
G
C
A2
(b)
Parte
inferior
del puntal
Ojal
ds = 10 mm
F
(a)
P
2
—
(c)
Soporte del pasador
710 mm
460 mm
75 mm
10°
505 mm
505 mm
127 mm
Bx
By
G
2
—
Mh
g
C
D
B
A
F](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-97-2048.jpg)
![78 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.7.7 Un bote salvavidas cuelga de dos pescantes, como se
muestra en la figura. Un pasador con diámetro d = 0.80 in
pasa por cada pescante y soporta dos poleas, una a cada lado
del pescante.
Los cables sujetos al bote pasan sobre poleas y se enrrollan
en malacates que suben y bajan el bote. Las partes inferiores
de los cables están en posición vertical y las partes superiores
forman un ángulo a = 15° con la horizontal. La fuerza de ten-
sión permisible en cada cable es 1800 lb y el esfuerzo cortante
permisible en los pasadores es 4000 psi.
Si el bote pesa 1500 lb, ¿cuál es el peso máximo que se
debe llevar en el bote?
(b) ¿Cuál es el peso W máximo que se puede agregar a la
jaula en B con base en los esfuerzos permisibles siguientes? El
esfuerzo cortante en los pasadores es 50 MPa; el esfuerzo de
soporte entre el pasador y la polea es 110 MPa.
PROB. 1.7.7
1.7.8 El sistema de cables y poleas que se muestra en la parte
(a) de la figura soporta una jaula con una masa de 300 kg en
B. Suponga que esto también incluye la masa de los cables.
El espesor de cada una de las tres poleas de acero es t = 40
mm. Los diámetros de los pasadores son dpA = 25 mm, dpB
= 30 mm y dpC = 22 mm [consulte las partes (a) y (b) de la
figura].
(a) Deduzca expresiones para las fuerzas resultantes que
actúan sobre las poleas en A, B y C en términos de la tensión
T en el cable. PROB. 1.7.8
T T
Jaula
Polea
Pasador
Cable
= 15°
a
(a)
dpB = 30 mm
dpC = 22 mm
dpA = 25 mm
a
C
a
L1
L2
A
B
W
Jaula
Cable
(b)
dp
dpB
t
Ménsula
de soporte
Pasador
Polea
tB
Cable
Corte a-a: detalle del soporte
de la polea en A y C
Jaula en B
Corte a-a: detalle del soporte
de la polea en B](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-98-2048.jpg)
![80 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.7.12 Una armadura plana se somete a cargas 2P y P en los
nodos B y C, respectivamente, como se muestra en la parte (a)
de la figura. Las barras de la armadura están hechas de dos
ángulos L102 × 76 × 6.4 [consulte la tabla E-5(b): área de
la sección transversal de los dos ángulos, A = 2180 mm2
y la
parte (b) de la figura] que tienen un esfuerzo último en tensión
igual a 390 MPa. Los ángulos están conectados a una placa de
unión de 12 mm de espesor en C [consulte la parte (c) de la
figura] con remaches de 16 mm diámetro; suponga que cada
remache transfiere una parte igual de la fuerza del elemento
a la placa de unión. Los esfuerzos últimos en cortante y de
soporte para el acero de los remaches es 190 MPa y 550 MPa,
respectivamente.
Determine la carga permisible Pperm si se desea tener un
factor de seguridad de 2.5 con respecto a la carga última que
se pueda soportar. (Considere tensión en las barras, cortante
en los remaches y soporte entre los remaches y las barras, y
también soporte entre los remaches y la placa de unión. No
tome en cuenta la fricción entre las placas y el peso de la pro-
pia armadura.)
1.7.13 Una barra sólida con sección transversal circular (diá-
metro d) tiene un agujero con un diámetro d/5 que pasa lateral-
mente por el centro de la barra (consulte la figura). El esfuerzo
de tensión promedio permisible sobre la sección transversal
neta de la barra es sperm.
(a) Obtenga una fórmula para la carga permisible Pperm si
la barra está hecha de latón, tiene un diámetro d = 1.75 in y
sperm = 12 ksi.
(Sugerencia: utilice las fórmulas del caso 15 del apén-
dice D.)
PROB. 1.7.12
PROB. 1.7.13
(b) Corte a-a
(c)
(a)
Barras
de la armadura
Remache
Placa
de unión
FCG
P
a a
FCF
FBC
F
a
a a
a
A B C D
G
P
2P FCD
C
Remache
Placa de unión 6.4 mm
12 mm
d
P
P
d
d/5 d/5](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-100-2048.jpg)
![CAPÍTULO 1 Problemas 81
1.7.14 Una barra sólida de acero con diámetro d1 = 60 mm
tiene un agujero longitudinal con diámetro d2 = 32 mm (con-
sulte la figura). Un pasador de acero con diámetro d2 pasa por
el agujero y está sujeto a dos soportes.
Determine la carga de tensión máxima permisible Pperm
en la barra si el esfuerzo de fluencia para cortante en el pasa-
dor es tY = 120 MPa, el esfuerzo de fluencia para tensión en la
barra es sY = 250 MPa y se requiere un factor de seguridad de
2.0 con respecto a la fluencia. (Sugerencia: utilice las fórmulas
para el caso 15 del apéndice D.)
1.7.15 Un anuncio con peso W está soportado en su base por
cuatro pernos anclados en un cimiento de concreto. La presión
del viento p actúa normal a la superficie del anuncio; la resul-
tante de la presión uniforme del viento es la fuerza F en el cen-
tro de presión. La fuerza del viento se supone que desarrolla
fuerzas cortantes iguales F/4 en la dirección y en cada perno
[consulte las partes (a) y (c) de la figura]. El efecto de volca-
miento de la fuerza del viento también ocasiona una fuerza
de elevación R en los pernos A y C y una fuerza hacia abajo
(–R) en los pernos B y D [consulte la parte (b) de la figura].
Los efectos resultantes del viento y los esfuerzos últimos de-
rivados para cada condición de esfuerzo, son: esfuerzo normal
en cada perno (su = 60 ksi), cortante a través de la placa base
(tu = 17 ksi); cortante horizontal y de soporte en cada perno
(thu = 25 ksi y sbu = 75 ksi) y soporte en la parte inferior de
la arandela en B (o D) (sbw = 50 ksi).
Determine la presión máxima del viento pmáx (lb/ft2
) que
puede soportar el sistema de soporte con perno para el anun-
cio si se desea un factor de seguridad de 2.5 con respecto a la
carga última del viento que se puede soportar.
Utilice los datos numéricos siguientes: perno db = ¾ in;
arandela dw = 1.5 in; placa base tbp = 1 in; dimensiones de la
placa base h = 14 in y b = 12 in; W = 500 lb; H = 17 ft; di-
mensiones del anuncio (Lv = 10 ft × Lh = 12 ft; diámetro del
tubo de la columna d = 6 in y espesor del tubo de la columna
t = 3/8 in.
PROB. 1.7.14
PROB. 1.7.15
P
d1
d1
d2
W
Resultante
de la presión
del viento
Momento
de volcamiento
con respecto
al eje x
FH
h
H
Tubo de
la columna
C.P.
z
x
C
D
b
2
(a)
en cada
perno
W
4
A
en cada
perno
F
4
F
B
y
Lv
Anuncio (Lv Lh)
Lh
2
(b)
h
Placa
base (tbp)
Cimiento
Compresión
Tubo de la
columna
Tensión
B
W
R R
A
z
y
dw
db
= Rh
FH
2
—
F/4
(c)
h = 14 in
b = 12 in
z
y
x
A
B
C
D
FH
2
—
R
W
4
R
W
4
R
W
4
F
4
F
4
FH
2
La mitad del momento
de volcamiento con
respecto al eje x actúa
sobre cada par de pernos](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-101-2048.jpg)
![82 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.7.16 El émbolo en un motor está conectado a una biela
AB, que a su vez está conectada a un cigüeñal BC (consulte
la figura). El pistón se desliza sin fricción en un cilindro y se
somete a una fuerza P (supuesta constante) mientras se mueve
a la derecha en la figura. La biela, que tiene un diámetro d y
una longitud L, está conectada en los extremos por pernos.
El cigüeñal gira con respecto al eje C con el pasador en B
moviéndose en un círculo con radio R. El eje en C, que está
soportado por cojinetes, ejerce un momento resistente M con-
tra el cigüeñal.
(a) Obtenga una fórmula para la fuerza máxima permi-
sible Pperm con base en un esfuerzo de compresión permisible
sc en la biela.
(b) Calcule la fuerza Pperm permisible con los datos si-
guientes: sc = 160 MPa, d = 9.00 mm y R = 0.28L.
1.8.2 Un tubo de aleación de cobre que tiene un esfuerzo de
fluencia sY = 290 MPa soportará una carga axial de tensión
P = 1500 kN [consulte la parte (a) de la figura]. Se utilizará un
factor de seguridad de 1.8 contra la fluencia.
(a) Si el espesor t del tubo debe ser de un octavo de su
diámetro exterior, ¿cuál es el diámetro dmín exterior mínimo
requerido?
(b) Repita el inciso (a) si el tubo tiene un agujero con un
diámetro de d/10 por toda su longitud, como se muestra en la
figura [inciso (b)].
Diseño para cargas axiales y cortante directo
1.8.1 Se requiere que un tubo de aluminio transmita una
fuerza axial de tensión P = 33 k [consulte la parte (a) de la
figura]. El espesor de la pared del tubo será de 0.25 in.
(a) ¿Cuál es el diámetro exterior mínimo requerido dmín si
el esfuerzo de tensión permisible es 12,000 psi?
(b) Repita el inciso (a) si el tubo tiene un agujero con un
diámetro d/10 a la mitad de su longitud [consulte las partes (b)
y (c) de la figura].
PROB. 1.7.16
PROB. 1.8.1
1.8.3 Una viga horizontal AB con dimensiones de su sección
transversal [b = 0.75 in] × (h = 8.0 in) está soportada por un
puntal inclinado CD y soporta una carga P = 2700 lb en B
[consulte la parte (a) de la figura]. El puntal, que consiste de
dos barras cada una con un espesor 5b/8, está conectado a la
viga por un perno que pasa por las tres barras que se unen en
C [consulte la parte (b) de la figura].
PROB. 1.8.2
P
A
B
d C
M
Biela
Cilindro Pistón
R
L
(c)
d
d/10
(b)
P
d
Agujero con diámetro d/10
(a)
P P
d
(a)
con diámetrod/10
P
d
t =
d
8
—
(b)
P
d
t =
d
8
—
Agujero](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-102-2048.jpg)
![CAPÍTULO 1 Problemas 83
(a) Si el esfuerzo cortante permisible en el perno es
13,000 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del
perno en C?
(b) Si el esfuerzo de soporte permisible en el perno es
19,000 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del
perno en C?
PROB. 1.8.4
1.8.5 Las fuerzas P1 = 1500 lb y P2 = 2500 lb se aplican en
el nodo C de la armadura plana ABC que se muestra en la parte
(a) de la figura. El elemento AC tiene un espesor tAC = 5/16
in y el elemento AB está compuesto de dos barras, cada una
con espesor tAB/2 = 3/16 in [consulte la parte (b) de la figura].
No tome en cuenta el efecto de las dos placas que forman el
soporte del pasador en A.
Si el esfuerzo cortante permisible en el pasador es 12,000
psi y el esfuerzo de soporte permisible en el pasador es 20,000
psi, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del pasador?
PROB. 1.8.3
1.8.4 En la parte (a) de la figura se muestra el arriostramiento
lateral para un corredor peatonal. El espesor de la placa de
la horquilla es tc = 16 mm y el espesor de la placa de unión
es tg = 20 mm [consulte la parte (b) de la figura]. La fuerza
máxima en el arriostramiento diagonal se espera que sea F =
190 kN.
Si el esfuerzo cortante permisible en el pasador es de 90
MPa y el esfuerzo de soporte permisible entre el pasador y
las placas de la horquilla y de unión es 150 MPa, ¿cuál es el
diámetro mínimo necesario dmín del pasador?
PROB. 1.8.5
d
(b)
Viga AB (b h)
Puntal CD
b
Perno (dmín)
h
2
—
h
2
— 5b
8
—
(a)
P
D
C
B
A
3 ft
4 ft 5 ft
(a)
Placa de unión
Pasador
Tirante en diagonal
Horquilla
(b)
H
o
r
q
u
i
l
l
a
Placa de unión
tg
tc
dmín
F
(a)
(b)
Corte a–a
A
AB
Pasador
AC
Ay
2
—
tAB
2
—
tAC
Ay
2
—
a
a
L
A
B
C
L
Ax
Ay By
P2
P1
Placas
de soporte
del pasador](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-103-2048.jpg)
![86 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
1.8.11 Una panel de concreto precolado grande para un de-
pósito se eleva hasta la posición vertical empleando dos jue-
gos de cables en dos líneas de izado, como se muestra en la
parte (a) de la figura. El cable 1 tiene una longitud L1 = 22 ft
y las distancias a lo largo del panel [consulte la parte (b) de la
figura] son a = L1/2 y b = L1/4. Los cables están sujetos en los
puntos de izado B y D y el panel se gira con respecto a su base
en A. Sin embargo, como el peor de los casos, suponga que el
panel se iza momentáneamente arriba del suelo y, por tanto, su
peso total debe ser soportado por los cables. Suponiendo que
las fuerzas de izado del cable F en cada línea de izado son casi
iguales, utilice el modelo simplificado de una mitad del panel
de la parte (b) de la figura para realizar su análisis para la po-
sición de izado que se muestra. El peso total del panel es W =
85 kips. La orientación del panel se define por los ángulos
siguientes: g = 20° y u = 10°.
Determine el área de la sección transversal necesaria AC
del cable si su esfuerzo a la ruptura es 91 ksi y se desea un
factor de seguridad de 4.0 con respecto a la falla.
1.8.12 Una columna de acero de sección circular hueca se
soporta sobre una placa de base circular y un pedestal de con-
creto (consulte la figura). La columna tiene un diámetro exte-
rior d = 250 mm y soporta una carga P = 750 kN.
(a) Si el esfuerzo permisible en la columna es 55 MPa,
¿cuál es el espesor mínimo necesario t? Con base en su resul-
tado, seleccione un espesor para la columna. (Elija un espesor
que sea un entero par, tal como 10, 12, 14,..., en unidades de
milímetros).
(b) Si el esfuerzo de soporte permisible sobre el pedestal
de concreto es 11.5 MPa, ¿cuál es el diámetro mínimo nece-
sario D de la placa de base si se diseña para la carga permi-
sible Pperm que la columna con el espesor seleccionado puede
soportar?
1.8.13 Una pista elevada para trotar está soportada en inter-
valos mediante una viga de madera AB (L = 7.5 ft) que está
articulada en A y soportada por una barra de acero BC y una
arandela de acero en B. Tanto la barra (dBC = 3/16 in) como
la arandela (dB = 1.0 in) se diseñaron utilizando una fuerza de
tensión en la barra de TBC = 425 lb. La barra se dimensionó
empleando un factor de seguridad de 3 contra el alcance del
esfuerzo último su = 60 ksi. Se utilizó un esfuerzo de soporte
permisible sba = 565 psi para dimensionar el tamaño de la
arandela en B.
Ahora, se suspenderá una plataforma pequeña HF debajo
de una sección de la pista elevada para soportar equipo me-
cánico y eléctrico. La carga del equipo consiste en una carga
uniforme q = 50 lb/ft y una carga concentrada WE = 175 lb a
la mitad del claro de la viga HF. El plan es hacer un agujero
por la viga AB en D e instalar la misma barra (dBC) y arandela
(dB) tanto en D como en F para soportar la viga HF.
(a) Use su y sba para verificar el diseño propuesto para la
barra DF y la arandela dF; ¿son aceptables los tamaños de
la barra y de la arandela?
PROB. 1.8.11
PROB. 1.8.12
(b)
A
D
C
B
F
H
y
x
a
b
b
b2
T2
b1
T1
W
2
—
b
2
—
g
g
a
u
(a)
Columna
Placa base
P P
t
D
d](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-106-2048.jpg)
![Una barra cónica AB con sección transversal circular sólida y longitud L (figura
2.13a) está empotrada en el extremo B y sometida a una carga de tensión P en su
extremo libre A. Los diámetros de la barra en los extremos A y B son dA y dB, res-
pectivamente.
Determine el alargamiento de la barra debido a la carga P, suponga que el án-
gulo de conicidad es pequeño.
Ejemplo 2.4
Figura 2.13 Ejemplo 2.4. Cambio de
longitud de una barra cónica con sección
transversal sólida. Solución
La barra analizada en este ejemplo tiene una fuerza axial constante (igual a la
carga P) en toda su longitud. Sin embargo, el área de su sección transversal varía
continuamente de un extremo al otro. Por tanto, debemos integrar (consulte la ecua-
ción 2.7) para determinar el cambio de su longitud.
Área de la sección transversal: el primer paso en la solución es obtener una
expresión para el área de la sección transversal A(x) en cualquier sección transversal
de la barra. Para este fin, debemos establecer un origen para la coordenada x. Una
posibilidad es colocar el origen de las coordenadas en el extremo libre A de la barra.
Sin embargo, las integraciones que se realizarán se simplificarán ligeramente si ubi-
camos el origen de las coordenadas ampliando los lados de la barra cónica hasta que
se unan en el punto O, como se muestra en la figura 2.13b.
Las distancias LA y LB desde el origen O hasta los extremos A y B, respectiva-
mente, están dadas por la razón
L
L
A
B
d
d
A
B
(a)
obtenida de triángulos semejantes en la figura 2.13b. También por triángulos seme-
jantes obtenemos la razón entre diámetro d(x) y la distancia x desde el origen hasta
el diámetro dA en el extremo pequeño de la barra:
d
d
(
A
x)
L
x
A
o d(x)
d
L
A
A
x
(b)
Por tanto, el área de la sección transversal a la distancia x desde el origen es
A(x)
p[d
4
(x)]2
p
4
d
L
2
A
2
A
x2
(c)
continúa
secCiÓn 2.3 Cambios de longitud en condiciones no uniformes 105
P
L
B
A
dA
dB
dx
x
LA
O
LB
L
d(x) dB
dA
)
b
(
)
a
(
B
A](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-125-2048.jpg)
![Barras no uniformes
La energía de deformación total U de una barra formada de varios segmen-
tos es igual a la suma de las energías de deformación de los segmentos in-
dividuales. Por ejemplo, la energía de deformación de la barra representada
en la figura 2.45 es igual a la energía de deformación del segmento AB más
la energía de deformación del segmento BC. Este concepto se expresa en
términos generales mediante la siguiente ecuación:
U
n
i 1
Ui (2.39)
en donde Ui es la energía de deformación del segmento i de la barra y n es
el número de segmentos. (Esta relación es válida ya sea que el material se
comporte de una manera lineal o no lineal).
Ahora suponga que el material de la barra es linealmente elástico y
que la fuerza axial interna es constante dentro de cada segmento. Entonces
podemos emplear la ecuación (2.37a) para obtener las energías de deforma-
ción de los segmentos y la ecuación (2.39) se transforma en
U
n
i 1 2
N
E
i
2
i
L
A
i
i
(2.40)
donde Ni es la fuerza axial que actúa en el segmento i y Li, Ei y Ai son pro-
piedades del segmento i. (El uso de esta ecuación se ilustra en los ejemplos
2.12 y 2.15 al final de esta sección).
Podemos obtener la energía de deformación de una barra prismática
con una fuerza axial que varía continuamente (figura 2.46) aplicando la
ecuación (2.37a) a un elemento diferencial (que se muestra sombreado en
la figura) y luego integrando a lo largo de la longitud de la barra:
U
L
0
[N
2E
(x
A
)]
(
2
x
d
)
x
(2.41)
En esta ecuación, N(x) y A(x) son la fuerza axial y el área de la sección
transversal a una distancia x desde el extremo de la barra. (El ejemplo 2.13
ilustra el uso de esta ecuación).
Comentarios
Las expresiones anteriores para la energía de deformación (ecuaciones 2.37
a 2.41) muestran que la energía de deformación no es una función lineal de
las cargas, ni siquiera cuando el material es linealmente elástico. Por tanto,
es importante tomar en cuenta que no podemos obtener la energía de defor
mación de una estructura que soporta más de una carga combinando las
energías de deformación obtenidas a partir de las cargas individuales que
actúan por separado.
En el caso de la barra no prismática que se muestra en la figura 2.45,
la energía de deformación total no es la suma de la energía de deformación
debida a la carga P1 que actúa sola y la energía de deformación debida a la
carga P2 actuando sola. Entonces, debemos evaluar la energía de deforma-
ción con todas las cargas que actúan simultáneamente, como se demuestra
más adelante en el ejemplo 2.13.
Figura 2.45 Barra formada de segmentos
prismáticos que tienen diferentes áreas
de sus secciones transversales y distintas
fuerzas axiales.
B
A
C
P1
P2
Figura 2.46 Barra no prismática con
fuerza axial variable.
B
A
P
L
x
dx
secCiÓn 2.7 Energía de deformación 143](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-165-2048.jpg)
![Ejemplo 2.13
Determine la energía de deformación de una barra prismática que cuelga de su ex-
tremo superior (figura 2.49). Considere las cargas siguientes: (a) el peso de la barra
y (b) el peso de la barra más una carga P en el extremo inferior. (Suponga un com-
portamiento linealmente elástico.)
Solución
(a) Energía de deformación debida al peso de la barra (figura 2.49a). La barra
está sometida a una fuerza axial variante, la fuerza interna es cero en su extremo
inferior y máxima en su extremo superior. Para determinar la fuerza axial, conside-
ramos un elemento con longitud dx (que se muestra sombreado en la figura) a una
distancia x desde el extremo superior. La fuerza axial interna N(x) que actúa sobre
este elemento es igual al peso de la barra debajo del elemento:
N(x) gA(L x) (d)
en donde g es el peso específico del material y A es el área de la sección transversal
de la barra. Sustituyendo en la ecuación (2.41) e integrando se obtiene la energía de
deformación total:
U
L
0
[N
2
(
E
x
A
)]
(
2
x
d
)
x
L
0
[gA(L
2EA
x)]2
dx g
6
2
A
E
L3
(2.46)
(b) Energía de deformación debida al peso de la barra más la carga P (figura
2.49b). En este caso la fuerza axial N(x) que actúa sobre el elemento es
N(x) gA(L x) P (e)
(compare con la ecuación d). Ahora de la ecuación (2.41) obtenemos
U
L
0
g2
6
A
E
L3
g
2
P
E
L2
2
P
E
2
L
A
[gA(L x) P]2
dx
2EA
(2.47)
Nota: el primer término en esta expresión es igual que la energía de deforma-
ción de una barra que cuelga bajo su propio peso (ecuación 2.46) y el último término
es igual que la energía de deformación de una barra sometida a una fuerza axial P
(ecuación 2.37a). Sin embargo, el término medio contiene tanto a g como a P, mos-
trando que depende del peso de la barra y de la magnitud de la carga aplicada.
Por tanto, este ejemplo ilustra que la energía de deformación de una barra so-
metida a dos cargas no es igual a la suma de las energías de deformación producidas
por las cargas individuales que actúan por separado.
Figura 2.49 Ejemplo 2.13. (a) Barra
colgada por su propio peso y (b) barra
que cuelga por su propio peso y también
soporta una carga P.
P
L
x
dx
(a)
L
x
dx
(b)
secCiÓn 2.7 Energía de deformación 149](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-171-2048.jpg)
![Una barra prismática redonda de acero (E = 210 GPa), longitud L = 2.0 m y diá-
metro d = 15 mm cuelga verticalmente de un soporte en su extremo superior (figura
2.54). Un collarín deslizante con masa M = 20 kg cae desde una altura h = 150 mm
sobre una brida en el extremo inferior de la barra sin rebotar.
(a) Calcule el alargamiento máximo de la barra debida al impacto y determine
el factor de impacto correspondiente.
(b) Calcule el esfuerzo de tensión máximo en la barra y determine el factor de
impacto correspondiente.
Solución
Como la configuración de la barra y el collarín en este ejemplo es igual a la
configuración que se muestra en la figura 2.53, podemos emplear las ecuaciones
derivadas con anterioridad (ecuaciones 2.49 a 2.60).
(a) Alargamiento máximo. El alargamiento de la barra producido por el collarín
en caída se puede determinar con la ecuación (2.53). El primer paso es determinar
el alargamiento estático de la barra debido al peso del collarín. Como el peso del
collarín es Mg, el cálculo del alargamiento es como sigue:
dest
M
E
g
A
L
0.0106 mm
(20.0 kg)(9.81 m/s2
)(2.0 m)
(210 GPa)(p/4)(15 mm)2
De este resultado observamos que
d
h
est 0.
1
0
5
1
0
06
m
m
m
m
14,150
Ahora se pueden sustituir los valores numéricos en la ecuación (2.53) para obtener
el alargamiento máximo:
dmáx dest 1 1
2
d
h 1/2
(0.0106 mm)[1 1 2(14,150)]
1.79 mm
continúa
Ejemplo 2.16
Figura 2.54 Ejemplo 2.16. Carga de
impacto sobre una barra vertical.
L = 2.0 m
d = 15 mm
h = 150 mm
M = 20 kg
secCiÓn 2.8 Carga de impacto 159](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-181-2048.jpg)
![160 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente
Como la altura de caída es muy grande comparada con el alargamiento estático,
obtenemos casi el mismo resultado calculando el alargamiento máximo con la ecua-
ción (2.54):
dmáx 2hdest [2(150 mm)(0.0106 mm)]1/2
1.78 mm
El factor de impacto es igual a la razón entre alargamiento máximo y el alargamiento
estático:
Factor de impacto
d
d
m
est
áx
0
1
.0
.7
1
9
06
m
m
m
m
169
Este resultado demuestra que los efectos de una carga dinámicamente aplicada pue-
den ser muy grandes comparados con los efectos de la misma carga cuando actúa
estáticamente.
(b) Esfuerzo de tensión máximo. El esfuerzo máximo producido por el collarín
en caída se obtiene de la ecuación (2.55) como sigue:
smáx
Ed
L
máx
188 MPa
(210 GPa)(1.79 mm)
2.0 m
Este esfuerzo se puede comparar con el esfuerzo estático (consulte la ecuación
2.57), que es
sest
W
A
M
A
g
1.11 MPa
(20 kg)(9.81 m/s2
)
(p/4)(15 mm)2
La razón entre smáx y sest es 188/1.11 = 169, es igual al factor de impacto para los
alargamientos. Este resultado era de esperarse, debido a que los esfuerzos son di-
rectamente proporcionales a los alargamientos correspondientes (consulte las ecua-
ciones 2.55 y 2.57).](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-182-2048.jpg)
![184 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente
2.2.8 La armadura de tres barras ABC que se muestra en la
figura tiene un claro L = 3 m y está construida de tubos de
acero que tienen un área de la sección transversal A = 3900
mm2
y un módulo de elasticidad E = 200 GPa. Cargas idén-
ticas P actúan vertical y horizontalmente en el nodo C, como
se muestra.
(a) Si P = 650 kN, ¿cuál es el desplazamiento horizontal
del nodo B?
(b) ¿Cuál es el valor máximo permisible de la carga Pmáx
si el desplazamiento del nodo B está limitado a 1.5 mm?
L
B
A
45° 45°
P
P
C
Prob. 2.2.8
2.2.9 Un alambre de aluminio con diámetro d = 1/10 in y
longitud L = 12 ft se somete a una carga de tensión P (con-
sulte la figura). El aluminio tiene un módulo de elasticidad
E = 10 600 ksi.
Si el alargamiento máximo permisible del alambre es
1/8 in y el esfuerzo permisible en tensión es 10 ksi, ¿cuál es
la carga permisible Pmáx?
P
d
P
L
Prob. 2.2.9
2.2.10 Una barra uniforme AB con peso W = 25 N está so-
portada por dos resortes, como se muestra en la figura. El re-
sorte a la izquierda tiene una rigidez k1 = 300 N/m y longitud
natural L1 = 250 mm. Las cantidades correspondientes para
el resorte a la derecha son k2 = 400 N/m y L2 = 200 mm.
La distancia entre los resortes es L = 350 mm y el resorte a
la derecha está suspendido de un soporte que se ubica a una
distancia h = 80 mm debajo del punto de soporte del resorte a
la izquierda. No tome en cuenta el peso de los resortes.
(a) ¿A qué distancia x desde el resorte a la izquierda [par-
te (a) de la figura] se debe colocar una carga P = 18 N a fin de
llevar la barra a la posición horizontal?
(b) Si ahora se quita P, ¿qué valor nuevo de k1 se requiere
para que la barra [parte (a) de la figura] se suspenda en posi-
ción horizontal ante el peso W?
(c) Si P se remueve y k1 = 300 N/m, ¿qué distancia b se
deberá mover el resorte k1 a la derecha tal que la barra [parte
(a) de la figura] quede en una posición horizontal ante el pe-
so W?
(d) Si ahora el resorte a la izquierda se reemplaza con
dos resortes en serie (k1 = 300 N/m, k3) con longitud natural
global L1 = 250 mm [consulte la parte (b) de la figura], ¿qué
valor de k3 se requiere para que la barra quede en una posición
horizontal ante el peso W?
L1
2
—
W
h
L
A
k3
L1
2
—
k1 k2
L2
B
(b)
(a)
P
W
Posición nueva de k1
sólo para el inciso (c)
Carga P sólo
para el inciso (a)
x
h
L
A
k1
L1
k2
L2
B
b
Prob. 2.2.10
2.2.11 Un tubo circular hueco de hierro colado (Ec = 12,000
ksi) soporta una barra de latón (Eb = 14,000 ksi) y un peso
W = 2 kips, como se muestra. El diámetro exterior del tubo es
dc = 6 in.
(a) Si el esfuerzo permisible de compresión en el tubo es
5000 psi y su acortamiento permisible es 0.02 in, ¿cuál es el
espesor de pared mínimo permisible tc’mín? (Incluya los pesos
de la barra y la tapa de acero en sus cálculos.)](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-206-2048.jpg)
![(b) ¿Qué carga adicional P0 se puede colocar en la parte
superior de la columna (punto C) si el acortamiento total dAC
no debe exceder 4.0 mm?
P1 = 400 kN
P2 = 720 kN
B
A
C
L = 3.75 m
L = 3.75 m
Prob. 2.3.6
2.3.7 Una barra de acero con una longitud de 8 ft tiene una
sección transversal circular d1 = 0.75 in en la mitad de su
longitud y diámetro d2 = 0.5 in en la otra mitad (consulte la
figura). El módulo de elasticidad es E = 30 × 106
psi.
(a) ¿Cuál es el alargamiento de la barra ante una carga de
tensión P = 5000 lb?
(b) Si con el mismo volumen de material se hace una
barra con diámetro constante d y longitud 8.0 ft, ¿cuál será el
alargamiento con la misma carga P?
d1 = 0.75 in
P
d2 = 0.50 in
4.0 ft 4.0 ft
P = 5000 lb
Prob. 2.3.7
2.3.8 Una barra ABC con longitud L consiste de dos partes
con segmentos iguales pero diámetros diferentes. El segmento
AB tiene un diámetro d1 = 100 mm y el segmento BC tiene un
diámetro d2 = 60 mm. Los dos segmentos tienen una longitud
L/2 = 0.6 m. En el segmento AB se perfora un agujero lon-
gitudinal con diámetro d en la mitad de su longitud (distancia
L/4 = 0.3 m). La barra está hecha de plástico que tiene un
módulo de elasticidad E = 4.0 GPa y sobre sus extremos ac-
túan cargas de compresión P = 110 kN.
(a) Si el acortamiento de la barra está limitado a 8.0 mm,
¿cuál es el diámetro máximo permisible dmáx del agujero?
[Consulte la parte (a) de la figura].
(b) Ahora, si dmáx se fija en d2/2, ¿a qué distancia b desde
el extremo C se debe aplicar la carga P para limitar el acor-
tamiento de la barra a 8.0 mm? [Consulte la parte (b) de la
figura.]
(c) Por último, si se aplican cargas P en los extremos y
dmáx = d2/2, ¿cuál es la longitud permisible x del agujero si
el acortamiento está limitado a 8.0 mm? [Consulte la parte (c)
de la figura.]
Prob. 2.3.8
(c)
d2
dmáx =
d1
P P
A B
C
x L
2
x
— L
2
—
d2
2
—
(b)
d2
dmáx =
d1
L
4
P
P
b
A B
C
— L
4
— L
2
—
d2
2
—
(a)
d2
dmáx
d1
L
4
P P
A B
C
— L
4
— L
2
—
capítulo 2 Problemas 187](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-209-2048.jpg)
![190 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente
*2.3.14 Un poste AB que soporta equipo en un laboratorio
está ahusado uniformemente en toda su altura H (consulte la
figura). La secciones transversales del poste son cuadradas,
con dimensiones b × b en su parte superior y 1.5b × 1.5b en
su base.
Deduzca una fórmula para el acortamiento d del poste
debido a la carga de compresión P que actúa en su parte supe-
rior. (Suponga que el ángulo de ahusamiento es pequeño y no
tome en cuenta el peso del poste.)
H
P
A
B
A b
b
B 1.5b
1.5b
Prob. 2.3.14
*2.3.15 Una barra larga esbelta con forma de cono circular
recto con longitud L y diámetro d en su base cuelga vertical-
mente por la acción de su propio peso (consulte la figura).
El peso del cono es W y el módulo de elasticidad del mate
rial es E.
Deduzca una fórmula para el aumento d de la longitud de
la barra debido a su peso. (Suponga que el ángulo de ahusa-
miento del cono es pequeño).
2.3.16 Un tubo uniformemente ahusado AB con sección
transversal circular y longitud L se muestra en la figura. Los
diámetros promedio en sus extremos son dA y dB = 2dA. Su-
ponga que E es constante. Deduzca una fórmula para el alar-
gamiento d del tubo cuando se somete a cargas P que actúan
en sus extremos Utilice los siguientes datos numéricos: dA =
35 mm, L = 300 mm, E = 2.1 Gpa, P = 25 KN para los casos
siguientes:
(a) Se perfora un agujero con diámetro constante dA de B
hacia A para formar una sección hueca con longitud x = 1/2
[consulte la parte (a) de la figura].
(b) Se perfora un agujero con diámetro variable d(x) de
B hacia A para formar una sección hueca con longitud x =
1/2 y espesor constante t [consulte la parte (b) de la figura].
(Suponga que t = dA/20.)
Prob. 2.3.16
**2.3.17 Los cables principales de suspensión de un puente
colgante [consulte la parte (a) de la figura] siguen una curva
que es casi parabólica debido a que la carga principal sobre los
cables es el peso de la calzada del puente, que tiene una inten-
sidad uniforme a lo largo de la horizontal. Por tanto, represen-
temos la región central AOB de uno de los cables principales
[consulte la parte (b) de la figura] como un cable parabólico
soportado en los puntos A y B, y que sostiene una carga uni-
Prob. 2.3.15
d
L
P
(a)
(b)
P
B
x
L
P
A
dA
dA
dB
B
x
L
P
A
dA
d(x)
dB
t constante](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-212-2048.jpg)
![192 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente
2.4.2 Un conjunto cilíndrico que consiste de un núcleo de la-
tón y una cubierta de aluminio se comprime por una carga P
(consulte la figura). Las longitudes de la cubierta de aluminio
y del núcleo de latón son 350 mm, el diámetro del núcleo es
25 mm y su diámetro exterior es 40 mm. Además, los módulos
de elasticidad del aluminio y el latón son 72 GPa y 100 GPa,
respectivamente.
(a) Si la longitud del conjunto disminuye en 0.1% cuando
se aplica la carga P, ¿cuál es la magnitud de ésta?
(b) ¿Cuál es la carga máxima permisible Pmáx si los es-
fuerzos permisibles en el aluminio y el latón son 80 MPa y
120 MPa, respectivamente? (Sugerencia: utilice las ecuacio-
nes obtenidas en el ejemplo 2.5.)
Cubierta de aluminio
Núcleo de latón
25 mm
40 mm
P
350 mm
Prob. 2.4.2
2.4.3 Tres barras prismáticas, dos de material A y una de ma-
terial B, transmiten una carga de tensión P (consulte la figura).
Las dos barras exteriores (material A) son idénticas. El área de
la sección transversal de la barra central (material B) es 50%
mayor que el área de la sección transversal de una de las ba-
rras exteriores. Además, el módulo de elasticidad del material
A es el doble que el del material B.
(a) ¿Qué fracción de la carga P se transmite por la barra
central?
(b) ¿Cuál es la razón entre esfuerzo en la barra central y
el esfuerzo en las barras exteriores?
(c) ¿Cuál es la razón entre la deformación unitaria en la
barra central y la deformación unitaria en las barras exteriores?
A
A
B
P
Prob. 2.4.3
2.4.4 Una barra circular ACB con diámetro d que tiene un
agujero cilíndrico con longitud x y diámetro d/2 de A a C
está empotrada rígidamente entre los apoyos A y B. Una carga
P actúa en L/2 desde los extremos A y B. Suponga que E es
constante.
(a) Obtenga fórmulas para las reacciones RA y RB en los
apoyos A y B, respectivamente, debidas a la carga P [consulte
la parte (a) de la figura].
(b) Obtenga una fórmula para el desplazamiento d en el
punto de aplicación de la carga [consulte la parte (a) de la
figura].
(c) ¿Para qué valor de x es RB = (6/5)RA? [Consulte la
parte (a) de la figura.]
(d) Repita el inciso (a) si la barra ahora está ahusada li-
nealmente de A a B, como se muestra en la parte (b) de la
figura y x = L/2.
(e) Repita el inciso (a) si ahora la barra gira hasta una
posición vertical, la carga P se remueve y la barra cuelga por
su propio peso (suponga una densidad = r). [Consulte la parte
(c) de la figura.] Suponga que x = L/2.
P, d
d
RA
d
2
—
L
2
—
RB
(a)
C B
A
L – x
x](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-214-2048.jpg)
![Prob. 2.4.10
2.4.11 Una barra bimetálica (o barra compuesta) con sección
transversal cuadrada y dimensiones 2b × 2b está construida
de dos metales diferentes que tienen módulos de elasticidad
E1 y E2 (consulte la figura). Las dimensiones de las secciones
transversales de las dos partes de la barra son iguales. La barra
se comprime por fuerzas P que actúan a través de placas extre-
mas rígidas. La línea de acción de las cargas tiene una excen-
tricidad e con una magnitud tal que cada parte de la barra se
somete a un esfuerzo de compresión de manera uniforme.
(a) Determine las fuerzas axiales P1 y P2 en las dos partes
de la barra.
(b) Determine la excentricidad e de las cargas.
(c) Determine la razón s1/s2 de los esfuerzos en las dos
partes de la barra.
2.4.12 Una barra rígida con peso W = 800 N cuelga de tres
alambres verticales igualmente espaciados (longitud L = 150
mm, espaciamiento a = 50 mm): dos alambres son de acero y
uno de aluminio. Los alambres también soportan una carga P
que actúa sobre la barra. El diámetro de los alambres de acero
es ds = 2 mm y el diámetro del alambre de aluminio es da =
4 mm. Suponga Es = 210 GPa y Ea = 70 GPa.
(a) ¿Qué carga Pperm se puede soportar en el punto medio
de la barra (x = a) si el esfuerzo permisible en los alambres
de acero es 220 MPa y en el alambre de aluminio es 80 MPa?
[Consulte la parte (a) de la figura.]
(b) ¿Cuál es el valor de Pperm si la carga se ubica en x =
a/2? [Consulte la parte (a) de la figura.]
(c) Repita el inciso (b) si el segundo y el tercer alambre
se cambian como se muestra en la parte (b) de la figura.
C
B
A
Elementos
de esfuerzo
A2
A1
L1
L2
RC
RA
Prob. 2.4.11
2b
P
e
b
b
b
b
P
e
E1
E2
Prob. 2.4.12
(a)
x
a
a
P
S A S
L
(b)
x
a
a
P
S S A
L
Barra rígida
con peso W
Barra rígida
con peso W
capítulo 2 Problemas 195](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-217-2048.jpg)
![198 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente
2.5.5 Una barra AB con longitud L se sostiene entre dos
soportes rígidos y se calienta de manera no uniforme de tal
manera que el aumento de temperatura ∆T a una distancia x
desde el extremo A está dado por la expresión ∆T = ∆TBx3
/
L3, donde ∆TB es el aumento de temperatura en el extremo B
de la barra [consulte la parte (a) de figura].
(a) Deduzca una fórmula para el esfuerzo de compresión
sc en la barra. (Suponga que el material tiene un módulo de
elasticidad E y un coeficiente de dilatación térmica a.)
(b)Ahora modifique la fórmula del inciso (a) si el soporte
rígido en A se reemplaza por un soporte elástico en A que tiene
una constante de resorte k [consulte la parte (b) de la figura].
Suponga que sólo la barra AB está sometida al aumento de
temperatura.
(a)
L
A
ΔT
ΔTB
B
x
0
(b)
L
A
k
ΔT
ΔTB
B
x
0
Prob. 2.5.5
2.5.6 Una barra plástica ACB que tiene dos secciones tras-
versales circulares sólidas se sostiene entre soportes rígidos,
como se muestra en la figura. Los diámetros en las partes iz-
quierda y derecha son 50 mm y 75 mm, respectivamente. Las
longitudes correspondientes son 225 mm y 300 mm. Además,
el módulo de elasticidad E es 6.0 GPa y el coeficiente de di-
latación térmica a es 100 × 10–6
/°C. La barra se somete a un
aumento de temperatura uniforme de 30°C.
(a) Calcule las siguientes cantidades: (1) la fuerza de
compresión N en la barra; (2) el esfuerzo máximo de compre-
sión sc y (3) el desplazamiento dC del punto C.
(b) Repita el inciso (a) si el soporte rígido en A se reem-
plaza por un soporte elástico que tiene una constante de resor-
te k = 50 MN/m [consulte la parte (b) de la figura; suponga
que sólo la barra ABC se somete al aumento de temperatura].
(a)
300 mm
75 mm
225 mm
A B
C
50 mm
(b)
300 mm
75 mm
225 mm
A B
C
50 mm
k
Prob. 2.5.6
2.5.7 Una barra circular de acero AB (diámetro d1 = 1.0 in,
longitud L1 = 3.0 ft) tiene un manguito de bronce (diámetro
exterior d2 = 1.25 in, longitud L2 = 1.0 ft) ajustado por con-
tracción sobre ella de manera que las dos partes están firme-
mente unidas (consulte la figura).
Calcule el alargamiento total d de la barra de acero debi-
do al aumento de temperatura ∆T = 500°F. (Las propiedades
de los materiales son las siguientes: para el acero, Es = 30 ×
10 6
psi y as = 6.5 × 10–6
/°F; para el bronce, Eb = 15 × 10 6
psi y ab = 11 × 10–6
/°F).
d2
d1
B
A
L2
L1
Prob. 2.5.7
2.5.8 Un manguito de latón S está ajustado sobre un perno
de acero B (consulte la figura) y la tuerca se aprieta sólo hasta
que está firme. El perno tiene un diámetro dB = 25 mm y el
manguito tiene diámetros interior y exterior d1 = 26 mm y
d2 = 36 mm, respectivamente.
Calcule el aumento de temperatura ∆T necesario para
producir un esfuerzo de compresión de 25 MPa en el man-
guito.](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-220-2048.jpg)
![Prob. 2.5.23
2.5.24 En ocasiones las vigas de concreto preesforzado se fa-
brican de la siguiente manera. Se estiran varillas de acero de
alta resistencia mediante un mecanismo con gatos hidráulicos
que aplican una fuerza Q, como se representa en el esquema
de la parte (a) de la figura. Luego se vacía concreto alrededor de
las varillas para formar una viga, como se muestra en la parte
(b) de la figura.
Después que el concreto ha fraguado apropiadamente, se
liberan los gatos y se remueve la fuerza Q [consulte la parte
(c) de la figura]. De esta manera la viga se deja en una con
dición preesforzada, con las varillas en tensión y el concreto
en compresión.
Supongamos que la fuerza de esfuerzo previo Q produce
en las varillas de acero un esfuerzo inicial s0 = 620 MPa. Si
los módulos de elasticidad del acero y del concreto tienen una
razón 12:1 y las áreas de las secciones transversales tienen
una razón de 1:50, ¿cuáles son los esfuerzos finales ss y sc en
los dos materiales?
2.5.25 Un tubo de polietileno (longitud L) tiene una tapa que
se mantiene en posición por un resorte (con longitud sin de-
formar L1 L). Después de instalar la tapa, el resorte se tensa
despúes girando un tornillo de ajuste una cantidad d. No tome
en cuenta las deformaciones de la tapa y la base. Utilice la
fuerza en la base del resorte como la redundante. Emplee las
propiedades numéricas que se dan en los recuadros.
(a) ¿Cuál es la fuerza resultante en el resorte, Fk?
(b) ¿Cuál es la fuerza resultante en el tubo, Ft?
(c) ¿Cuál es la longitud final del tubo, Lf?
(d) ¿Qué cambio de temperatura DT dentro del tubo re-
sultará en una fuerza cero en el resorte?
Prob. 2.5.24
capítulo 2 Problemas 203
Módulo de elasticidad
Tubo de polietileno (Et = 100 ksi)
Coeficientes de dilatación térmica
at = 80 10–6/°F, ak = 6.5 10–6/°F
d0 = 6 in
1
8
—
t = in
k = 1.5
kip
in
–––
L1 = 12.125 in L = 12 in
Propiedades y dimensiones
Q
Q
Q
Q
(a)
(b)
(c)
Varillas de acero
Concreto
Tapa (supóngala rígida)
Tubo
(d0, t, L, at, Et)
Resorte (k, L1 L)
Tornillo
de ajuste
d = L – L1
Tornillo
Módulo de elasticidad
Tubo de polietileno (Et = 100 ksi)
Coeficientes de dilatación térmica
at = 80 10–6/°F, ak = 6.5 10–6/°F
d0 = 6 in in
1
8
—
t =
k = 1.5
kip
in
–––
L = 12 in
Propiedades y dimensiones
L1 = 11.875 in](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-225-2048.jpg)
![(a) ¿Cuál es el esfuerzo normal máximo smáx en la pro-
beta?
(b) ¿Cuál es el esfuerzo cortante máximo tmáx?
(c) Trace un elemento de esfuerzo orientado a un ángulo
de 45° con respecto al eje de la barra y muestre todos los es-
fuerzos que actúan sobre las caras de este elemento.
T
T
2 in
Prob. 2.6.7
2.6.8 Una barra de cobre con sección transversal rectangular
está sostenida sin aplicar ningún esfuerzo entre dos soportes
rígidos (consulte la figura). Luego se aumenta la temperatura
de la barra 50°C.
Determine los esfuerzos sobre todas las caras de los ele-
mentos A y B, y muestre estos esfuerzos en dibujos de los
elementos. (Suponga a = 17.5 × 10–6
/°C y E = 120 GPa.)
A B
45°
Prob. 2.6.8
2.6.9 La cuerda inferior AB de una armadura pequeña ABC
(consulte la figura) está fabricada con un perfil de acero de
patín ancho W8 × 28. El área de su sección transversal es
A = 8.25 in2
[apéndice E, tabla E-1(a)] y cada una de las tres
cargas aplicadas son P = 45 k. Primero, encuentre la fuerza
en el elemento NAB; luego, determine los esfuerzos normal y
cortante que actúan sobre todas las caras de los elementos de
esfuerzo ubicados en el alma del elemento AB y orientados (a)
en un ángulo u = 0o
, (b) en un ángulo u = 30° y (c) en ángulo
u = 45°. En cada caso, muestre los esfuerzos en un diagrama
de un elemento apropiadamente orientado.
Prob. 2.6.9
2.6.10 Una barra de plástico con diámetro d = 32 mm se
comprime en un dispositivo de prueba mediante una fuerza
P = 190 N aplicada como se muestra en la figura.
(a) Determine los esfuerzos normal y cortante que actúan
sobre todas las caras de los elementos orientados (1) en un
ángulo u = 0°, (2) en un ángulo u = 22.5° y (3) en un ángulo
u = 45°. En cada caso, muestre los esfuerzos en un bosque-
jo de un elemento apropiadamente orientado. ¿Cuáles son los
valores de smáx y tmáx?
(b) Encuentre smáx y tmáx en la barra de plástico si se
inserta un resorte de recentrado con rigidez k en el dispositivo
de prueba, como se muestra en la figura. La rigidez del resorte
es 1/6 de la rigidez axial de la barra de plástico.
NAB
NAB
u
9 ft
P
P
P = 45 kips
C
A
B
12 ft
Ay
Ax
By
Prob. 2.6.10
Barra
de plástico
Resorte de
recentrado [sólo
para el inciso (b)].
100 mm
P = 190 N
d = 32 mm k
300 mm
u
200 mm
capítulo 2 Problemas 205](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-227-2048.jpg)
![264 CapÍtulo 3 Torsión
podemos determinar la energía de deformación de cada segmento y luego
sumarlas para obtener la energía total de la barra:
U
n
i 1
Ui (3.52)
en donde Ui es la energía de deformación del segmento i y n es el número de
segmentos. Por ejemplo, si utilizamos la ecuación (3.51a) para obtener las
energías de deformación individuales, la ecuación anterior se transforma en
U
n
i 1
Ti
2
Li
2Gi(IP)i
(5.53)
en donde Ti es el par de torsión interno en el segmento i y Li, Gi e (IP)i son
las propiedades torsionales del segmento.
Si la sección transversal de la barra o el par de torsión interno varía a
lo largo del eje, como se ilustra en las figuras 3.15 y 3.16 de la sección 3.4,
podemos obtener la energía de deformación total determinando primero la
energía de deformación de un elemento y luego integrando a lo largo del
eje. Para un elemento con longitud dx, la energía de deformación es (con-
sulte la ecuación 3.51a)
dU
[
2
T
G
(x
I
)
P
]
(
2
x
d
)
x
en donde T(x) es el par de torsión interno que actúa sobre el elemento e IP(x)
es el momento polar de inercia de la sección transversal en el elemento. Por
tanto, la energía de deformación total de la barra es
U
L
0
[
2
T
G
(x
I
)
P
]
(
2
x
d
)
x
(3-54)
De nuevo deben observarse las similitudes de las expresiones para la ener-
gía de deformación en torsión y carga axial (compare las ecuaciones 3.53 y
3.54 con las ecuaciones 2.40 y 2.41 de la sección 2.7).
El empleo de las ecuaciones anteriores para torsión no uniforme se
ilustra en los ejemplos que siguen. En el ejemplo 3.10 la energía de defor-
mación se determina para una barra en torsión pura con segmentos prismá-
ticos y en los ejemplos 3.11 y 3.12 se determina la energía de deformación
para barras con pares de torsión variables y dimensiones de sus secciones
transversales variables.
Además, en el ejemplo 3.12 se muestra cómo en condiciones muy li-
mitadas el ángulo de torsión de una barra se puede determinar a partir de
su energía de deformación. (Para un análisis más detallado de este método,
incluyendo sus limitaciones, consulte la subsección “Desplazamientos cau-
sados por una sola carga” en la sección 2.7).
Limitaciones
Al evaluar la energía de deformación debemos tener en cuenta que las ecua-
ciones deducidas en esta sección sólo se aplican a barras de materiales li-
nealmente elásticos con ángulos de torsión pequeños. Además, debemos
recordar la observación importante enunciada previamente en la sección
2.7: la energía de deformación de una estructura que soporta más de una
carga no se puede obtener sumando las energías de deformación obtenidas](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-286-2048.jpg)
![268 CapÍtulo 3 Torsión
Ejemplo 3.11
Una barra prismática AB, fija en un extremo y libre en el otro, está cargada por un
par de torsión distribuido, con intensidad constante t por unidad de distancia a lo
largo del eje de la barra (figura 3.38).
(a) Deduzca una fórmula para la energía de deformación de la barra.
(b) Evalúe la energía de deformación de un eje hueco empleado para perforar
en el suelo si los datos son los siguientes:
t = 480 lb-in/in, L = 12 ft, G = 11.5 3 106
psi e IP = 17.18 in4
.
Solución
(a) Energía de deformación de la barra. El primer paso en la solución es deter-
minar el par de torsión interno T(x) que actúa a una distancia x desde el extremo libre
de la barra (figura 3.38). Este par de torsión interno es igual al par de torsión total
que actúa sobre la parte de la barra entre x = 0 y x = x. Este último par de torsión es
igual a la intensidad t del par de torsión por la distancia x sobre la que actúa:
T(x) tx (h)
Sustituyendo en la ecuación (3.54), obtenemos
U
L
0
[T
2
(x
G
)]
I
2
P
dx
2G
1
IP
L
0
(tx)2
dx
6
t
G
2
L
I
3
P
(3.56)
Esta expresión da la energía de deformación total almacenada en la barra.
(b) Resultados numéricos. Para evaluar la energía de deformación del eje hueco
sustituimos los datos dados en la ecuación (3.56):
U
6
t
G
2
L
I
3
P
580 in-lb
(480 lb-in/in)2
(144 in)3
6(11.5 106
psi)(17.18 in4
)
Este ejemplo ilustra el uso del proceso de integración para evaluar la energía de
deformación de una barra sometida a un par de torsión distribuido.
Figura 3.38 Ejemplo 3.11. Energía de
deformación producida por un par de
torsión distribuido.
x
L
dx
t
B
A](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-290-2048.jpg)
![Ejemplo 3.12
Una barra ahusada en voladizo AB con sección transversal circular sólida está so-
portada en el extremo derecho y cargada por un par de torsión T en el otro extremo
(figura 3.39). El diámetro de la barra varía linealmente de dA en el extremo izquierdo
a dB en el extremo derecho.
Determine el ángulo de rotación fA en el extremo A de la barra igualando la
energía de deformación con el trabajo realizado por la carga.
Solución
Del principio de conservación de la energía sabemos que el trabajo realizado
por el par de torsión aplicado es igual a la energía de deformación de la barra; por
tanto, W = U. El trabajo está dado por la ecuación
W
Tf
2
A
(i)
y la energía de deformación U se puede determinar con la ecuación (3.54).
Para utilizar la ecuación (3.54), necesitamos expresiones para el par de torsión
T(x) y el momento polar de inercia IP(x). El par de torsión es constante a lo largo del
eje de la barra e igual a la carga T, y el momento polar de inercia es
IP(x)
3
p
2
d(x) 4
en donde d(x) es el diámetro de la barra a una distancia x desde el extremo A. De la
geometría de la figura observamos que
d(x) dA
dB
L
dA
x (j)
y, por tanto,
IP(x)
3
p
2
dA
dB
L
dA
x
4
(k)
Ahora podemos sustituir en la ecuación (3.54), como sigue:
U
L
0
[
2
T
G
(x
I
)
P
]
(
2
x
d
)
x 1
p
6
G
T2 L
0
dx
dA
dB
L
dA
x
4
La integral en esta expresión se puede integrar con ayuda de una tabla de integrales
(consulte el apéndice C). Sin embargo, ya evaluamos esta integral en el ejemplo 3.5
de la sección 3.4 (consulte la ecuación g de ese ejemplo) y determinamos que
L
0 3(dB
L
dA) d
1
3
A d
1
3
B
dx
dA
dB
L
dA
x
4
4
continúa
Figura 3.39 Ejemplo 3.12. Barra ahusada
en torsión.
L
d(x)
dA dx
A
T
B
x
dB
A
f
secCiÓn 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 269](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-291-2048.jpg)
![290 CapÍtulo 3 Torsión
3.4.13 En la figura se muestra un tubo de una aleación de
aluminio uniformemente ahusado AB con sección transversal
circular y longitud L. Los diámetros exteriores en los extre-
mos son dA y dB = 2dA. Una sección hueca con longitud L/2
y espesor constante t = dA/10 está formada en el tubo y se
extiende desde B hasta la mitad del tubo hacia A.
(a) Encuentre el ángulo de torsión f del tubo cuando se
somete a pares de torsión T que actúan en los extremos. Uti-
lice los valores numéricos siguientes: dA = 2.5 in, L = 48 in,
G = 3.9 × 106
psi y T = 40,000 in-lb.
(b) Repita el inciso (a) si la sección hueca tiene un diáme-
tro constante dA. [(Consulte la parte (b) de la figura].
3.4.15 Un ciclista que sube por una colina aplica un par de
torsión T = Fd (F = 15 lb, d = 4 in) al extremo de los mani-
llares ABCD (empujando sobre sus extensiones DE). Consi-
dere sólo la mitad derecha del conjunto del manillar (suponga
que las barras están fijas en la horquilla en A). Los segmentos
AB y CD son prismáticos con longitudes L1 = 2 in y L3 = 8.5
in, y con diámetros exteriores y espesores d01 = 1.25 in, t01
= 0.125 in, y d03 = 0.87 in, t03 = 0.115 in, respectivamente,
como se muestra en la figura. El segmento BC tiene una lon-
gitud L2 = 1.2 in aunque está ahusado y el diámetro exterior y
los espesores varían linealmente entre los puntos B y C.
Considere sólo los efectos de la torsión. Suponga que
G = 4000 ksi es constante.
Obtenga una expresión integral para el ángulo de torsión
fD de la mitad del tubo del manillar cuando se somete a un par
de torsión T = Fd actuando en el extremo. Evalúe fD para los
valores numéricos dados.
3.4.14 Para el tubo delgado no prismático de acero con espesor
constante t y diámetro variable d que se muestra con pares de
torsión aplicados en los puntos 2 y 3, determine lo siguiente:
(a) Encuentre el momento de la reacción R1.
(b) Encuentre una expresión para la rotación de torsión
f3 en el punto 3. Suponga que G es constante.
(c) Trace el diagrama del momento torsional (TMD:
T(x), 0 ≤ x ≤ L).
Prob. 3.4.13
T
(a)
t constante
t
L
2
—
T T
A B
L dB
dB – 2t
L
2
—
L dB
dA
dA
dA
T
A B
Prob. 3.4.14
x
d
t t
d
R1
T, f3
L
2
—
L
2
—
D
M
T
0
1
2d
3
2
T/2
Extensión del manillar
Extensión
del manillar
45°
d03, t03
d01, t01
L2
L1
A C
B
E
F
D
D
d
T = Fd
L3
Prob. 3.4.15](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-312-2048.jpg)
![316 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes
Sumando fuerzas en la dirección vertical (hacia arriba son positivas), se ob-
tiene
Fvert 0 RA P V 0
de donde obtenemos la fuerza cortante:
V RA P
P
4
M
L
0
(b)
Este resultado muestra que cuando P y M0
actúan en las dirección y el sentido que
se muestran en la figura 4.11a, la fuerza cortante (en la ubicación seleccionada) es
negativa y actúa en la dirección opuesta a la dirección positiva que se supuso en la
figura 4.11b.
Tomando momentos con respecto a un eje a lo largo de la sección transversal
donde se ha cortado la viga (consulte la figura 4.11b), da
M 0 RA
L
2
P
L
4
M 0
en donde los momentos en sentido contrario al de las manecillas del reloj se toman
como positivos. Al despejar el momento flexionante M, obtenemos
M RA
L
2
P
L
4
P
8
L M
2
0
(c)
El momento flexionante M puede ser positivo o negativo, dependiendo de las mag-
nitudes de las cargas P y M0
. Si es positivo, actúa en el sentido que se muestra en la
figura; si es negativo, actúa en el sentido opuesto.
(b) Fuerza cortante y momento flexionante a la derecha del punto medio. En
este caso cortamos la viga en una sección transversal justo a la derecha del punto
medio y de nuevo dibujamos un diagrama de cuerpo libre de la parte de la viga a la
izquierda de la sección cortada (figura 4.11c). La diferencia entre este diagrama y el
anterior es que el par M0
ahora sí actúa sobre el cuerpo libre.
De las dos ecuaciones de equilibrio, la primera para las fuerzas en la dirección
vertical y la segunda para momentos con respecto a un eje a través de la sección
cortada, obtenemos
V
P
4
M
L
0
M
P
8
L M
2
0
(d,e)
Estos resultados muestran que cuando la sección cortada se desplaza de la izquier-
da a la derecha del par M0
, la fuerza cortante no cambia (debido a que las fuerzas
verticales que actúan sobre el cuerpo libre no cambian) pero el momento flexionan-
tes aumenta algebraicamente en una cantidad igual a M0
(compare las ecuaciones
c y e).
Figura 4.11 Ejemplo 4.1. Fuerzas
cortantes y momento flexionante en una
viga simple [repetidas las partes (a) y (b)].
A
RA RB
(a)
P
B
L
—
4
V
M0
M
RA
(b)
P
V
M
RA
(c)
P
M0
L
—
4
L
—
2](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-338-2048.jpg)
![368 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos)
Este resultado se obtuvo sin considerar el signo del momento flexionante, ya que la
dirección de la flexión es obvia en la figura.
Esfuerzos de flexión máximos. Los esfuerzos máximos de tensión y compre-
sión, que son numéricamente iguales, se obtienen con la fórmula de la flexión según
se da por la ecuación (5.16b):
smáx
M
S
en donde S es el módulo de sección para una sección transversal circular. Al sustituir
M de la ecuación (5.22) y S de la ecuación (5.19b), obtenemos
smáx
2R
E
0
d
d (5.23)
Este mismo resultado se puede obtener de manera directa de la ecuación (5.7) al
reemplazar y con d/2 y sustituir r de la ecuación (5.20).
Al inspeccionar la figura 5.13 observamos que el esfuerzo es de compresión
sobre la parte inferior (o interna) del alambre y de tensión en la parte superior (o
externa).
Resultados numéricos. Ahora sustituimos los datos numéricos dados en las
ecuaciones (5.22) y (5.23) y obtenemos los siguientes resultados:
M 5.01 N m
smáx
2R
E
0
d
d
797 MPa
(200 GPa)(4 mm)
2(0.5 m) 4 mm
p (200 GPa)(4 mm)4
32[2(0.5 m) 4 mm]
pEd4
32(2R0 d)
Observe que smáx
es menor que el límite de proporcionalidad del alambre de acero
y, por tanto, los cálculos son válidos.
Nota: como el radio del tambor es grande comparado con el diámetro del alam-
bre podemos ignorar con seguridad d en comparación con 2R0
en los denominadores
de las expresiones para M y smáx
. Entonces las ecuaciones (5.22) y (5.23) producen
los siguientes resultados:
M 5.03 N m smáx 800 MPa
Estos resultados están en el lado conservador y difieren en menos de 1 por ciento de
los valores más precisos.](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-390-2048.jpg)
![384 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos)
Ejemplo 5.9
Una viga ahusada en voladizo AB con sección transversal circular soporta una carga P
en el extremo libre (figura 5.24). El diámetro dB
en el extremo mayor es el doble del
diámetro dA
en el extremo menor:
d
d
B
A
2
Determine el esfuerzo de flexión sB
en el soporte fijo y el esfuerzo de flexión máxi-
mo smáx
.
Solución
Si el ángulo de ahusamiento de la viga es pequeño, los esfuerzos de flexión
obtenidos con la fórmula de la flexión diferirán muy poco de los valores exactos.
Como una directriz con respecto a la exactitud, observamos que el ángulo entre la
línea AB (figura 5.24) y el eje longitudinal de la viga es aproximadamente 20°, el
error al calcular los esfuerzos normales a partir de la fórmula de la flexión es aproxi-
madamente 10%. Por supuesto, conforme disminuye el ángulo de ahusamiento, el
error es menor.
Módulo de sección. El módulo de sección en cualquier sección transversal de
la viga se puede expresar como una función de la distancia x medida a lo largo del
eje de la viga. Como el módulo de sección depende del diámetro, primero debemos
expresar el diámetro en términos de x, como se muestra:
dx dA (dB dA)
L
x
(5.30)
en donde dx
es el diámetro a una distancia x desde el extremo libre. Por tanto, el
módulo de sección a una distancia x del extremo (ecuación 5-19b) es
Sx
p
3
d
2
x
3
3
p
2
dA (dB dA)
L
x 3
(5.31)
Esfuerzos de flexión. Como el momento flexionante es igual a Px
, el esfuerzo
normal máximo en cualquier sección transversal está dado por la ecuación
s1
M
Sx
x 32Px
p[dA (dB dA)(x/L)]3 (5.32)
Por inspección de la viga observamos que el esfuerzo s1
es de tensión en la parte
superior de la viga y de compresión en la parte inferior.
Figura 5.24 Ejemplo 5.9. Viga ahusada
en voladizo con sección transversal
circular.
dA
dB
P
x
A
B
L](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-406-2048.jpg)
![RESUMEN Y REPASO DEL CAPÍTULO
En este capítulo se investigó el comportamiento de vigas con cargas aplicadas y
la flexión que ocurre en el plano x-y: un plano de simetría en la sección transversal de la
viga. Se consideró flexión pura y flexión no uniforme. Se vio que los esfuerzos normales
varían linealmente desde la superficie neutra de acuerdo con la fórmula de la flexión, que
mostró que los esfuerzos son directamente proporcionales al momento flexionante M e
inversamente proporcionales al momento de inercia I de la sección transversal. Luego se
combinaron las propiedades relevantes de la sección transversal de la viga en una sola
cantidad conocida como módulo de sección S de la viga; una propiedad útil en el diseño
de vigas una vez que se conocen el momento máximo (Mmáx
) y el esfuerzo normal per-
misible (sperm
). Se demostró que la fórmula de la flexión proporciona valores con una
precisión razonable para los esfuerzos de flexión en vigas no prismáticas siempre que
los cambios en las dimensiones de la sección transversal sean graduales. A continuación
se calcularon esfuerzos cortantes (t) horizontales y verticales empleando la fórmula del
cortante para el caso de flexión no uniforme de vigas con secciones transversales rec-
tangulares o circulares. También se estudiaron los casos especiales de cortante en vigas
con patines y en trabes armadas. Por último, se analizaron las vigas robustas con cargas
axiales y transversales, seguido de una evaluación de esfuerzos localizados en vigas con
cambios abruptos en la sección transversal alrededor de muescas o agujeros.
Algunos de los conceptos y determinaciones importantes presentados en este capí-
tulo son los siguientes:
1. Si el plano xy es un plano de simetría de una sección transversal de una viga y en
éste actúan cargas, las deflexiones por flexión ocurren en este mismo plano, cono-
cido como plano de flexión.
2. Una viga en flexión pura tiene una curvatura constante y una viga en flexión no
uniforme tiene una curvatura variable. Las deformaciones unitarias longitudina-
les en una viga flexionada son proporcionales a su curvatura y las deformaciones
unitarias en una viga en flexión pura varían linealmente con la distancia desde la
superficie neutra, sin importar la forma de la curva esfuerzo-deformación unitaria
del material.
3. El eje neutro pasa por el centroide del área de la sección transversal cuando el mate-
rial sigue la ley de Hooke y no hay fuerza axial que actúe sobre la sección transversal.
Cuando una viga de material linealmente elástico se somete a flexión pura, los ejes
y y z son ejes centroidales principales.
4. Si el material de una viga es linealmente elástico y sigue la ley de Hooke, la ecuación
momento-curvatura [ecuación (5.12)] demuestra que la curvatura es directamente
proporcional al momento flexionante M e inversamente proporcional a la cantidad
EI, que se conoce como rigidez a la flexión de la viga.
5. La fórmula de la flexión demuestra que los esfuerzos normales son directamente
proporcionales al momento flexionante M e inversamente proporcionales al mo-
mento de inercia I de la sección transversal. Los esfuerzos máximos de tensión y
compresión que actúan en cualquier sección transversal ocurren en los puntos más
alejados del eje neutro.
6. Los esfuerzos normales calculados con la fórmula de la flexión no se alteran de ma-
nera significativa por la presencia de esfuerzos cortantes y del alabeo asociado de
la sección transversal para el caso de flexión no uniforme. Sin embargo, la fórmula
de la flexión no es aplicable cerca de los apoyos de una viga o cerca de una carga
concentrada porque esas irregularidades producen concentraciones de esfuerzos
que son mucho mayores que los esfuerzos obtenidos con la fórmula de la flexión.
continúa
CAPÍTULO 5 Resumen y repaso del capítulo 421](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-443-2048.jpg)
![430 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos)
**5.5.23 Una represa pequeña con altura h = 6 ft está cons-
truida con vigas verticales de madera AB, como se muestra en
la figura. Las vigas de madera, que tienen espesor t = 2.5 in,
están simplemente apoyadas por vigas horizontales de acero
en A y B.
Elabore una gráfica donde muestre el esfuerzo de flexión
máximo smáx
en las vigas de madera en función de la pro-
fundidad del agua d arriba del apoyo inferior en B. Trace los
esfuerzos smáx
(psi) como la ordenada y la profundidad d (ft)
como la abscisa. (Nota: el peso específico del agua g es igual
a 62.4 lb/ft3
).
5.5.24 Considere la viga en voladizo no prismática con sec-
ción transversal circular como se muestra en la figura. La viga
tiene un agujero cilíndrico interno en el segmento 1, es sólida
(radio r) en el segmento 2 y está sometida a una carga trian-
gular hacia abajo con intensidad máxima q0
como se muestra.
Encuentre las expresiones para los esfuerzos de flexión
máximos de tensión y compresión en la unión 1.
5.5.25 Un poste de acero (E = 30 × 106
psi) con espesor t =
1/8 in y altura L = 72 in, soporta una señal de alto (consulte
la figura: s = 12.5 in). La altura del poste L se mide desde la
base hasta el centroide de la señal. La señal está sometida a
una presión del viento p = 20 lb/ft2
normal a su superficie.
Suponga que el poste está empotrado en su base.
(a) ¿Cuál es la carga resultante sobre la señal? [Consulte
el apéndice D, caso 25, para las propiedades de un octágono,
n = 8.]
(b) ¿Cuál es el esfuerzo de flexión máximo smáx
en el
poste?
Prob. 5.5.23
Prob. 5.5.24
Viga de madera
Viga de madera
Viga de acero
Viga de acero
Vista lateral Vista superior
B
A
h
d
t
t
x
y
1
Segmento 1
0.5 EI
Segmento 2
EI
2
P = q0L/2
q(x) lineal
3
q0
M1
R1
2L
3
—
L
3
—](https://image.slidesharecdn.com/mecanicademateriales-7ma-220903103136-fc567abd/75/Mecanica-de-Materiales-7ma-Ed_James-pdf-452-2048.jpg)
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- 1. Séptima edición James M.Gere • Barry J. Goodno Mecánica de materiales Gere Goodno Ahora con más ilustraciones que nunca antes, la séptima edición de Mecánica de materiales, continúa su tradición como uno de los textos principales en el mercado. Con su claridad y exactitud sello, este texto desarrolla la comprensión del estudiante junto con habilidades analíticas y de solución de problemas. Los temas principales incluyen el análisis y diseño de los miembros estructurales sujetos a fuerzas de tensión, compresión, torsión, flexión y más. El libro incluye más material del que se puede enseñar en un solo curso y da a los instructores la oportunidad de seleccionar los temas que desean cubrir mientras dejan cualquier material restante como referencia valiosa para el estudiante. Características principales Problemas: El texto ofrece más de 1000 problemas para la asignación de tareas y las discusiones en el salón de clases. Los ejercicios se agrupan según el orden de dificultad, con los problemas muy largos o más difíciles indicados por una o más estrellas. Ejemplos: Los numerosos ejemplos ilustran los conceptos teóricos y demuestran cómo esos conceptos se pueden utilizar en situaciones prácticas. Séptima edición Gere • Goodno Séptima edición ISBN 10: 970-830-040-3 ISBN 13: 978-970-830-040-7
- 3. Mecánica de materiales SÉPTIMAEDICIÓN James M. Gere Profesor Emérito, Stanford University Barry J. Goodno Georgia Institute of Technology Traducción: Javier León Cárdenas Profesor de Ciencias Básicas Escuela Superior de Ingeniería Química e Industrias Extractivas Instituto Politécnico Nacional Revisión técnica: José Nicolás Ponciano Guzmán Instituto Tecnológico de Morelia Instituto Tecnológico y de Estudios Superiores de Monterrey, Campus Morelia
- 4. Mecánica de materiales.Séptima Edición James M. Gere y Barry J. Goodno Presidente de Cengage Learning Latinoamérica: Javier Arellano Gutiérrez Director editorial Latinoamérica: José Tomás Pérez Bonilla Director de producción: Raúl D. Zendejas Espejel Coordinadora editorial: María Rosas López Editor: Sergio R. Cervantes González Editor de producción: Timoteo Eliosa García Ilustrador: Peter Papayanakis Diseño de portada: Ansialab Composición tipográfica: Ediciones OVA © D.R. 2009 por Cengage Learning Editores, S.A. de C.V., una Compañía de Cengage Learning, Inc. Corporativo Santa Fe Av. Santa Fe núm. 505, piso 12 Col. Cruz Manca, Santa Fe C.P. 05349, México, D.F. Cengage Learning™ es una marca registrada usada bajo permiso. DERECHOS RESERVADOS. Ninguna parte de este trabajo amparado por la Ley Federal del Derecho de Autor, podrá ser reproducida, transmitida, almacenada o utilizada en cualquier forma o por cualquier medio, ya sea gráfico, electrónico o mecánico, incluyendo, pero sin limitarse a lo siguiente: fotocopiado, reproducción, escaneo, digitalización, grabación en audio, distribución en Internet, distribución en redes de información o almacenamiento y recopilación en sistemas de información a excepción de lo permitido en el Capítulo III, Artículo 27 de la Ley Federal del Derecho de Autor, sin el consentimiento por escrito de la Editorial. Traducido del libro Mechanics of Materials, Seventh ed. Publicado en inglés por Cengage Learning © 2009 ISBN: 0-534-55397-4 Datos para catalogación bibliográfica: Gere, James y Barry J. Goodno Mecánica de materiales. Séptima Ed. ISBN-13: 978-607-481-315-9 ISBN-10: 607-481-315-9 Visite nuestro sitio en: http://latinoamerica.cengage.com
- 5. Contenido iii James Monroe Gere(1925-2008) ix Créditos de fotografías x Prefacio xi Símbolos xv Alfabeto griego xviii 1 Tensión, compresión y cortante 2 1.1 Introducción a la mecánica de materiales 5 1.2 Esfuerzo normal y deformación unitaria normal 7 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 15 1.4 Elasticidad, plasticidad y termofluencia 24 1.5 Elasticidad lineal, ley de Hooke y relación de Poisson 27 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 32 1.7 Esfuerzos y cargas permisibles 43 1.8 Diseño por cargas axiales y cortante directo 49 Resumen y repaso del capítulo 55 Problemas del capítulo 1 57 2 Elementos cargados axialmente 88 2.1 Introducción 91 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 91 2.3 Cambios de longitud en condiciones no uniformes 100 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 107 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 116 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 128 2.7 Energía de deformación 140 *2.8 Carga de impacto 153 *2.9 Carga repetida y fatiga 162 *2.10 Concentraciones de esfuerzos 164 *2.11 Comportamiento no lineal 170 * Especializado y/o temas avanzados.
- 6. iv Contenido *2.12 Análisiselastoplástico 175 Resumen y repaso del capítulo 181 Problemas del capítulo 2 182 3 Torsión 220 3.1 Introducción 222 3.2 Deformaciones torsionantes de una barra circular 223 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 226 3.4 Torsión no uniforme 238 3.5 Esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante puro 245 3.6 Relación entre los módulos de elasticidad E y G 252 3.7 Transmisión de potencia por ejes circulares 254 3.8 Elementos de torsión estáticamente indeterminados 259 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 263 3.10 Tubos de pared delgada 270 *3.11 Concentraciones de esfuerzos en torsión 279 Resumen y repaso del capítulo 282 Problemas del capítulo 3 283 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 304 4.1 Introducción 306 4.2 Tipos de vigas, cargas y reacciones 306 4.3 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 313 4.4 Relaciones entre cargas, fuerzas cortantes y momentos flexionantes 320 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 325 Resumen y repaso del capítulo 337 Problemas del capítulo 4 338 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) 350 5.1 Introducción 353 5.2 Flexión pura y flexión no uniforme 353 5.3 Curvatura de una viga 354 5.4 Deformaciones unitarias longitudinales en vigas 356 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 361 5.6 Diseño de vigas para esfuerzos de flexión 374 5.7 Vigas no prismáticas 383 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 387 * Especializado y/o temas avanzados.
- 7. contenido v 5.9 Esfuerzos cortantesen vigas con sección transversal circular 397 5.10 Esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines 400 **5.11 Trabes armadas y flujo cortante 408 **5.12 Vigas con cargas axiales 412 **5.13 Concentraciones de esfuerzos en flexión 418 Resumen y repaso del capítulo 421 Problemas del capítulo 5 424 6 Esfuerzos en vigas (temas avanzados) 454 6.1 Introducción 457 6.2 Vigas compuestas 457 6.3 Método de la sección transformada 466 6.4 Vigas doblemente simétricas con cargas inclinadas 472 6.5 Flexión de vigas asimétricas 479 6.6 Concepto de centro de cortante 487 6.7 Esfuerzos cortantes en vigas con secciones transversales abiertas de pared delgada 489 6.8 Esfuerzos cortantes en vigas de patín ancho 492 6.9 Centros de cortante en secciones abiertas de pared delgada 496 **6.10 Flexión elastoplástica 504 Resumen y repaso del capítulo 514 Problemas del capítulo 6 516 7 Análisis de esfuerzo y deformación unitaria 536 7.1 Introducción 539 7.2 Esfuerzo plano 540 7.3 Esfuerzos principales y esfuerzos cortantes máximos 548 7.4 Círculo de Mohr para esfuerzo plano 558 7.5 Ley de Hooke para esfuerzo plano 575 7.6 Esfuerzo triaxial 580 7.7 Deformación unitaria plana 584 Resumen y repaso del capítulo 600 Problemas del capítulo 7 602 8 Aplicaciones del esfuerzo plano (recipientes a presión, vigas y cargas combinadas) 618 8.1 Introducción 621 8.2 Recipientes esféricos a presión 621 8.3 Recipientes cilíndricos a presión 627 ** Temas avanzados.
- 8. vi Contenido 8.4 Esfuerzos máximos en vigas 635 8.5 Cargas combinadas 645 Resumen y repaso del capítulo 661 Problemas del capítulo 8 663 9 Deflexiones de vigas 676 9.1 Introducción 679 9.2 Ecuaciones diferenciales de la curva de deflexión 679 9.3 Deflexiones por integración de la ecuación del momento flexionante 685 9.4 Deflexiones por integración de las ecuaciones de la fuerza cortante y de la carga 696 9.5 Método de superposición 702 9.6 Método de área-momento 711 9.7 Vigas no prismáticas 720 9.8 Energía de deformación por flexión 725 **9.9 Teorema de Castigliano 731 **9.10 Deflexiones producidas por impacto 744 **9.11 Efectos de la temperatura 746 Resumen y repaso del capítulo 749 Problemas del capítulo 9 751 10 Vigas estáticamente indeterminadas 770 10.1 Introducción 773 10.2 Tipos de vigas estáticamente indeterminadas 773 10.3 Análisis de la curva de deflexión con las ecuaciones diferenciales 777 10.4 Método de superposición 784 **10.5 Efectos de la temperatura 797 **10.6 Desplazamientos longitudinales en los extremos de una viga 801 Resumen y repaso del capítulo 805 Problemas del capítulo 10 806 11 Columnas 816 11.1 Introducción 819 11.2 Pandeo y estabilidad 819 11.3 Columnas con extremos articulados 823 11.4 Columnas con otras condiciones de soporte 834 ** Temas avanzados.
- 9. contenido vii 11.5 Columnascon cargas axiales excéntricas 845 11.6 Fórmula de la secante para columnas 850 11.7 Comportamiento elástico e inelástico de columnas 856 11.8 Pandeo inelástico 858 11.9 Fórmulas para diseño de columnas 863 Resumen y repaso del capítulo 882 Problemas del capítulo 11 883 12 Repaso de centroides y momentos de inercia 900 12.1 Introducción 902 12.2 Centroides de áreas planas 902 12.3 Centroides de áreas compuestas 905 12.4 Momentos de inercia de áreas planas 909 12.5 Teorema de los ejes paralelos para momentos de inercia 912 12.6 Momentos polares de inercia 916 12.7 Productos de inercia 918 12.8 Rotación de ejes 921 12.9 Ejes principales y momentos de inercia principales 923 Problemas del capítulo 12 927 Referencias y notas históricas 935 Apéndice A Sistemas de unidades y factores de conversión 943 A.1 Sistemas de unidades 943 A.2 Unidades si 944 A.3 Unidades inglesas habituales 950 A.4 Unidades de temperatura 952 A.5 Conversión entre unidades 953 Apéndice B Resolución de problemas 956 B.1 Tipos de problemas 956 B.2 Pasos en la resolución de problemas 957 B.3 Homogeneidad dimensional 958 B.4 Cifras significativas 959 B.5 Redondeo de números 961 Apéndice C Fórmulas matemáticas 962 Apéndice D Propiedades de áreas planas 966
- 10. viii Contenido Apéndice E Propiedades de los perfiles estructurales de acero 972 Apéndice F Propiedades de la madera estructural 983 Apéndice G Deflexiones y pendientes de vigas 984 Apéndice H Propiedades de los materiales 990 Respuestas a los problemas 995 Índice onomástico 1016 Índice 1017
- 11. James Monroe Gere,Profesor Emérito de Ingeniería Civil en la Stanford University, nació el 14 de junio de 1925 en Syracuse, Nueva York, y murió el 30 de enero de 2008 en Por- tola Valley, California. En 1942, a la edad de 17 años, ingresó al U.S. Army Air Corps y desempeñó su servicio militar en Inglaterra, Francia y Alemania. Después de la Segunda Guerra Mundial obtuvo los grados de ingeniero y la maestría en ingeniería civil en el Rensselaer Polytechnic Institute en 1949 y 1951, respectivamente. Trabajó como instruc- tor y después como Investigador asociado en Rensselaer entre 1949 y 1952. Fue premiado con una de las primeras becas NSF y decidió estudiar en la Stanford University. En 1954 recibió su grado de Ph.D. y se le ofreció un puesto en la facultad de ingeniería civil, dando inicio así a una carrera de 34 años en la que hizo que los estudiantes participaran en temas estimulantes en ingeniería mecánica, estructural y sísmica. Fue jefe de departamento y decano asociado de ingeniería y en 1974 fue cofundador del John A. Blume Earthquake Engineering Center en Stanford. En 1980, Jim Gere también fue el principal fundador del Stanford Committee on Earthquake Preparedness, que exhortó a los miembros del cam- pus universitario a asegurar y reforzar el equipo de oficina, mobiliario y otros artículos que pudieran representar un peligro para la vida en caso de un sismo. Ese mismo año fue uno de los primeros extranjeros en ser invitado a estudiar la ciudad devastada por un sismo de Tangshan, China. Jim se jubiló de Stanford en 1988, pero continuó siendo un miembro muy apreciado en la comunidad de Stanford ya que en su tiempo libre aconsejó y guió estudiantes en varios viajes de campo a la zona de temblores de California. Jim Gere fue conocido por su comportamiento sociable, su alegre personalidad y maravillosa sonrisa, su afición al atletismo y su habilidad como educador en ingeniería civil. Fue autor de nueve libros sobre varios temas de ingeniería; el primero fue en 1972 con Mecánica de materiales, un libro inspirado por su maestro y mentor Stephan P. Ti- moshenko. Sus otros libros famosos, utilizados en cursos de ingeniería en todo el mundo incluyen: Teoría de estabilidad elástica, coescrito con S. Timoshenko; Análisis matricial de marcos y Álgebra matricial para ingenieros, los dos coescritos con W. Weaver; Distri- bución de momentos; Tablas sísmicas: manual de diseño estructural y construcción, co- escrito con H. Krawinkler y Terra Non Firma: Comprensión y preparación para sismos, coescrito con H. Shah. Respetado y admirado por los estudiantes, profesorado y personal de la Stanford Uni- versity, el profesor Gere siempre sintió que la oportunidad de trabajar y dar servicio a los jóvenes, tanto dentro como fuera del aula, fue una de sus mayores alegrías. Le gustaba ca- minar y a menudo visitaba los Parques Nacionales de Yosemite y Grand Canyon. Realizó más de 20 ascensiones al Half Dome enYosemite así como la “excursión a pie John Muir” de hasta 50 millas en un solo día. En 1986 llegó hasta el campo base del Monte Everest, y le salvó la vida a un compañero de viaje. James fue un corredor activo y completó el Maratón de Boston a la edad de 48 años, con un tiempo de 3:13. John Gere siempre será recordado por todos los que lo conocieron como un hombre considerado y amoroso que con su buen humor hizo más placenteros los aspectos de la vida y el trabajo. Su último proyecto (en progreso y ahora continuado por su hija Susan en Palo Alto, California) fue un libro basado en las memorias de su bisabuelo, un coronel (112d NY) en la Guerra Civil. James Monroe Gere (1925-2008) Jim Gere en la Biblioteca Timoshenko en la Stanford University, mostrando una copia de la 2a. edición de este libro (fotografía cortesía de Richard Weingardt Con- sultants, Inc) ix
- 12. Capítulo 1. 2:Foto de Bryan Tokarczyk, PE/KPFF Tower Engineers 15: Cortesía de MTS Systems Corporation 16: Cortesía de MTS Systems Corporation 18: Cor- tesía de MTS Systems Corporation 32: © Barry Goodno 60: Barry Goodno 66: © Barry Goodno 67: Vince Streano/Getty Images 67: © Barry Goodno 67: © Barry Goodno 68: © Barry Goodno 68: © Barry Goodno 72: © Barry Goodno 76: Cortesía de American Superconductor 83: © Barry Goodno 76: Cortesía de Tilt-Up Concrete Association. Capítulo 2. 88: Joe Raedle/Getty Images 93: © Barsik/Dreamstime.com 118: Barros Barros/Getty Images 163: Cortesía de MTS Systems Corporation 188: © Barry Goodno. Capítulo 3. 220: Harald Sund/Getty Images 232: Louie Psihoyos/Getty Images 233: Peter Ginter/Getty Images 290: © Barry Goodno 290: Bontrager Race XXX Lite Flat Handlebar, cortesía de Bontrager. Capítulo 4. 304: © Jupiter Images, 2007 307: Joe Gough/Sthutterstock 309: Cor- tesía del National Information Service for Earthquake Engineering EERC, Univer- sity of California, Berkeley 339: Thomasz Gulla/Shutterstock. Capítulo 5. 350: Lester Lefkowitz/Getty Images 374: Cortesía del AISC 413: Lester Lefkowitz/Getty Images 427: Gabriel M. Covian/Getty Images. Capítulo 6. 454: Chris Harvey/Shutterstock 479: Franz Pflueg/Shutterstock 527: Barry Goodno 527: © Barry Goodno. Capítulo 7. 536: Alfred Pasieka/Peter Arnold, Inc. 548: Cortesía de Eann Patterson 548: Frans Lemmens/Getty Images 594: Cortesía de Omega Engineering Inc. Capítulo 8. 618: Cortesía de Christian Michel, www.modernairships.info 621: Harald HØilan TjØstheim/Getty Images 627: Wayne Eastep/Getty Images. Capítulo 9. 676: Cortesía del National Information Service for Earthquake En- gineering EERC, University of California, Berkeley 698: Cortesía del National Information Service for Earthquake Engineering EERC, University of California, Berkeley 700: Tom Brakefield/Getty Images 709: Cortesía del National Service for Earthquake Engineering EERC, University of California, Berkeley 720: Mal- com Fife/Getty Images. Capítulo 10: 770: © David Sanger photography/Alamy 776: Lopatinsky Vladis- lav/Shutterstock 812: Cortesía del National Information Service for Earthquake Engineering EERC, University of California, Berkeley. Capítulo 11. 816: LUSHPIX/UNLISTED IMAGES, INC. 833: Lester Lefkowitz/ Getty Images 834: Digital Vision/Getty Images 887: © Barry Goodno. Capítulo 12. 900: Bob Scott/Getty Images 903: Fotografía cortesía de Louis Ge sch winder 906: Don Farral/Getty Images Prefacio: Richard Weingardt Consul tants Inc. Créditos de fotografías x
- 13. La mecánica demateriales es un tema básico de ingeniería que debe com- prender quien tenga interés en la resistencia y el desempeño físico de las estructuras, sean hechas por el hombre o naturales. La materia incluye con- ceptos fundamentales como esfuerzos y deformaciones unitarias, deformacio- nes y desplazamientos, elasticidad e inelasticidad, energía de deformación y capacidad de carga. En estos conceptos se basa el diseño y análisis de una gran variedad de sistemas mecánicos y estructurales. En el nivel universitario la mecánica de materiales por lo general se en- seña durante los primeros años. La materia es un requisito para la mayoría de los alumnos de ingeniería mecánica, estructural, civil, biomédica, aero- náutica y aeroespacial. Además, muchos estudiantes de campos tan diversos como ciencia de materiales, ingeniería industrial, arquitectura e ingeniería agrícola también encuentran útil estudiar este tema. Acerca de este libro Los temas principales que se estudian en este libro son el análisis y dise- ño de elementos estructurales sometidos a tensión, compresión, torsión y flexión, incluidos los conceptos fundamentales mencionados en el primer párrafo. Otros temas de interés general son las transformaciones de esfuerzo y deformación unitaria, cargas combinadas, concentraciones de esfuerzo, deflexiones de vigas y estabilidad de columnas. Entre los temas especializados se incluyen los siguientes: efectos tér- micos, cargas dinámicas, elementos no prismáticos, vigas de dos materiales, centros de cortante, recipientes a presión y vigas estáticamente indetermina- das. Para mayor alcance y referencia ocasional, también se incluyen temas elementales como fuerzas cortantes, momentos flexionantes, centroides y momentos de inercia. Como ayuda para el lector estudiante, cada capítulo inicia con los Aspectos generales del capítulo y termina con un Resumen y repaso del capítulo en donde se destacan los puntos clave presentados en el capítulo para un repaso rápido (en preparación para exámenes sobre el material). Cada capítulo también empieza con una fotografía de un compo- nente o de una estructura que ilustra los conceptos clave que se estudiarán en ese capítulo. El libro incluye mucho más material del que se puede enseñar en un solo curso, de modo que los maestros tienen la oportunidad de seleccionar los temas que quieran exponer. Como una guía, algunos de los temas más especializados se identifican con una estrella en la tabla de contenido. Se ha hecho un esfuerzo considerable para revisar y corregir las prue- bas del texto para eliminar errores, pero si encontrara alguno, sin importar Prefacio Prefacio xi
- 14. xii Prefacio lo trivialque sea, por favor notifíqueme por correo electrónico (bgoodno@ ce.gatech.edu), para que podamos corregir cualquier error en la siguiente reimpresión. Ejemplos En todo el libro se presentan ejemplos para ilustrar los conceptos teóricos y mostrar cómo se pueden emplear en situaciones prácticas. En algunos casos se han agregado fotografías que muestran las estructuras o componentes reales en ingeniería para reforzar el vínculo entre teoría y aplicación. Los ejemplos varían en extensión de una o cuatro páginas, dependiendo de la complejidad del material que se ilustra. Cuando el énfasis recae sobre los conceptos, los ejemplos se resuelven en términos simbólicos para ilustrar mejor las ideas y cuando el énfasis se centra en la resolución de problemas, los ejemplos son de carácter numérico. En ejemplos seleccionados en todo el libro se ha agregado una representación gráfica de los resultados (por ejemplo, esfuerzos en vigas) para destacar la comprensión del estudiante de los resultados del problema. Problemas En todos los cursos de mecánica, la resolución de problemas es una parte importante del proceso de aprendizaje. Este libro ofrece más de 1000 pro- blemas de tarea y de análisis en el aula. En esta séptima edición casi 40 por ciento de ellos son nuevos o han sido revisados de manera significativa. Los problemas se encuentran al final del cada capítulo de manera que se puedan encontrar con facilidad y no interrumpan la presentación del tema principal. Además, los problemas muy difíciles o extensos se indican con una o más estrellas (dependiendo del grado de dificultad) en el número del problema, alertando así a los estudiantes del tiempo necesario para su resolución. En general los problemas se presentan en orden de dificultad. Las respuestas para todos los problemas se encuentran cerca del final del libro. Unidades En los ejemplos y problemas se utilizan tanto el sistema internacional de unidades (SI) como el sistema inglés de uso acostumbrado en Estados Uni- dos. En el apéndice A se explican los dos sistemas y se da una tabla de factores de conversión. Para los problemas que comprenden resoluciones numéricas, los problemas impares están en unidades inglesas y los pares en unidades SI. Esta convención facilita saber de antemano qué sistema de uni- dades se usa en cualquier problema particular. Además, en el apéndice E se han agregado tablas que contienen propiedades de perfiles estructurales de acero tanto en unidades inglesas como en SI, de manera que la resolución de análisis de vigas y de los ejemplos de diseño y los problemas al final de cada capítulo se pueda llevar a cabo en unidades inglesas o SI. Referencias y notas históricas Inmediatamente después del último capítulo del libro se encuentran las re- ferencias y notas históricas que consisten en fuentes originales para el tema
- 15. prefacio xiii en cuestiónmás información biográfica breve acerca de los científicos, in- genieros y matemáticos precursores, fundadores del campo de la mecánica de materiales. Un índice onomástico facilita consultar cualquiera de estos personajes históricos. Apéndices El material de referencia aparece en los apéndices al final del libro. Gran parte del material se da en tablas: propiedades de áreas planas, propiedades de perfiles estructurales de acero, propiedades de la madera estructural, de- flexiones y pendientes de vigas y propiedades de materiales (apéndices D a H, respectivamente). En cambio, los apéndices A y B son descriptivos; el primero da una descripción detallada de los sistemas de unidades SI e inglés y el segundo presenta la metodología para resolver problemas en mecánica. En el último se abordan temas como consistencia dimensional y cifras significativas. Por último, el apéndice C, de referencia rápida, proporciona una lista de las fórmulas matemáticas de uso común. S.P. Timoshenko (1878-1972) y J.M. Gere (1925-2008) Muchos lectores de este libro reconocerán el nombre de Stephen P. Timo shenko que probablemente sea el más famoso en el campo de la mecánica aplicada. Timoshenko es reconocido en general como el precursor más ex- traordinario del mundo en mecánica aplicada. Contribuyó con muchas ideas y conceptos nuevos y se hizo famoso tanto por su erudición como por su enseñanza. A través de sus numerosos libros ejerció un efecto profundo en la enseñanza de la mecánica no sólo en este país sino en cualquier parte donde se estudie la mecánica. Timoshenko fue maestro y mentor de James Gere y estimuló la primera edición de este libro de la autoría de James M. Gere, publicada en 1972; la segunda edición y cada subsiguiente de este libro fueron escritas por James Gere durante el transcurso de su larga y distingui- da carrera como autor, educador e investigador en la Stanford University. James Gere empezó sus estudios de doctorado en la Stanford University en 1952, de donde se jubiló como profesor en 1988 después de haber escrito éste y otros ocho libros bien conocidos sobre mecánica e ingeniería estructural y sís- mica. Permaneció activo en la Stanford University como Profesor Emérito hasta su deceso en enero de 2008. Al final del libro en la primera referencia se presenta una biografía bre- ve de Timoshenko y en la edición de agosto de 2007 de la revista STRUC- TURE aparece un artículo intitulado “Stephen P. Timoshenko: Father of Engineering Mechanics in the U.S.” de Richard G. Weingardt, P.E. Este ar- tículo proporciona una perspectiva histórica excelente sobre éste y muchos otros libros sobre ingeniería mecánica escritos por estos autores. Agradecimientos Es imposible agradecer a todos los que contribuyeron de alguna manera en este libro, pero tengo una gran deuda con mis profesores de la Stanford Uni- versity, en especial con mi mentor, amigo y autor principal, James M. Gere.
- 16. xiv prefacio También estoyen deuda con los muchos maestros de mecánica y los reviso- res del libro que ayudaron a conformarlos en sus varias ediciones al paso de los años. Con cada nueva edición, sus consejos y sugerencias han resultado en mejoras significativas tanto en el contenido como en la pedagogía. También quiero agradecer a mis colegas de ingeniería estructural y mecánica del Georgia Institute of Technology: James Craig, Reggie Des- Roches, Mulalo Doyoyo, Bruce Ellingwood, Leroy Emkin, Rami Haj-Ali, Larry Jacobs, Larry Kahn, Kim Kurtis, Roberto Leon, Yang Wang, Don White, Kenneth (Mac) Will, Arash Yavari y Abdul Zureick. Un agradeci- miento especial para Jim Craig, Rami Haj-Ali, Larry Jacobs, Larry Kahn, Roberto Leon, Don White, Mac Will y Abdul Zureick, quienes me dieron valiosos consejos sobre varios aspectos de las revisiones y adiciones que condujeron a la séptima edición. Es un privilegio trabajar con todos estos educadores y poder aprender de ellos en las interacciones y discusiones casi diarias acerca de la ingeniería estructural y mecánica en el contexto de la investigación y educación superior. Dos de mis asistentes de investigación, el señor Kanoknart Leelardcha- roen y la señora Jee-Eun Hur, aportaron una ayuda invaluable al evaluar y resolver muchos de los problemas nuevos y revisados. Su atención al detalle fue una contribución importante para esta edición. Los aspectos de edición y producción del libro siempre estuvieron en manos habilidosas y experimentadas, gracias al personal talentoso y erudito de Cengage Learning (antes Thompson Learning). Su objetivo fue el mis- mo que el mío, producir la séptima edición mejor posible de este libro, sin comprometer ningún aspecto de éste. La gente con la que he tenido contacto personal en Cengage Learning son Christopher Carson, Director, del Global Engineering Program Cenga- ge Learning, quien, junto con Jim Gere, ayudaron a involucrarme y luego me guiaron en el proyecto; Hilda Gowans, Senior Developmental Editor en el área de Ingeniería de Cengage Learning, quien siempre estuvo disponible para darme información y ánimo; Nicola Winstanley quien administró to- dos los aspectos de la nueva selección de fotografías; Andrew Adams, quien elaboró las cubiertas; Peter Papayanakis, que diseñó el interior del libro y Lauren Betsos, Global Marketing Services Coordinator, que desarrolló material promocional de apoyo para el libro. Quiero de manera personal reconocer el trabajo de Rose Kerman de RPK Editorial Services, que editó el manuscrito y compuso las páginas. A cada uno de estos individuos les ex- preso mi más sincero agradecimiento no sólo por un trabajo bien realizado, sino también por la manera amistosa y considerada de hacerlo. Estoy muy agradecido por la paciencia y el aliento proporcionados por mi familia, en especial mi esposa, Lana, durante todo este proyecto. Por último, me siento muy honrado y complacido de estar involucrado en este proyecto, por la invitación de mi mentor y amigo desde hace 30 años, Jim Gere, que amplia este libro hacia la marca de los 40 años.Yo tam- bién estoy comprometido con la excelencia continua de este libro y agrade- ceré todo tipo de comentarios y sugerencias. Por favor siéntase en libertad de expresarme sus comentarios críticos en [email protected]. BARRY J. GOODNO Atlanta, Georgia
- 17. A área Af,Aw área de un patín; área del alma a, b, c dimensiones, distancias C centroide, fuerza de comprensión, constante de integración c distancia del eje neutro a la superficie exterior de una viga D diámetro d diámetro, dimensión, distancia E módulo de elasticidad Er, Et módulo de elasticidad reducido; módulo de elasticidad tangente e excentricidad, dimensión, distancia, cambio de volumen unitario (dilatación) F fuerza f flujo cortante, factor de forma para flexión plástica, flexibilidad, frecuencia (Hz) fT flexibilidad torsional de una barra G módulo de elasticidad en cortante g aceleración de la gravedad H altura, distancia, fuerza o reacción horizontal, caballo de potencia h altura, dimensiones I momento de inercia (o segundo momento) de un área plana Ix, Iy, Iz momentos de inercia con respecto a los ejes x, y y z Ix1, Iy1 momentos de inercia con respecto a los ejes x1 y y1 (ejes girados) Ixy producto de inercia con respecto a los ejes xy Ix1y1 producto de inercia con respecto a los ejes x1y1 (ejes girados) IP momento polar de inercia I1, I2 momentos principales de inercia J constante de torsión K factor de concentración de esfuerzo, módulo de elasticidad volumétrico, factor de longitud efectiva para una columna k constante de resorte, rigidez, símbolo para P/EI Símbolos Símbolos xv
- 18. xvi símbolos kT rigidez a la torsión de una barra L longitud, distancia LE longitud efectiva de una columna ln, log logaritmo natural (base e); logaritmo común (base 10) M momento flexionante, par, masa MP, MY momento plástico para una viga; momento de fluencia para una viga m momento por unidad de longitud, masa por unidad de longitud N fuerza axial n factor de seguridad, entero, revoluciones por minuto (rpm) O origen de coordenadas O∙ centro de curvatura P fuerza, carga concentrada, potencia Pperm carga permisible (o carga de trabajo) Pcr carga crítica para una columna Pp carga plástica para una estructura Pr, Pt carga de módulo reducido para una columna; carga de módulo tangente para una columna PY carga de fluencia para una estructura p presión (fuerza por unidad de área) Q fuerza, carga concentrada, momento estático de un área plana q intensidad de carga distribuida (fuerza por unidad de distancia) R reacción, radio r radio, radio de giro (r I/A ) S módulo de sección de la sección transversal de una viga, centro de cortante s distancia, distancia a lo largo de una curva T fuerza de tensión, par de torsión, temperatura TP, TY par de torsión plástico; par de torsión de fluencia t espesor, tiempo, intensidad de par de torsión (par de torsión por unidad de distancia) tf, tw espesor del patín; espesor del alma U energía de deformación u densidad de energía de deformación (energía de deformación por unidad de volumen) ur,ut módulo de resistencia; módulo de tenacidad V fuerza cortante, volumen, fuerza vertical o reacción v deflexión de una viga, velocidad v∙, v∙∙, etc. dv/dx, d2 v/dx2 , etc. W fuerza, peso, trabajo w carga por unidad de área (fuerza por unidad de área) x, y, z ejes rectangulares (origen en el punto O) xc, yc, zc ejes rectangulares (origen en el centroide C)
- 19. SÍMBOLOS xvii x,y, z coordenadas del centroide Z módulo plástico de la sección transversal de una viga a ángulo, coeficiente de dilatación térmica, razón adimensional b ángulo, razón adimensional, constante de resorte, rigidez bR rigidez a la rotación de un resorte g deformación unitaria por esfuerzo cortante, densidad de peso (peso por unidad de volumen) gxy, gyz , gzx deformaciones unitarias por esfuerzos cortantes en los planos xy, yz y zx gx1y1 deformación unitaria por esfuerzo cortante con respecto a los ejes x1y1 (ejes girados) gu deformación por esfuerzo cortante para ejes inclinados d deflexión de una viga, desplazamiento, alargamiento de una barra o un resorte ΔT diferencial de temperatura dP, dY desplazamiento plástico, desplazamiento de fluencia deformación unitaria normal x, y, z deformaciones unitarias normales en las direcciones x, y y z �x1 , �y1 deformaciones unitarias normales en las direcciones x1 y y1 (ejes girados) u deformación unitaria normal para ejes inclinados 1, 2, 3 deformaciones unitarias normales principales ∙ deformación unitaria lateral en esfuerzo uniaxial T deformación unitaria térmica Y deformación unitaria de fluencia ángulo, ángulo de rotación del eje de una viga, razón de torsión de una barra en torsión (ángulo de torsión por unidad de longitud) p ángulo con respecto a un plano principal o a un eje principal s ángulo con respecto a un plano de esfuerzo cortante máximo curvatura ( = 1/) distancia, acortamiento por curvatura relación de Poisson radio, radio de curvatura ( = 1/), distancia radial en coordenadas polares, densidad de masa (masa por unidad de volumen) s esfuerzo normal sx, sy, sz esfuerzos normales sobre planos perpendiculares a los ejes x, y y z sx1 , sy1 esfuerzos normales sobre los planos perpendiculares a los ejes x1y1 (ejes girados) su esfuerzo normal sobre un plano inclinado s1, s2, s3 esfuerzos normales principales sperm esfuerzo permisible (o esfuerzo de trabajo) scr esfuerzo crítico para una columna (scr = Pcr/A) spl esfuerzo en el límite de proporcionalidad sr esfuerzo residual sT esfuerzo térmico sU, sY esfuerzo último; esfuerzo de fluencia
- 20. xviii SÍmbolos esfuerzo cortante xy, yz, zx esfuerzos cortantes sobre planos perpendiculares a los ejes x, y y z actuando paralelos a los ejes y, z y x esfuerzo cortante sobre un plano perpendicular al eje x1 y actuando paralelo al eje y1 (ejes girados) s esfuerzo cortante sobre un plano inclinado perm esfuerzo permisible (o esfuerzo de trabajo) en cortante U, Y esfuerzo último en cortante; esfuerzo de fluencia en cortante ϕ ángulo, ángulo de torsión de una barra en torsión ψ ángulo, ángulo de rotación ω velocidad angular, frecuencia angular (v = 2πf) t txy, tyz, tzx tx1y1 tu tperm tU, tY f c v Alfabeto griego a Alfa n Ni b Beta j Xi g Gama o Ómicron d Delta p Pi e Épsilon r Rho z Zeta s Sigma h Eta t Tau u Theta y Upsilon i Iota f Fi k Kappa x Ji l Lambda c Psi m Mi v Omega ✶Una estrella junto a un número de sección indica que se trata de un tema especializado o avanzado. Una o más estrellas anexas a un número de problema indican un nivel creciente de dificultad en su resolución.
- 21.
- 22. 2 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Esta torre de telecomunicaciones es un conjunto de muchos elementos que trabajan principalmente en tensión y compresión.
- 23. SECCIÓN 1.1 Introduccióna la mecánica de materiales 3 Tensión, compresión y cortante 1 ASPECTOS GENERALES DEL CAPÍTULO En este capítulo se presenta una introducción a la mecánica de materiales, que analiza los esfuerzos, las deformaciones unitarias y los desplazamien- tos en barras de diferentes materiales sometidas a cargas axiales aplicadas en los centroides de sus secciones transversales. Aprenderemos acerca del esfuerzo normal (s) y la deformación unitaria normal () en materiales empleados en aplicaciones estructurales, luego identificaremos las propie- dades clave de diversos materiales, como el módulo de elasticidad (E), la fluencia (sy) y los esfuerzos de rotura (su), a partir de gráficas del esfuer- zo (s) en función de la deformación unitaria (). También graficaremos el esfuerzo cortante (t) en función de la deformación unitaria por esfuerzo cortante (g) e identificaremos el coeficiente de elasticidad en cortante (G). Si estos materiales sólo se desempeñan en el modo elástico, el esfuerzo y la deformación unitaria están relacionadas por la ley de Hooke para esfuerzo normal y deformación unitaria normal (s = E ⴢ ) y también para el esfuer- zo cortante y la deformación unitaria en cortante (t = G ⴢ g). Veremos que los cambios en las dimensiones laterales y en el volumen dependen de la relación de Poisson (n). De hecho, las propiedades de los materiales E, G y n, están directamente relacionadas entre sí y no son propiedades indepen- dientes del material. El ensambaje de barras para formar estructuras (como armaduras) nos lleva a considerar los esfuerzos cortante promedio (t) y de aplastamiento (sb) en sus conexiones, así como los esfuerzos normales que actúan sobre el área neta de la sección transversal (si está en tensión) o sobre toda el área de la sección transversal (si está en compresión). Si restringimos los esfuerzos máximos en cualquier punto a valores permisibles mediante el uso de factores de seguridad, podemos identificar los niveles permisibles de las cargas axiales para sistemas simples, como cables y barras. Los factores de seguridad relacionan la resistencia real con la requerida de los elementos estructurales, y consideran una variedad de incertidumbres, como variacio- nes en las propiedades del material y la probabilidad de una sobrecarga accidental. Por último, consideraremos el diseño: que es el proceso iterativo mediante el cual se determina el tamaño apropiado de los elementos es- tructurales para cumplir con una variedad de requisitos tanto de resistencia como de rigidez para una estructura particular sometida a una variedad de cargas diferentes. 3
- 24. El capítulo 1está organizado como sigue: 1.1 Introducción a la mecánica de materiales 5 1.2 Esfuerzo normal y deformación unitaria normal 7 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 15 1.4 Elasticidad, plasticidad y termofluencia 24 1.5 Elasticidad lineal, ley de Hooke y relación de Poisson 27 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 32 1.7 Esfuerzos y cargas permisibles 43 1.8 Diseño por cargas axiales y cortante directo 49 Resumen y repaso del capítulo 55 Problemas 57 4 CAPÍTULO 1 Tensión, compresión y cortante
- 25. 1.1 INTRODUCCIÓN ALA MECÁNICA DE MATERIALES La mecánica de materiales es una rama de la mecánica aplicada que tra- ta del comportamiento de los cuerpos sólidos sometidos a diversas cargas. Otros nombres para este campo de estudio son resistencia de materiales y mecánica de los cuerpos deformables. Los cuerpos sólidos considerados en este libro incluyen barras sometidas a cargas axiales, ejes en torsión, vigas en flexión y columnas en compresión. El objetivo principal de la mecánica de materiales es determinar los esfuerzos, las deformaciones unitarias y los desplazamientos en estructuras y sus componentes debidas a las cargas que actúan sobre ellas. Si podemos determinar estas cantidades para todos los valores de las cargas incluyendo las que causan la falla, tendremos una representación completa del compor- tamiento mecánico de esas estructuras. Comprender el comportamiento mecánico es esencial para el diseño seguro de todos los tipos de estructuras, ya sean aeroplanos y antenas, edi- ficios y puentes, máquinas y motores o barcos y naves espaciales. Esta es la razón por la cual la mecánica de materiales es una disciplina básica en muchos campos de la ingeniería. La estática y la dinámica también son esenciales, pero estos temas tratan principalmente con las fuerzas y los mo- vimientos asociados con partículas y cuerpos rígidos. En la mecánica de materiales vamos un paso más allá al analizar los esfuerzos y las deforma- ciones unitarias dentro de cuerpos reales; es decir, cuerpos de dimensiones finitas que se deforman con cargas. Para determinar los esfuerzos y las de- formaciones unitarias, empleamos las propiedades físicas de los materiales, así como numerosas leyes y conceptos teóricos. Los análisis teóricos y los resultados experimentales desempeñan pa- peles igualmente importantes en la mecánica de materiales. Empleamos teorías para deducir fórmulas y ecuaciones para predecir el comportamiento mecánico, pero no se pueden usar esas expresiones en un diseño práctico, a menos que se conozcan las propiedades físicas de los materiales. Esas pro- piedades se conocen sólo después de que se han efectuado experimentos cui- dadosos en el laboratorio. Además, no todos los problemas prácticos facili- tan al análisis teórico y en esos casos las pruebas físicas son una necesidad. El desarrollo histórico de la mecánica de materiales es una mezcla fas- cinante tanto de teoría como de experimentación, la teoría ha señalado el ca- mino para obtener resultados útiles en algunos casos y la experimentación lo ha hecho en otros. Algunos personajes famosos como Leonardo da Vinci (1452-1519) y Galileo Galilei (1564-1642) realizaron experimentos para determinar la resistencia de alambres, barras y vigas, si bien no desarrolla- ron teorías adecuadas (con respecto a las normas actuales) para explicar los resultados de sus pruebas. En contraste, el famoso matemático Leonhard Euler (1707-1783) desarrolló la teoría matemática de las columnas y en 1744 calculó la carga crítica de una columna, mucho antes que existiera al- guna evidencia experimental que demostrara la importancia de sus resulta- dos. Sin ensayos apropiados para apoyar sus teorías, los resultados de Euler permanecieron sin usarse durante más de cien años, aunque en la actualidad constituyen la base del diseño y análisis de la mayoría de las columnas.* * La historia de la mecánica de materiales, iniciando con Leonardo da Vinci y Galileo Galilei, se encuentra en las referencias 1-1, 1-2 y 1-3. SECCIÓN 1.1 Introducción a la mecánica de materiales 5
- 26. 6 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Problemas Al estudiar la mecánica de materiales descubrirá que el tema está dividido de manera natural en dos partes: primero, en comprender el desarrollo de los conceptos y segundo, aplicar estos conceptos a situaciones prácticas. Lo primero se logra estudiando las deducciones, explicaciones y ejemplos que aparecen en cada capítulo, y lo segundo se logra resolviendo los problemas al final de cada capítulo. Algunos de los problemas son de carácter numéri- co y otros son simbólicos (o algebraicos). Una ventaja de los problemas numéricos es que las magnitudes de to- das las cantidades son evidentes en cada etapa de los cálculos, lo que per- mite observar si los valores son razonables o no. La ventaja principal de los problemas simbólicos es que conducen a fórmulas de propósito general. Una fórmula presenta las variables que afectan los resultados finales; por ejemplo, en la solución es posible cancelar una cantidad, un hecho que no sería evidente en una solución numérica. Además, una solución algebraica muestra la manera en que cada variable afecta los resultados, como cuando una variable aparece en el numerador y otra en el denominador.Además, una solución simbólica permite comprobar las dimensiones en cada etapa del trabajo. Por último, la razón más importante para resolver problemas de ma- nera algebraica es obtener una fórmula general que se pueda emplear para muchos problemas diferentes. En contraste, una solución numérica sólo se aplica a un conjunto de circunstancias. Como los ingenieros deben ser ex- pertos en las dos clases de soluciones, usted encontrará una mezcla de pro- blemas numéricos y simbólicos en todo el libro. Los problemas numéricos requieren trabajar con unidades específicas de medida. De acuerdo con la práctica actual de la ingeniería moderna, en este libro se utiliza tanto el Sistema Internacional de unidades (SI) como el sistema inglés (acostumbrado en Estados Unidos). En el apéndice A se encuentra una descripción de los dos sistemas, donde también se encuentran muchas tablas útiles, incluida una de factores de conversión. Todos los problemas se localizan al final de los capítulos con sus nú- meros respectivos y los números subsiguientes identifican las secciones a que pertenecen. En el caso de los problemas que requieren soluciones nu- méricas, los problemas impares están planteados en unidades inglesas y los pares en unidades SI. En el apéndice B se describen con detalle las técnicas para resolver problemas, además de una lista de procedimientos ingenieriles sólidos. El apéndice B incluye secciones sobre homogeneidad dimensional y cifras sig- nificativas. Estos temas son especialmente importantes, debido a que cada ecuación debe ser homogénea dimensionalmente y cada resultado numérico debe expresarse con el número adecuado de dígitos significativos. En este libro los resultados numéricos finales, en general, se presentan con tres dí- gitos significativos, cuando un número inicia con los dígitos 2 al 9, y con cuatro dígitos significativos cuando un número principia con el dígito 1. Con frecuencia los valores intermedios se registran con dígitos adicionales para evitar perder precisión debido al redondeo de números.
- 27. 1.2 ESFUERZO NORMALY DEFORMACIÓN UNITARIA NORMAL Los conceptos fundamentales en mecánica de materiales son el esfuerzo y la deformación unitaria. Estos conceptos se pueden ilustrar en su for- ma más elemental considerando una barra prismática sometida a fuerzas axiales. Una barra prismática es un elemento estructural recto que tiene la misma sección transversal en toda su longitud y una fuerza axial es una carga dirigida a lo largo del eje del elemento, lo que resulta en esfuerzos de tensión o de compresión en la barra. En la figura 1.1 se muestran ejemplos donde la barra de arrastre es un elemento prismático en tensión y el puntal del tren de aterrizaje es un elemento en compresión. Otros ejemplos son los elementos de la armadura de un puente, las bielas en motores de automó- viles, los rayos de las ruedas de bicicletas, las columnas en edificios y los puntales de las alas de aeroplanos pequeños. Para fines explicativos, consideremos la barra de arrastre de la figura 1.1 y aislemos un segmento de ella como un cuerpo libre (figura 1.2a). Al dibujar este diagrama de cuerpo libre no tomamos en cuenta el peso de la barra misma y suponemos que las únicas fuerzas activas son las fuerzas axiales P en los extremos. Luego, consideramos dos vistas de la barra; la primera muestra la misma barra antes de la aplicación de las cargas (figura 1.2b) y la segunda la muestra después de aplicar las cargas (figura 1.2c). Observe que la longitud original de la barra se denota con la letra L y el incremento en longitud debido a las cargas se denota con la letra griega d (delta). Las fuerzas internas en la barra quedan expuestas si hacemos un corte imaginario por la barra en la sección mn (figura 1.2c). Como esta sección se toma perpendicularmente al eje longitudinal de la barra, se denomina sección transversal. Ahora aislamos la parte de la barra a la izquierda de la sección trans- versal mn como un cuerpo libre (figura 1.2d). En el extremo derecho de este cuerpo libre (sección mn) mostramos la acción de la parte eliminada de la barra (es decir, la parte a la derecha de la sección mn) sobre la parte res- tante. Esta acción consiste en esfuerzos distribuidos en forma continua que actúan sobre toda la sección transversal y la fuerza axial P que actúa en la sección transversal es la resultante de estos esfuerzos. (La fuerza resultante se muestra con una línea discontinua en la figura 1.2d.) El esfuerzo tiene unidades de fuerza por unidad de área y se denota por la letra griega s (sigma). En general, los esfuerzos s que actuán sobre una superficie plana pueden ser uniformes en toda el área o bien variar en inten- sidad de un punto a otro. Supongamos que los esfuerzos que actúan sobre FIGURA 1.1 Elementos estructurales sometidos a cargas axiales. (La barra de arrastre está en tensión y el puntal del tren de aterrizaje está en compresión.) Barra de arrastre Puntal del tren de aterrizaje SECCIÓN 1.2 Esfuerzo normal y deformación unitaria normal 7
- 28. 8 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante la sección transversal mn (figura 1.2d) están distribuidos uniformemente sobre el área. Entonces la resultante de estos esfuerzos debe ser igual a la magnitud del esfuerzo por el área de la sección transversal A de la barra, es decir, P = sA. Por tanto, obtenemos la expresión siguiente para la magni- tud de los esfuerzos: s P A (1.1) Esta ecuación expresa la intensidad de un esfuerzo uniforme en una barra prismática con sección transversal arbitraria cargada axialmente. Cuando la barra es estirada por las fuerzas P, los esfuerzos son es- fuerzos de tensión; si se invierte la dirección de las fuerzas, la barra se comprime y tenemos esfuerzos de compresión. Puesto que los esfuerzos actúan en una dirección perpendicular a la superficie cortada, se denominan esfuerzos normales. Y, por tanto, los esfuerzos normales pueden ser de tensión o de compresión. Más adelante, en la sección 1.6, analizaremos otro tipo de esfuerzo, denominado esfuerzo cortante, que actúa paralelo a la superficie. Cuando se requiere una convención de signos para los esfuerzos nor- males, se acostumbra definir a los esfuerzos de tensión como positivos y a los esfuerzos de compresión como negativos. Puesto que el esfuerzo normal s se obtiene dividiendo la fuerza axial entre el área de la sección transversal, tiene unidades de fuerza por unidad de área. Cuando se emplean unidades inglesas, el esfuerzo suele expresarse en libras por pulgada cuadrada (psi) o kips por pulgada cuadrada (ksi).* Por ejemplo, suponga que la barra de la figura 1.2 tiene un diámetro d de 2.0 in FIGURA 1.2 Barra prismática en tensión: (a) diagrama de cuerpo libre de un segmento de la barra, (b) segmento de la barra antes de la aplicación de las cargas, (c) segmento de la barra después de la aplicación de las cargas y (d) esfuerzos normales en la barra. * Un kip, o kilolibra, es igual a 1000 lb. d P (a) P P (c) (d) P P P — A P = (b) m n m n L L + d s
- 29. y que lacarga P tiene una magnitud de 6 kips. Entonces el esfuerzo en la barra es T P A Q d P 2 /4 Q (2. 6 0 k in)2 /4 1.91 ksi (o 1910 psi) En este ejemplo el esfuerzo es de tensión o positivo. Cuando se utilizan unidades SI, la fuerza se expresa en newtons (N) y el área en metros cuadrados (m2 ). En consecuencia, el esfuerzo tiene uni- dades de newtons por metro cuadrado (N/m2 ), es decir, pascales (Pa). Sin embargo, el pascal es una unidad de esfuerzo tan pequeña que es necesario trabajar con múltiplos grandes, usualmente con el megapascal (MPa). Para demostrar que un pascal es en efecto pequeño, sólo tenemos que observar que se requieren casi 7000 pascales para igualar un psi.* Como un ejemplo, el esfuerzo en la barra descrita en el ejemplo anterior (1.91 ksi) se convierte en 13.2 MPa, que es igual a 13.2 × 106 pascales. Aunque no se recomienda emplearlo en el SI, algunas veces el esfuerzo se expresa en newtons por milímetro cuadrado (N/mm2 ), que es una unidad igual al megapascal (MPa). Limitaciones La ecuación s = P/A sólo es válida si el esfuerzo está uniformemente distri- buido sobre la sección transversal de la barra. Esta condición se cumple si la fuerza axial P actúa en el centroide del área de la sección transversal, como se demuestra más adelante en esta sección. Cuando la carga P no actúa en el centroide, se tendrá una flexión de la barra y se requiere de un análisis más complicado (consulte las secciones 5.12 y 11.5). Sin embargo, en este libro (así como en la práctica común) se entiende que las fuerzas axiales se aplican en los centroides de las secciones transversales a menos que se indique otra cosa. La condición de esfuerzo uniforme representada en la figura 1.2d se tie- ne en toda la longitud de la barra, excepto cerca de los extremos. La distri- bución del esfuerzo en el extremo de la barra depende de cómo se transmite la carga P a la barra. Si sucede que la carga está uniformemente distribuida sobre el extremo, entonces el patrón de esfuerzos será el mismo en otras partes. Sin embargo, es más probable que la carga se transmita mediante un pasador o un perno, produciendo esfuerzos muy localizados denominados concentraciones de esfuerzos. Una posibilidad se ilustra mediante la barra de ojo de la figura 1.3. En este caso las cargas P se transmiten a la barra mediante pasadores que pasan por los agujeros (u ojos) en los extremos de la barra. Por tanto, las fuerzas mostradas en la figura en realidad son las resultantes de las presiones de apoyo entre los pasadores y la barra de ojo, y la distribución de esfuerzo alre- dedor de los agujeros es muy compleja. No obstante, conforme nos alejamos de los extremos hacia el centro de la barra, la distribución del esfuerzo gra- dualmente tiende a la distribución uniforme representada en la figura 1.2d. Como regla práctica, se puede emplear la fórmula s = P/A, con buena precisión en cualquier punto dentro de una barra prismática que esté alejado * Los factores de conversión entre las unidades inglesas y las unidades SI, se encuentran en la tabla A.5 del apéndice A. FIGURA 1.3 Barra de ojo hecha de acero sometida a cargas de tensión P. b P P SECCIÓN 1.2 Esfuerzo normal y deformación unitaria normal 9
- 30. 10 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante de la concentración de esfuerzos al menos una distancia igual a la dimen- sión lateral mayor de la barra. En otras palabras, la distribución del esfuerzo en la barra de ojo de la figura 1.3 es uniforme a distancias b o mayores desde los extremos agrandados, donde b es el ancho de la barra, y la distribución del esfuerzo en la barra prismática de la figura 1.2 es uniforme a distancias d o mayores desde los extremos, donde d es el diámetro de la barra (figura 1.2d). En la sección 2.10 se analizan con más detalle las concentraciones de esfuerzos producidas por cargas axiales. Por supuesto, aun cuando el esfuerzo no esté distribuido uniformemen- te, la ecuación s = P/A es de utilidad debido a que proporciona el esfuerzo normal promedio sobre la sección transversal. Deformación unitaria normal Como ya vimos, una barra recta cambiará su longitud al cargarla axialmen- te, haciéndose más larga en tensión y más corta en compresión. Por ejem- plo, considere de nuevo la barra prismática de la figura 1.2. El alargamiento d de esta barra (figura 1.2c) es el resultado acumulativo del alargamiento de todos los elementos del material en todo el volumen de la barra. Suponga- mos que el material es el mismo en toda la barra. Entonces, si consideramos la mitad de la barra (longitud L/2), tendrá un alargamiento igual a d/2 y si consideramos un cuarto de la barra, tendrá un alargamiento igual a d/4. En general, el alargamiento de un segmento es igual a su longitud di- vidida entre la longitud total L y multiplicada por el alargamiento d. Por tanto, una longitud unitaria de la barra tendrá un alargamiento igual a 1/L por d. Esta cantidad se denomina alargamiento por unidad de longitud, o deformación unitaria y se denota con la letra griega (épsilon). Podemos observar que la deformación unitaria está dada por la ecuación e 5 L d (1.2) Si la barra está en tensión, la deformación unitaria se denomina deforma- ción unitaria por tensión, que representa un alargamiento o estiramiento del material. Si la barra está en compresión, la deformación unitaria es una deformación unitaria por compresión y la barra se acorta. En general, la deformación unitaria por tensión se considera positiva y la deformación unitaria por compresión como negativa. La deformación unitaria se de- nomina deformación unitaria normal debido a que está asociada con los esfuerzos normales. Como la deformación unitaria normal es la razón de dos longitudes, es una cantidad adimensional, es decir, no tiene unidades. Por tanto, la de- formación unitaria se expresa simplemente como un número, independiente de cualquier sistema de unidades. Los valores numéricos de la deformación unitaria suelen ser muy pequeños, debido a que las barras hechas de mate- rial estructural sólo experimentan cambios pequeños de longitud cuando se someten a cargas. Como ejemplo, considere una barra de acero con longitud L igual a 2.0 m. Al ser sometida a una carga de tensión muy pesada, podría alargarse 1.4 mm, lo que significa que la deformación unitaria es e 5 L d 1 2 .4 .0 m m m 0.0007 700 10 6
- 31. En la práctica,las unidades originales de d y L algunas veces se dan en la de- formación unitaria misma y entonces ésta se registra en formas como mm/m, μm/m e in/in. Por ejemplo, la deformación unitaria en el ejemplo anterior podría expresarse como 700 μm/m o 700 × 10–6 in/in. Además, en ocasiones la deformación unitaria se expresa como un porcentaje, en especial cuando es grande. (En el ejemplo anterior, la deformación es 0.07 por ciento). Esfuerzo uniaxial y deformación unitaria uniaxial Las definiciones de esfuerzo normal y deformación unitaria normal se basan en consideraciones puramente estáticas y geométricas, lo que significa que las ecuaciones (1.1) y (1.2) se pueden emplear para cargas de cualquier magnitud y para cualquier material. El requisito principal es que la deformación de la barra sea uniforme en todo su volumen, lo que a su vez requiere que la barra sea prismática, que las cargas pasen por los centroides de las secciones trans- versales y que el material sea homogéneo (es decir, que sea el mismo en todas las partes de la barra). El estado de esfuerzo y de deformación unitaria resul- tantes se denomina esfuerzo uniaxial y deformación unitaria uniaxial. Más adelante en la sección 2.6 se darán explicaciones adicionales del es- fuerzo uniaxial, incluyendo esfuerzos en otras direcciones además de la direc- ción longitudinal de la barra. En el capítulo 7 también analizaremos estados de esfuerzos más complicados, como el esfuerzo biaxial y el esfuerzo plano. Línea de acción de las fuerzas axiales para una distribución uniforme del esfuerzo En todo el análisis anterior del esfuerzo y de la deformación unitaria en una barra prismática supusimos que el esfuerzo normal s estaba distribuido uniformemente sobre su sección transversal. Ahora demostraremos que esta condición se cumple si la línea de acción de las fuerzas axiales pasa por el centroide del área de la sección transversal. Considere una barra prismática con sección transversal arbitraria so- metida a fuerzas axiales P que producen esfuerzos s distribuidos unifor- memente (figura 1.4a). Sea p1 el punto en la sección transversal donde la línea de acción de las fuerzas interseca la sección transversal (figura 1.4b). Si trazamos un conjunto de ejes xy en el plano de la sección transversal y denotamos las coordenadas del punto p1 con x̄ y ȳ. Para determinar esas coordenadas, observamos que los momentos Mx y My de la fuerza P con respecto a los ejes x y y, respectivamente, deben ser iguales a los momentos correspondientes de los esfuerzos distribuidos uniformemente. Los momentos de la fuerza P son Mx Py My Px (a,b) en donde un momento se considera positivo cuando su vector (empleando la regla de la mano derecha) actúa en la dirección positiva del eje corres- pondiente.* * Para visualizar la regla de la mano derecha, imagine que toma un eje de coordenadas con la mano derecha, de tal manera que los dedos estén alrededor del eje y el dedo pulgar apunta en la dirección positiva del eje. Entonces un momento es positivo si actúa con respecto al eje en la misma dirección de los dedos. SECCIÓN 1.2 Esfuerzo normal y deformación unitaria normal 11
- 32. 12 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Los momentos de los esfuerzos distribuidos se obtienen integrando sobre el área de la sección transversal A. La fuerza diferencial que actúa sobre un elemento del área dA (figura 1-4b) es igual a sdA. Los momentos de esta fuerza elemental con respecto a los ejes x y y son sydA y –sxdA, respec- tivamente, en donde x y y denotan las coordenadas del elemento dA. Los momentos totales se obtienen integrando sobre el área de la sección trans- versal: Mx sydA My sxdA (c,d) Estas expresiones dan los momentos producidos por los esfuerzos s. Luego, igualamos los momentos Mx y My obtenidos para la fuerza P (ecuaciones a y b) con los momentos obtenidos a partir de los esfuerzos distribuidos (ecuaciones c y d): Py sydA Px sx dA Como los esfuerzos s están distribuidos uniformemente, sabemos que son constantes sobre el área A de la sección transversal y se pueden poner fuera de los signos de integración. Además, sabemos que s es igual a P/A. Por tanto, obtenemos las fórmulas siguientes para las coordenadas del pun- to p1: y x x dA A y dA A (1.3a,b) Estas ecuaciones son iguales a las que definen las coordenadas del centroide de un área (consulte las ecuaciones 12.3a y b en el capítulo 12). Por tanto, ahora hemos llegado a una conclusión importante: a fin de tener una ten- sión o compresión uniforme en una barra prismática, la fuerza axial debe actuar en el centroide del área de la sección transversal. Como explicamos antes, siempre suponemos que estas condiciones se cumplen a menos que se especifique de otra manera. Los ejemplos siguientes ilustran el cálculo de esfuerzos y deformacio- nes unitarias en barras prismáticas. En el primer ejemplo ignoramos el peso de la barra y en el segundo lo incluimos. (Cuando se resuelven problemas del libro de texto es usual omitir el peso de la estructura a menos que se pida incluirlo). FIGURA 1.4 Distribución uniforme de esfuerzos en una barra prismática: (a) fuerzas axiales P y (b) sección transversal de la barra. P P (a) P A = s (b) O y y x A p1 dA x x – y –
- 33. Ejemplo 1.1 Un postecorto, construido con un tubo circular hueco de aluminio, soporta una carga de compresión de 26 kips (figura 1.5). Los diámetros interior y exterior del tubo son d1 = 4.0 in y d2 = 4.5 in, respectivamente, y su longitud es 16 in. El acor- tamiento del poste debido a la carga es de 0.012 in. Determine el esfuerzo de compresión y la deformación unitaria en el poste. (No tenga en cuenta el peso del poste y suponga que éste no se pandea con la carga.) FIGURA 1.5 Ejemplo 1.1. Poste hueco de aluminio en compresión. Solución Suponiendo que la carga de compresión actúa en el centro del tubo hueco, po- demos emplear la ecuación s = P/A (ecuación 1.1) para calcular el esfuerzo normal. La fuerza P es igual a 26 k (o 26,000 lb) y el área A de la sección transversal es A p 4 d 2 2 d 2 1 p 4 (4.5 in)2 (4.0 in)2 3.338 in2 Por tanto, el esfuerzo de compresión en el poste es s P A 3 2 . 6 3 , 3 0 8 00 in lb 2 7790 psi La deformación unitaria de compresión (de la ecuación 1.2) es e L d 0. 1 0 6 12 in in 750 10 6 De esta manera hemos calculado el esfuerzo y la deformación unitaria en el poste. Nota: como se explicó antes, la deformación unitaria es una cantidad adimen- sional y, por tanto, no se requiere indicar unidades para ella. Sin embargo, por cla- ridad, a menudo se le dan unidades. En este ejemplo, se podría escribir como 750 × 10–6 in/in o 750 μin/in. 16 in 26 k SECCIÓN 1.2 Esfuerzo normal y deformación unitaria normal 13
- 34. 14 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Ejemplo 1.2 Una barra circular de acero con longitud L y diámetro d cuelga en el tiro de una mina y en su extremo inferior sostiene un balde con mineral con peso W (figura 1.6). (a) Obtenga una fórmula para el esfuerzo máximo smáx en la barra, tomando en cuenta el peso de ésta. (b) Calcule el esfuerzo máximo si L = 40 m, d = 8 mm y W = 1.5 kN. Solución (a) La fuerza axial máxima Fmáx en la barra se tiene en el extremo superior y es igual al peso W del balde con mineral más el peso W0 propio de la barra. Este último es igual al peso específico g del acero por el volumen V de la barra; o sea W0 gV gAL (1.4) en donde A es el área de la sección transversal de la barra. Por tanto, la fórmula para el esfuerzo máximo (de la ecuación 1.1) es smáx Fm A áx W A gAL W A gL (1.5) (b) Para calcular el esfuerzo máximo, sustituimos los valores numéricos en la ecuación anterior. El área de la sección anterior A es igual a πd2 /4, donde d = 8 mm y el peso específico g del acero es 77.0 kN/m3 (de la tabla H-1 del apéndice H). Por tanto, smáx p(8 1. m 5k m N )2 /4 (77.0 kN/m3 )(40 m) 29.8 MPa 3.1 MPa 32.9 MPa En este ejemplo, el peso de la barra contribuye de manera considerable al esfuerzo máximo y no debe ignorarse. FIGURA 1.6 Ejemplo 1.2. Barra de acero soportando un peso W. L W d
- 35. El diseño demáquinas y estructuras para que funcionen apropiadamente re- quiere que comprendamos el comportamiento mecánico de los materiales empleados. En general, la única forma para determinar cómo se comportan los materiales cuando se someten a cargas es realizar experimentos en el la- boratorio. El procedimiento usual es colocar muestras pequeñas del material en máquinas de ensayo, aplicar las cargas y luego medir las deformaciones resultantes (como cambios de longitud y diámetro). La mayor parte de los laboratorios de pruebas de materiales están equipados con máquinas capa- ces de cargar las muestras de diversas maneras, incluyendo cargas estáticas y dinámicas en tensión y compresión. En la figura 1.7 se muestra una máquina para ensayos de tensión común. La muestra de ensayo se coloca entre las dos mordazas grandes de la máquina y luego se carga a tensión. Dispositivos de medición registran las deformaciones unitarias y los sistemas de control automático y de pro- cesamiento de datos (a la izquierda en la fotografía) tabulan y grafican los resultados. En la figura 1.8 se muestra una vista más detallada de una muestra para ensayo de tensión. Los extremos de la muestra circular se amplían en la región donde se colocan en las mordazas para que no ocurra la falla cerca de éstas. Una falla en los extremos no producirá la información deseada acerca del material, debido a que la distribución del esfuerzo cerca de las mordazas no es uniforme, como se explicó en la sección 1.2. En una muestra apropiadamente diseñada, la falla sucederá en su parte prismática donde la distribución del esfuerzo es uniforme y la barra está sometida sólo a tensión pura. Esta situación se muestra en la figura 1.8, donde la muestra de acero se fracturó ante la carga. El dispositivo a la derecha, que está conectado me- 1.3 PROPIEDADES MECÁNICAS DE LOS MATERIALES FIGURA 1.7 Máquina para ensayos de tensión con sistema automático de procesamiento de datos. (Cortesía de MTS Systems Corporation.) SECCIÓN 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 15
- 36. 16 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante diante dos brazos a la muestra, es un extensómetro que mide el alargamiento durante la aplicación de la carga. A fin de que se puedan comparar los resultados de los ensayos, se de- ben estandarizar las dimensiones de las muestras para ensayo y los métodos de aplicación de las cargas. Una de las principales organizaciones norma- tivas en Estados Unidos es la American Society for Testing and Materials (ASTM), una sociedad técnica que publica especificaciones y normas para materiales y pruebas. Otras organizaciones normativas son la American Standards and Association (ASA) y el National Institute of Standards and Technology (NIST). En otros países existen organizaciones similares. La muestra para tensión estándar de la ASTM tiene un diámetro de 0.505 in y una longitud calibrada de 2.0 in entre las marcas de calibración, que son los puntos donde los brazos del extensómetro están conectados a la muestra (consulte la figura 1.8). Conforme se jala la muestra, se mide y se registra la carga axial, ya sea de forma automática o bien tomando una lec- tura de una carátula. El alargamiento sobre la longitud calibrada se mide de FIGURA 1.8 Muestra común para ensayo de tensión con extensómetro conectado; la muestra se fracturó en tensión. (Cortesía de MTS Systems Corporation.)
- 37. manera simultánea, mediantedispositivos mecánicos del tipo que se mues- tra en la figura 1.8 o con deformímetros por resistencia eléctrica. En un ensayo estático, la carga se aplica lentamente y la velocidad exacta de carga no es de interés debido a que no afecta el comportamiento de la muestra. Sin embargo, en un ensayo dinámico la carga se aplica rápidamen- te y en algunas ocasiones de una manera cíclica. Como la naturaleza de una carga dinámica afecta las propiedades de los materiales, también se debe medir la velocidad de carga. Los ensayos de compresión de metales suelen realizarse en muestras pequeñas con forma de cubos o cilindros circulares. Por ejemplo, los cubos pueden tener 2.0 in por lado y los cilindros diámetros de 1 in, y longitudes de 1 a 12 in y se pueden medir la carga aplicada por la máquina y el acor- tamiento de la muestra. El acortamiento se debe medir sobre una longitud calibrada que sea menor que la longitud total de la muestra a fin de eliminar efectos de borde. El concreto se ensaya a la compresión en proyectos importantes de construcción para asegurar que se haya obtenido la resistencia requerida. Un tipo de muestra para ensayo de concreto tiene 6 in de diámetro, 12 in de longitud y una edad de 28 días (la edad del concreto es importante debido a que adquiere más resistencia a medida que se cura). Muestras similares pero un tanto menores se emplean cuando se realizan ensayos de compresión en roca (figura 1-9). Diagramas de esfuerzo-deformación unitaria Los resultados de los ensayos, en general, dependen de las dimensiones de la muestra que se ensaya. Como es poco probable que diseñemos una estruc- tura que tenga partes con el mismo tamaño que las muestras para ensayo, necesitamos expresar los resultados en una forma que se pueda aplicar a elementos de cualquier tamaño. Una forma simple de lograr este objetivo es convertir los resultados de los ensayos en esfuerzos y deformaciones unitarias. El esfuerzo axial s en una muestra para ensayo se calcula dividiendo la carga axial P entre el área de la sección transversal A (ecuación 1.1). Cuando se utiliza el área inicial de la muestra en los cálculos, el esfuerzo se denomina esfuerzo nominal (otros nombres son esfuerzo convencional y esfuerzo ingenieril). Un valor más exacto del esfuerzo axial, denominado esfuerzo real, se puede calcular empleando el área real de la barra en la sección transversal donde ocurre la falla. Como el área real en un ensayo de tensión siempre es menor que el área inicial (como se ilustra en la figura 1.8), el esfuerzo real es mayor que el esfuerzo nominal. La deformación unitaria axial promedio en la muestra para ensayo se determina dividiendo el alargamiento medido d en medio de las marcas de calibración, entre la longitud calibrada L (consulte la figura 1.8 y la ecua- ción 1.2). Si la longitud calibrada inicial se emplea en el cálculo (por ejem- plo, 2.0 in), entonces se obtiene la deformación unitaria normal. Como la distancia entre las marcas de calibración aumenta conforme se aplica la carga de tensión, podemos calcular la deformación unitaria verdadera (o deformación unitaria natural) para cualquier valor de la carga empleando la distancia real entre las marcas de calibración. En tensión, la deformación SECCIÓN 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 17
- 38. 18 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante unitaria real siempre es menor que la deformación unitaria nominal. Sin embargo, para la mayor parte de los fines ingenieriles, el esfuerzo nominal y la deformación unitaria nominal son adecuadas, como se explica más ade- lante en esta sección. Después de realizar un ensayo de tensión o compresión y de determinar el esfuerzo y la deformación unitaria para varias magnitudes de la carga, podemos trazar un diagrama del esfuerzo en función de la deformación uni- taria. Ese diagrama esfuerzo-deformación unitaria es una característica del material particular que se ensaya y contiene información importante sobre sus propiedades mecánicas y el tipo de comportamiento.* FIGURA 1.8 Muestra de roca ensayada en compresión para obtener la resistencia a la compresión, el módulo elástico y la relación de Poisson. (Cortesía de MTS Systems Corporation). * Los diagramas de esfuerzo-deformación unitaria fueron creados por Jacob Bernoulli (1654- 1705) y J. V. Poncelet (1788-1867); consulte la referencia 1.4.
- 39. El primer materialque analizaremos es el acero estructural conocido también como acero dulce o acero al bajo carbono. Es uno de los metales que se emplean y se encuentra en edificios, puentes, grúas, barcos, torres, vehículos y en muchos otros tipos de construcciones. Un diagrama de es- fuerzo-deformación unitaria para un acero estructural común en tensión se muestra en la figura 1.10. Las deformaciones unitarias están trazadas en el eje horizontal y los esfuerzos en eje vertical. (A fin de mostrar todas las ca- racterísticas importantes de este material, el eje de la deformación unitaria en la figura 1.10 no está dibujado a escala.) El diagrama inicia con una línea recta desde el origen O hasta el pun- to A, que indica que la relación entre el esfuerzo y la deformación unitaria en esta región inicial no sólo es lineal sino también proporcional.* Más allá del punto A, ya no existe la proporcionalidad entre el esfuerzo y la deformación unitaria; de aquí que al esfuerzo en A se le nombre límite de proporcionalidad. Para aceros al bajo carbono, este límite está en el inter- valo de 30 a 50 ksi (210 a 350 MPa), pero los aceros de alta resistencia (con contenido mayor de carbono más otras aleaciones) pueden tener límites de proporcionalidad mayores que 80 ksi (550 MPa). La pendiente de la línea recta de O a A se denomina módulo de elasticidad. Debido a que la pen- diente tiene unidades de esfuerzo dividido entre la deformación unitaria, el módulo de elasticidad tiene las mismas unidades que el esfuerzo. (Los módulos de elasticidad se analizan en la sección 1.5). Con un incremento en el esfuerzo más allá del límite de proporciona- lidad, la deformación unitaria comienza a aumentar más rápidamente con cada incremento del esfuerzo. En consecuencia, la curva esfuerzo-defor- mación unitaria tiene una pendiente cada vez menor, hasta que en el punto B la curva se vuelve horizontal (consulte la figura 1.10). A partir de este punto ocurre un alargamiento considerable de la muestra para ensayo sin un aumento notable en la fuerza de tensión (del punto B al C). Este fenómeno se conoce como fluencia del material y el punto B se denomina punto de FIGURA 1.10 Diagrama esfuerzo- deformación unitaria para un acero estructural común en tensión (no a escala). * Se dice que dos variables son proporcionales si su relación permanece constante. Por tanto, una relación proporcional se puede representar mediante una recta que pasa por el origen. Sin embargo, una relación proporcional no es lo mismo que una relación lineal. Si bien una relación proporcional es lineal, la proposición inversa no es necesariamente cierta, debido a que una relación representada por una recta que no pasa por el origen es lineal pero no pro- porcional. La expresión empleada con frecuencia “directamente proporcional” es sinónimo de “proporcional” (referencia 1.5). SECCIÓN 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 19 Fractura Región lineal Plasticidad o fluencia perfecta Endurecimiento por deformación Estricción A O B C D E E' Límite de proporcionalidad Esfuerzo de fluencia Esfuerzo último e s
- 40. 20 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Región de fractura Región de estricción Carga Carga fluencia. El esfuerzo correspondiente se conoce como esfuerzo de fluencia del acero. En la región de B a C (figura 1-10) el material se vuelve perfectamente plástico, lo cual significa que se deforma sin un aumento en la carga aplica- da. El alargamiento de una muestra de acero dulce en la región perfectamen- te plástica usualmente es de 10 a 15 veces el alargamiento que ocurre en la región lineal (entre el inicio de la carga y el límite de proporcionalidad). La presencia de deformaciones unitarias muy grandes en la región plástica (y más allá de ésta) es la razón para no trazar este diagrama a escala. Después de experimentar las grandes deformaciones unitarias que ocu- rren durante la fluencia en la región BC, el acero comienza a endurecerse por deformación. Durante el endurecimiento por deformación el material experimenta cambios en su estructura cristalina, resultando en una resisten- cia mayor del material ante una deformación adicional. La elongación de la muestra de ensayo en esta región requiere un aumento en la carga de tensión y, por tanto, el diagrama esfuerzo-deformación unitaria tiene una pendiente positiva de C a D. Al final, la carga llega a su valor máximo y el esfuerzo correspondiente (en el punto D) se denomina esfuerzo último. Un alarga- miento adicional de la barra en realidad se acompaña de una reducción en la carga y la fractura finalmente ocurre en un punto como el E de la figura 1.10. El esfuerzo de fluencia y el esfuerzo último de un material también se denominan resistencia de fluencia y resistencia última, respectivamen- te. Resistencia es un término general que se refiere a la capacidad de una estructura para resistir cargas. Por ejemplo, la resistencia de fluencia de una viga es la magnitud de la carga requerida para ocasionar fluencia en la viga y la resistencia última de una armadura es la carga máxima que puede soportar, es decir, la carga de falla. Sin embargo, al realizar un ensayo de tensión de un material particular, definimos la capacidad de soporte de carga por los esfuerzos en la muestra en vez de las cargas totales que actúan en la muestra. Como resultado, la resistencia de un material usualmente se estipula como un esfuerzo. Cuando se estira una muestra de ensayo, sufre una contracción lateral, como ya se mencionó. La disminución resultante en el área de la sección transversal es demasiado pequeña para tener un efecto notable sobre los va- lores calculados de los esfuerzos aproximadamente en el punto C en la figu- ra 1.10, pero más allá de ese punto la reducción del área comienza a alterar la forma de la curva. En la proximidad del esfuerzo último, la reducción del área de la barra es aparente y se presenta una estricción pronunciada de la barra (consulte las figuras 1.8 y 1.11). Si se emplea el área real de la sección transversal en la parte angosta de la estricción para calcular el esfuerzo, se obtiene la curva verdadera es- fuerzo-deformación unitaria (la línea discontinua CE⬘ en la figura 1.10). La carga total que la barra puede soportar disminuye en efecto después que se alcanza el esfuerzo último (como lo muestra la curva DE), pero esta re- ducción se debe a la disminución del área de la barra y no a una pérdida de resistencia del propio material. En realidad, el material soporta un aumento en el esfuerzo verdadero hasta la falla (punto E⬘). Como se espera que la mayoría de las estructuras trabajen a esfuerzos menores que el límite de proporcionalidad, la curva convencional esfuerzo-deformación unitaria OABCDE, que se basa en el área original de la sección transversal de la muestra y es fácil de determinar, proporciona información adecuada para emplearla en el diseño de ingeniería. FIGURA 1.11 Estricción de una barra de acero dulce en tensión.
- 41. El diagrama dela figura 1.10 muestra las características generales de la curva esfuerzo-deformación unitaria para el acero dulce, pero sus propor- ciones no son realistas debido a, como ya se mencionó, que la deformación unitaria que ocurre de B a C puede ser más de diez veces mayor que la defor- mación unitaria que ocurre de O a A. Además, las deformaciones unitarias de C a E son muchas veces mayores que las de B a C. Las relaciones correctas se representan en la figura 1.12, donde se muestra un diagrama esfuerzo-deforma- ción unitaria para acero dulce dibujado a escala. En esta figura, las defor- maciones unitarias desde el punto cero hasta el punto A son tan pequeñas comparadas con las deformaciones unitarias del punto A al punto E que no se pueden ver y parece que la parte inicial del diagrama es una línea vertical. La presencia de un punto de fluencia bien definido, seguido por deforma- ciones unitarias plásticas grandes, es una característica importante del acero estructural que algunas veces se emplea en el diseño práctico (consulte, por ejemplo, los análisis del comportamiento elastoplástico en las secciones 2.12 y 6.10). Los metales como el acero estructural que sufren deformaciones uni- tarias permanentes antes de la falla se clasifican como dúctiles. Por ejemplo, la ductilidad es la propiedad que permite que una barra de acero se doble para formar un arco circular o se trefile para formar un alambre sin romperse. Una característica importante de los materiales dúctiles es que presentan una dis- torsión visible si las cargas son demasiado grandes, proporcionando así una oportunidad para tomar una acción correctiva antes de que ocurra la fractura. También, los materiales que presentan comportamiento dúctil son capaces de absorber grandes cantidades de energía de deformación antes de la fractura. El acero estructural es una aleación de hierro que contiene aproximada- mente 0.2 por ciento de carbono y, por tanto, se clasifica como acero al bajo carbono. Al aumentar el contenido de carbono, el acero se vuelve menos dúctil pero más resistente (mayor esfuerzo de fluencia y mayor esfuerzo último). Las propiedades físicas del acero también se ven afectadas por un tratamiento térmico, por la presencia de otros metales y por los procesos de manufactura como el laminado. Otros materiales que se comportan de una manera dúctil (en ciertas condiciones) son aluminio, cobre, magnesio, plo- mo, molibdeno, níquel, latón, bronce, metal monel, nailon y teflón. Las aleaciones de aluminio si bien pueden tener una ductilidad con- siderable, no tienen un punto de fluencia bien definido, como se muestra en el diagrama esfuerzo-deformación unitaria de la figura 1.13, pero tienen una región lineal inicial con un límite de proporcionalidad reconocible. Las aleaciones producidas para fines estructurales tienen límites de proporcio- nalidad en el rango de 10 a 60 ksi (70 a 410 MPa) y esfuerzos últimos en el rango de 20 a 80 ksi (140 a 550 MPa). Cuando un material, como el aluminio, no tiene un punto de fluencia bien determinado y, sin embargo, sufre grandes deformaciones unitarias después de rebasar el límite de proporcionalidad, se puede determinar un esfuerzo de fluencia arbitrario mediante el método de desplazamiento. Se traza una línea recta en el diagrama esfuerzo-deformación unitaria paralela a la parte inicial lineal de la curva (figura 1.14), pero desplazada en cierta deformación unitaria estándar, como 0.002 (o 0.2 por ciento). La intersec- ción de la línea desplazada y la curva esfuerzo-deformación unitaria (punto A en la figura) define el esfuerzo de fluencia. Como este esfuerzo se deter- mina mediante una regla arbitraria y no es una propiedad física inherente del material, se debe distinguir de un esfuerzo verdadero de fluencia y re- ferirse a él como esfuerzo de fluencia desplazado. Para un material como FIGURA 1.12 Diagrama esfuerzo- deformación unitaria para un acero estructural típico en tensión (dibujado a escala). FIGURA 1.13 Diagrama esfuerzo- deformación unitaria típico para una aleación de aluminio. FIGURA 1.14 Esfuerzo de fluencia arbitrario determinado mediante el método de desplazamiento. SECCIÓN 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 21 A O 0.002 Desplazamiento s e (ksi) 0 0 40 30 20 10 0.05 0.15 0.25 0.10 0.20 s e E (ksi) D C A, B 0 0 80 60 40 20 0.05 0.15 0.25 0.10 0.30 0.20 s e
- 42. 22 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante el aluminio, el esfuerzo de fluencia desplazado está ligeramente arriba del límite de proporcionalidad. En el caso del acero estructural, con su abrupta transición de la región lineal a la región de alargamiento plástico, el esfuer- zo desplazado es en esencia el mismo tanto en el esfuerzo de fluencia como en el límite de proporcionalidad. El caucho mantiene una relación lineal entre el esfuerzo y la deforma- ción unitaria hasta llegar a deformaciones unitarias relativamente grandes (en comparación con los metales). La deformación unitaria en el límite de proporcionalidad puede ser tan alta como 0.1 o 0.2 (10 o 20 por ciento). Más allá del límite de proporcionalidad, el comportamiento depende del tipo de caucho (figura 1.15). Algunas clases de caucho suave se estirarán enormemente sin fallar, alcanzando longitudes de varias veces sus longitu- des originales. El material termina presentando cada vez mayor resistencia a la carga y la curva esfuerzo-deformación unitaria se curva marcadamente hacia arriba. Este comportamiento característico se puede percibir estirando una banda de caucho con las manos. (Observe que aunque el caucho pre- senta deformaciones unitarias muy grandes, no es un material dúctil debido a que las deformaciones no son permanentes. Es, por supuesto, un material elástico; consulte la sección 1.4.) La ductilidad de un material en tensión se puede caracterizar por su alargamiento y por la reducción de su área en la sección transversal donde ocurre la fractura. El porcentaje de alargamiento se define como sigue: L1 L0 L0 (100) Porcentaje de alargamiento (1.6) en donde L0 es la longitud calibrada original y L1 es la distancia entre las marcas de calibración en la fractura. Ya que el alargamiento no es uniforme en toda la longitud de la muestra, sino que se concentra en la región de es- tricción, el porcentaje de alargamiento depende de la longitud calibrada. Por tanto, al dar el porcentaje de alargamiento, siempre se debe proporcionar la longitud calibrada. Para una longitud calibrada de 2 in, el acero puede tener un alargamiento en el rango de 3 a 40%, dependiendo de su composición; en el caso del acero estructural, son comunes valores de 20 o 30 por ciento. El alargamiento de las aleaciones de aluminio varía de 1 a 45 por ciento, dependiendo de su composición y su tratamiento. El porcentaje de reducción de área mide la cantidad de estricción que ocurre y se define como sigue: A0 A0 A1 (100) Porcentaje de reducción de área (1.7) en donde A0 es el área transversal original y A1 es el área final en la sección de fractura. Para aceros dúctiles, la reducción es casi de 50 por ciento. Los materiales que fallan en tensión a valores relativamente bajos de deformación unitaria se clasifican como frágiles. Algunos ejemplos son concreto, piedra, hierro colado, vidrio, cerámica y una variedad de aleacio- nes metálicas. Los materiales frágiles fallan con poco alargamiento después que se sobrepasa el límite de proporcionalidad (el esfuerzo en el punto A en la figura 1.16). Además, la reducción del área es insignificante y por tanto el esfuerzo nominal de fractura (punto B) es el mismo que el esfuerzo último verdadero. Los aceros al alto carbono tienen esfuerzos de fluencia muy ele- vados —más de 100 ksi (700 MPa) en algunos casos— pero se comportan FIGURA 1.15 Curvas esfuerzo- deformación unitaria para dos clases de caucho en tensión. FIGURA 1.16 Diagrama típico de esfuerzo-deformación unitaria para un material frágil, que muestra el límite de proporcionalidad (punto A) y el punto de fractura (punto B). (psi) 0 0 3000 2000 1000 2 6 4 8 Caucho duro Caucho suave s e A O B s e
- 43. de una manerafrágil y la fractura ocurre con un alargamiento de tan sólo un porcentaje bajo. El vidrio ordinario es un material frágil casi ideal, debido a que casi no presenta ductilidad. La curva esfuerzo-deformación unitaria del vidrio en tensión es en esencia una línea recta y la falla sucede antes de que tenga lu- gar alguna fluencia. El esfuerzo último es de casi 10 000 psi (70 MPa) para ciertas clases de vidrio en placa, pero hay grandes variaciones, dependiendo del tipo de vidrio, del tamaño de la muestra y de la presencia de defectos mi- croscópicos. Las fibras de vidrio pueden desarrollar resistencias enormes y se han alcanzado esfuerzos últimos mayores que 1 000 000 psi (7 GPa). Muchos tipos de plásticos se utilizan para fines estructurales debido a su peso ligero, a su resistencia a la corrosión y a sus buenas propiedades de aislamiento eléctrico. Sus propiedades mecánicas varían enormemente, tal que algunos plásticos son frágiles y otros dúctiles. Al diseñar con plásticos es importante tomar en cuenta que sus propiedades se afectan en gran medi- da por los cambios de temperatura y por el tiempo. Por ejemplo, el esfuerzo último de tensión de algunos plásticos disminuye a la mitad solamente ele- vando la temperatura de 10 a 40°C. Además, un plástico cargado se puede estirar gradualmente al paso del tiempo hasta que pierde su capacidad de servicio. Por ejemplo, una barra de cloruro de polivinilo sometida a una car- ga de tensión que inicialmente produce una deformación unitaria de 0.005 puede tener el doble de esa deformación después de una semana, aunque la carga permanezca constante. (Este fenómeno, conocido como termofluen- cia, se explica en la siguiente sección.) Los esfuerzos últimos de tensión para plásticos usualmente se encuen- tran en el rango de 2 a 50 ksi (14 a 350 MPa) y sus pesos específicos varían entre 50 a 90 lb/ft3 (8 a 14 kN/m3 ). Un tipo de nailon tiene un esfuerzo úl- timo de 12 ksi (80 MPa) y un peso específico de sólo 70 lb/ft3 (11 kN/m3 ), que es sólo 12 por ciento más pesado que el agua. Debido a su peso ligero, la razón entre resistencia y peso para el nailon es casi la misma que para el acero estructural (consulte el problema 1.3-4). Un material reforzado con filamentos, consiste en una base (o matriz) en la que están embebidos filamentos, fibras o microfibras de alta resistencia. El material compuesto resultante tiene una resistencia mucho mayor que el material base. Como ejemplo, el uso de fibras de vidrio puede aumentar a más del doble la resistencia de una matriz plástica. Los compuestos se em- plean ampliamente en aviones, botes, cohetes y vehículos espaciales donde se requiere alta resistencia y peso ligero. Compresión Las curvas esfuerzo-deformación unitaria para materiales en compresión difieren de las curvas de tensión. Los metales dúctiles como el acero, el aluminio y el cobre tienen límites de proporcionalidad en compresión muy cercanos a los de tensión y las regiones iniciales de sus diagramas esfuerzo- deformación unitaria en compresión y tensión son casi iguales. Sin embar- go, después que inicia la fluencia, el comportamiento es muy diferente. En un ensayo de tensión, la muestra se estira, puede ocurrir estricción y final- mente sucede la fractura. Cuando el material se comprime, se abulta hacia fuera en los lados y adopta una forma como de barril, debido a que la fricción entre la muestra y las placas extremas evita la expansión lateral. Al aumentar la carga, la muestra se aplana y presenta una resistencia mucho mayor a un SECCIÓN 1.3 Propiedades mecánicas de los materiales 23
- 44. 24 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante acortamiento adicional (lo que significa que la curva esfuerzo-deformación unitaria se vuelve muy empinada). Esas características se ilustran en la fi- gura 1.17, donde se muestra un diagrama esfuerzo-deformación unitaria en compresión para el cobre. Como el área de la sección transversal real de una muestra ensayada en compresión es mayor que el área inicial, el esfuerzo verdadero es un ensayo de compresión es menor que el esfuerzo nominal. Los materiales frágiles cargados en compresión usualmente tienen una región lineal inicial seguida de una región en la que el acortamiento aumen- ta a una velocidad ligeramente mayor que la carga. Las curvas esfuerzo-de- formación unitaria para compresión y tensión con frecuencia tienen formas similares, pero los esfuerzos últimos en compresión son mucho mayores que los de tensión. Además, a diferencia de los materiales dúctiles, que se aplanan cuando se comprimen, los materiales frágiles en realidad se fractu- ran con la carga máxima. Tablas de propiedades mecánicas Las propiedades de los materiales se listan en las tablas del apéndice H al final del libro. Los datos de materiales en las tablas son los típicos y ade- cuados para resolver problemas en este libro. Sin embargo, las propiedades de los materiales y las curvas esfuerzo-deformación unitaria varían en gran medida, incluso para el mismo material, debido a los diferentes procesos de manufactura, a la composición química, a defectos internos, a la temperatu- ra y a muchos otros factores. Por estas razones, los datos obtenidos del apéndice H (o de otras tablas de naturaleza similar) no se deben emplear para fines específicos de inge- niería o diseño. En cambio, se debe consultar los fabricantes o proveedores de materiales para obtener información sobre un producto particular. FIGURA 1.17 Diagrama esfuerzo- deformación unitaria para el cobre en compresión. 1.4 ELASTICIDAD, PLASTICIDAD Y TERMOFLUENCIA Los diagramas de esfuerzo-deformación unitaria presentan el comportamien- to de los materiales ingenieriles cuando están cargados en tensión o com- presión, como se describió en la sección anterior. Para ir un paso más allá, consideremos que sucede cuando la carga se quita y el material se descarga. Suponga por ejemplo, que aplicamos una carga de tensión a una mues- tra tal que el esfuerzo y la deformación unitaria vayan del origen O al punto A en la curva de esfuerzo-deformación unitaria de la figura 1.18a. Suponga además que cuando la carga se remueve, el material sigue exactamente la misma curva de regreso al origen O. Esta propiedad de un material, me- diante la cual regresa a sus dimensiones originales durante la descarga, se denomina elasticidad y se dice que el propio material es elástico. Observe que la curva esfuerzo-deformación unitaria de O a A no tiene que ser lineal a fin de que el material sea elástico. Ahora suponga que cargamos este mismo material hasta un nivel mayor, tal que se alcanza el punto B en la curva esfuerzo-deformación unitaria (figura 1.18b). Cuando la descarga sucede a partir del punto B, el material sigue la línea BC en el diagrama. Esta línea de descarga es paralela a la parte inicial de la curva de carga; es decir, la línea BC es paralela a una tangente a la curva esfuerzo-deformación unitaria en el origen. Cuando se alcanza el punto C, la carga se ha removido por completo, pero en el material permanece una defor- mación unitaria residual o deformación unitaria permanente, representada (ksi) 0 0 80 40 60 20 0.2 0.6 0.4 0.8 s e
- 45. por la líneaOC. Como consecuencia, la barra ensayada es más larga ahora que antes de la aplicación de la carga. Este alargamiento residual de la barra se denomina deformación permanente. De la deformación total OD desarro- llada durante la carga de O a B, la deformación unitaria CD se ha recuperado elásticamente y la deformación unitaria OC permanece como una deformación unitaria permanente.Así, durante la descarga la barra regresa parcialmente a su forma original y, por tanto, se dice que el material es parcialmente elástico. Entre los puntos A y B en la curva esfuerzo-deformación unitaria (fi- gura 1.18b), debe haber un punto antes del cual el material es elástico y después del cual el material es parcialmente elástico. Para encontrar este punto, cargamos el material hasta un valor seleccionado de esfuerzo y luego removemos la carga. Si no hay una deformación unitaria permanente (es decir, si el alargamiento de la barra regresa a cero), entonces el material es completamente elástico hasta el valor seleccionado del esfuerzo. El proceso de carga y descarga se puede repetir para valores sucesiva- mente mayores del esfuerzo. Al final se alcanzará un esfuerzo tal que no toda la deformación unitaria se recupera durante la descarga. Mediante este procedimiento es posible determinar el esfuerzo en el límite superior de la región elástica, por ejemplo, el esfuerzo en el punto E en las figuras 1.18a y b. El esfuerzo en este punto se conoce como límite elástico del material. Muchos materiales, incluyendo la mayor parte de los metales, tienen regiones lineales al inicio de sus curvas esfuerzo-deformación unitaria (por ejemplo, consulte las figuras 1.10 y 1.13). El esfuerzo en el límite superior de esta región lineal es el límite de proporcionalidad, como se explicó en la sec- ción anterior. El límite elástico usualmente es igual o ligeramente mayor que el límite de proporcionalidad. De aquí que, para muchos materiales, a los dos límites se les asigne el mismo valor numérico. En el caso del acero dulce, el es- fuerzo de fluencia también está muy cercano al límite de proporcionalidad, tal que para fines prácticos el esfuerzo de fluencia, el límite elástico y el límite de proporcionalidad se suponen iguales. Por supuesto, esta situación no es válida para todos los materiales. El caucho es un notable ejemplo de un material que es elástico mucho más allá de su límite de proporcionalidad. La característica de un material por la cual experimenta deformaciones unitarias inelásticas, más allá de la deformación unitaria en el límite elástico, se conoce como plasticidad. Por tanto, en la curva esfuerzo-deformación unitaria de la figura 1.18a tenemos una región elástica seguida de una región plástica. Cuando suceden deformaciones unitarias grandes en un material dúctil carga- do en la región plástica, se dice que el material experimenta flujo plástico. Carga repetida de un material Si el material permanece dentro del rango elástico, se puede cargar, descar- gar y cargar de nuevo sin cambiar significativamente su comportamiento. Sin embargo, cuando está cargado en el rango plástico, la estructura interna del material se altera y cambian sus propiedades. Por ejemplo, ya hemos ob- servado que se da una deformación unitaria permanente en la muestra des- pués de la descarga desde la región plástica (figura 1.18b). Ahora suponga que el material se recarga después de esa descarga (figura 1.19). La nueva carga inicia en el punto C en el diagrama y continúa hacia arriba hasta el punto B, el punto en el cual comenzó la descarga durante el primer ciclo de carga. Entonces el material sigue la curva original de esfuerzo-deformación unitaria hacia el punto F. Así, para la segunda carga, podemos imaginar que FIGURA 1.18 Diagramas esfuerzo- deformación unitaria que ilustran (a) un comportamiento elástico y (b) un comportamiento parcialmente elástico. SECCIÓN 1.4 Elasticidad, plasticidad y termofluencia 25 A O E F (a) C a r g a D e s c a r g a Elástico Plástico A O E F B C D (b) C a r g a D e s c a r g a s e s e Deforma- ción unitaria residual Recupe- ración elástica
- 46. 26 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante tenemos un diagrama nuevo de esfuerzo-deformación unitaria con su origen en el punto C. Durante la segunda carga el material se comporta de una manera lineal- mente elástica de C a B, donde la pendiente de la recta CB es igual que la pendiente de la tangente a la curva original de carga, en el origen O. Ahora el límite de proporcionalidad está en el punto B, el cual está mayor esfuerzo que el límite elástico original (punto E).Así, al estirar un material como el acero o el aluminio en el rango inelástico o plástico, cambian las propiedades del ma- terial —aumenta la región linealmente elástica, aumenta el límite de propor- cionalidad y aumenta también el límite elástico—. Sin embargo, la ductilidad se reduce debido a que en el “nuevo material” la cantidad de fluencia más allá del límite elástico (de B a F) es menor que en el material original (de E a F).* Termofluencia Los diagramas de esfuerzo-deformación unitaria descritos antes se obtuvie- ron a partir de ensayos de tensión en los que se aplicaba carga y descarga estática a las muestras y el paso del tiempo no entró en nuestros análisis. No obstante, cuando los materiales se cargan durante periodos largos, algunos de ellos desarrollan deformaciones unitarias adicionales y se dice que pre- sentan termofluencia. Este fenómeno se manifiesta de diversas maneras. Por ejemplo, supon- ga que una barra vertical (figura 1.20a) se carga lentamente mediante una fuerza P, produciendo un alargamiento igual a d0. Supongamos que la car- ga y el alargamiento correspondiente tiene lugar durante un intervalo que dura t0 (figura 1.20b). Después del tiempo t0, la carga permanece constante. Sin embargo, debido a la termofluencia, la barra puede alargarse en forma gradual, como se muestra en la figura 1.20b, aunque la carga no cambie. Este comportamiento sucede en muchos materiales, aunque algunas veces el cambio es demasiado pequeño para considerarlo. Como otra manifestación de termofluencia, considere un alambre que se estira entre dos soportes inmóviles, de manera tal que tiene un esfuerzo de tensión inicial s0 (figura 1.21). Una vez más, denotaremos el tiempo durante el cual el alambre se alarga inicialmente como t0. Con el paso del tiempo el esfuerzo en el alambre disminuye de manera gradual y termina alcanzando un valor constante, aun cuando los soportes en los extremos del alambre no se muevan. Este proceso se denomina relajación del material. En general, la termofluencia es más importante a temperaturas eleva- das que a temperaturas ordinarias y, por lo tanto, siempre se debe tomar en cuenta en el diseño de motores, chimeneas y otras estructuras que operan a temperaturas elevadas durante grandes periodos. Sin embargo, materiales como el acero, el concreto y la madera tendrán una termofluencia ligera aun a temperaturas ambiente. Por ejemplo, la termofluencia del concreto en el trascurso de grandes periodos puede crear ondulaciones en las calzadas de puentes debido a la flexión entre los apoyos. (Una solución es construir la calzada con una contraflecha, que es un desplazamiento inicial arriba de la horizontal, de modo que cuando ocurra la termofluencia, los tramos del puente bajen hasta su posición a nivel.) * El estudio del comportamiento de materiales expuestos a diversas condiciones ambientales y sometidos a varias cargas es una rama importante de la mecánica aplicada. Para obtener información ingenieril más detallada sobre materiales, consulte un libro de texto enfocado en este tema. FIGURA 1.19 Carga repetida de un material y elevación de los límites elástico y de proporcionalidad. FIGURA 1.21 Relajación del esfuerzo en un alambre sometido a una deformación unitaria constante. O E F B C C a r g a D e s c a r g a C a r g a r e p e t i d a s e FIGURA 1.20 Termofluencia en una barra sometida a una carga constante. (b) Alargamiento Tiempo O 0 t0 P (a) d O (b) (a) Esfuerzo Tiempo 0 t0 Alambre s
- 47. Muchos materiales estructurales,incluyendo la mayor parte de los meta- les, madera, plásticos y cerámicos, se comportan tanto de manera elástica como lineal cuando se cargan por primera vez. En consecuencia, sus curvas esfuerzo-deformación unitaria inician con una línea que pasa por el ori- gen. Un ejemplo es la curva esfuerzo-deformación unitaria para el acero estructural (figura 1.10), donde la región desde el origen O hasta el límite de proporcionalidad (punto A) es tanto lineal como elástica. Otros ejemplos son las regiones bajo los límites tanto de proporcionalidad como de elastici- dad en los diagramas para el aluminio (figura 1.13), los materiales frágiles (figura 1.16) y el cobre (figura 1.17). Cuando un material se comporta elásticamente y también presenta una relación lineal entre el esfuerzo y la deformación unitaria se dice que es linealmente elástico. Este tipo de comportamiento es muy importante en ingeniería por una razón obvia: al diseñar estructuras y máquinas para que trabajen en esta región, evitamos deformaciones permanentes debidas a la fluencia plástica. Ley de Hooke La relación lineal entre el esfuerzo y la deformación unitaria para una barra en tensión o compresión simple se expresa por la ecuación s Ee (1.8) en donde s es el esfuerzo axial, es la deformación unitaria axial y E es una constante de proporcionalidad conocida como módulo de elasticidad del material. El módulo de elasticidad es la pendiente del diagrama esfuerzo- deformación unitaria en la región linealmente elástica, como mencionamos en la sección 1.3. Como la deformación unitaria es adimensional, las unida- des de E son las mismas que las del esfuerzo. Las unidades típicas de E son psi o ksi en unidades inglesas y pascales (o sus múltiplos) en unidades SI. La ecuación s = Ee se conoce como ley de Hooke, nombrada en ho- nor del famoso científico inglés Robert Hooke (1635-1703), quien fue la primera persona que investigó científicamente las propiedades elásticas de los materiales y probó varios de ellos como metal, madera, piedra, hueso y tendones. Hooke midió el alargamiento de alambres largos que soportaban pesos y observó que los estiramientos “siempre mantienen las mismas pro- porciones entre sí de acuerdo con los pesos que los causaron” (referencia 1.6). Así, Hooke estableció la relación lineal entre las cargas aplicadas y los alargamientos resultantes. La ecuación (1.8) en realidad es una versión muy limitada de la ley de Hooke debido a que sólo se relaciona con los esfuerzos longitudinales y las deformaciones unitarias desarrolladas en tensión o compresión simple de la barra (esfuerzo uniaxial). Para tratar con estados más complicados de es- fuerzos, como los encontrados en la mayoría de las estructuras y máquinas, debemos emplear ecuaciones más completas de la ley de Hooke (consulte las secciones 7.5 y 7.6). El módulo de elasticidad tiene valores relativamente grandes para ma- teriales que son muy rígidos, como los metales estructurales. El acero tiene 1.5 ELASTICIDAD LINEAL, LEY DE HOOKE Y RELACIÓN DE POISSON SECCIÓN 1.5 Elasticidad lineal, ley de Hooke y relación de Poisson 27
- 48. 28 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante un módulo de elasticidad de aproximadamente 30 000 ksi (210 GPa) y el aluminio tiene valores típicos alrededor de 10 600 ksi (73 GPa). Los mate- riales más flexibles tienen un módulo menor —los valores para los plásticos varían de 100 a 2000 ksi (0.7 a 14 GPa)—. Algunos valores representativos de E se enlistan en la tabla H.2 del apéndice H. Para la mayor parte de los materiales el valor de E en compresión es casi el mismo que en tensión. El módulo de elasticidad con frecuencia se llama módulo de Young, en honor de otro científico inglés, ThomasYoung (1773-1829), quien introdujo la idea de un “módulo de la elasticidad” en conexión con una investigación de tensión y compresión de barras prismáticas. Sin embargo, su módulo no era el mismo que el empleado en la actualidad, debido a que comprendía propiedades de la barra así como del material (referencia 1.7). Relación de Poisson Cuando una barra prismática se somete a tensión, la elongación axial va acompañada de una contracción lateral (es decir, contracción normal a la dirección de la carga aplicada). Este cambio de forma se representa en la fi- gura 1.22, donde en la parte (a) se muestra la barra antes de la carga y en la (b) después de la carga. En la parte (b), las líneas discontinuas representan la forma de la barra antes de la carga. La contracción lateral se observa con facilidad estirando una banda de caucho, pero en los metales los cambios en las dimensiones laterales (en la región linealmente elástica) usualmente son demasiado pequeños para observarlos a simple vista. Sin embargo, se pueden detectar mediante dis- positivos sensitivos de medición. La deformación unitaria lateral ⬘ en cualquier punto en una barra es proporcional a la deformación unitaria axial en el mismo punto si el ma- terial es linealmente elástico. La relación de esas deformaciones unitarias es una propiedad del material conocida como relación de Poisson. Esta relación adimensional, que en general se denota por la letra griega n (nu), se puede expresar mediante la ecuación n e e deformación unitaria axial deformación unitaria lateral (1.9) El signo menos agregado en la ecuación es para compensar el hecho de que las deformaciones unitarias lateral y axial por lo general tienen signos opuestos. Por ejemplo, la deformación unitaria axial en una barra en tensión es positiva y la deformación unitaria lateral es negativa (debido a que el an- cho de la barra disminuye). Para compresión tenemos la situación opuesta ya que la barra se acorta (deformación unitaria axial negativa) y se hace más ancha (deformación unitaria lateral positiva). Por tanto, para materiales ordinarios la relación de Poisson tendrá un valor positivo. Cuando se conoce la relación de Poisson para un material, podemos obtener la deformación unitaria lateral a partir de la deformación unitaria axial como sigue: e ne (1.10) Al emplear las ecuaciones (1.9) y (1.10) siempre debemos tener en cuenta que sólo se aplican a una barra sometida a esfuerzo axial, es decir, una barra para la cual el único esfuerzo es el esfuerzo normal s en la dirección axial. FIGURA 1.22 Alargamiento axial y contracción lateral de una barra prismática en tensión (a) antes de aplicar la carga y (b) barra después de aplicar la carga. (Las deformaciones de la barra se muestran muy exageradas.) P (b) P (a)
- 49. La relación dePoisson recibe su nombre en honor del matemático fran- cés Siméon Denis Poisson (1781-1840), quien intentó calcular esta relación mediante una teoría molecular de los materiales (referencia 1.8). Para ma- teriales isotrópicos, Poisson determinó que n = 1/4. Cálculos más recientes basados en mejores modelos de estructura atómica dan como resultado n = 1/3. Esas dos cifras están cercanas a los valores reales medidos, que están en el rango de 0.25 a 0.35 para la mayor parte de los metales y para muchos otros materiales. Entre los materiales con un valor extremadamente bajo de la relación de Poisson se incluyen el corcho, para el cual n es prácticamente cero y el concreto, para el cual n es aproximadamente 0.1 o 0.2. Un límite teórico superior para la relación de Poisson es 0.5, como se explica en la sección 7.5. El caucho se acerca a este valor limitante. En el apéndice H se da una tabla de relaciones de Poisson para varios materiales en el rango linealmente elástico (consulte la tabla H.2). Para la mayor parte de los fines se supone que la relación de Poisson es la misma tanto en tensión como en compresión. Cuando las deformaciones unitarias en un material son grandes, la rela- ción de Poisson cambia. Por ejemplo, en el caso del acero estructural la relación llega hasta 0.5 cuando ocurre la fluencia plástica. Así, la relación de Poisson permanece constante sólo en el rango linealmente elástico. Cuando el com- portamiento del material es no lineal, la relación entre la deformación unitaria lateral y la deformación unitaria axial con frecuencia se denomina relación de contracción. Por supuesto, en el caso especial de comportamiento linealmente elástico, la relación de contracción es igual que la relación de Poisson. Limitaciones Para un material particular, la relación de Poisson permanece constante en todo el rango linealmente elástico, como ya se explicó antes. Por tanto, en cualquier punto dado en la barra prismática de la figura 1.22, la deforma- ción unitaria lateral permanece proporcional a la deformación unitaria axial conforme la carga aumenta o disminuye. Sin embargo, para un valor dado de la carga (que significa que la deformación unitaria axial es constante en toda la barra), se deben cumplir condiciones adicionales si las deformacio- nes unitarias laterales deben ser las mismas en toda la barra. En primer lugar, el material debe ser homogéneo, es decir, debe tener la misma composición (y en consecuencia las mismas propiedades elásticas) en cada punto. Sin embargo, tener un material homogéneo no significa que las propiedades elásticas en un punto particular sean las mismas en todas las direc- ciones. Por ejemplo, el módulo de elasticidad podría ser diferente en las direc- ciones axial y lateral, como en el caso de un poste de madera). Por tanto, una segunda condición para la uniformidad en las deformaciones unitarias laterales es que las propiedades elásticas deben ser las mismas en todas las direcciones perpendiculares al eje longitudinal. Cuando se cumplen las condiciones ante- riores, como es el caso frecuente con los metales, las deformaciones unitarias laterales en una barra prismática sometida a una tensión uniforme serán las mismas en cada punto en la barra y también en todas las direcciones laterales. Los materiales que tienen las mismas propiedades en todas las direc- ciones (ya sea axial, lateral o cualquier otra dirección) se llaman isotró- picos. Si las propiedades difieren en distintas direcciones, el material es anisotrópicos (aeolotrópico). En este libro, todos los ejemplos y problemas se resuelven suponiendo que el material es linealmente elástico, homogéneo e isótropo, a menos que se especifique lo contrario. FIGURA 1.22 (Repetida.) SECCIÓN 1.5 Elasticidad lineal, ley de Hooke y relación de Poisson 29 P (b) P (a)
- 50. 30 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Ejemplo 1.3 Un tubo de acero con longitud L = 4.0 ft, diámetro exterior d2 = 6.0 in y diámetro interior d1 = 4.5 in se comprime mediante una fuerza axial P = 140 k (figura 1.23). El material tiene un módulo de elasticidad E = 30,000 ksi y una relación de Poisson n = 0.30. Determine las siguientes cantidades para el tubo: (a) su acortamiento d, (b) la deformación unitaria lateral ’, (c) el aumento ∆d2 del diámetro exterior y el aumen- to ∆d1 del diámetro interior y (d) el aumento ∆t en el espesor de la pared. Solución El área A de la sección transversal y el esfuerzo longitudinal s se determinan como sigue: A p 4 d2 2 d2 1 p 4 (6.0 in)2 (4.5 in)2 12.37 in2 s P A 12 1 .3 4 7 0 i k n2 11.32 ksi (compresión) Como el esfuerzo es mucho menor que el esfuerzo de fluencia (consulte la tabla H.3 del apéndice H), el material se comporta en forma linealmente elástica y la deforma- ción unitaria axial se puede determinar a partir de la ley de Hooke: e s E 30, 11 0 . 0 3 0 2 k k s s i i 377.3 10 6 El signo de menos para la deformación unitaria indica que el tubo se acorta. (a) Conociendo la deformación unitaria axial, ahora podemos determinar el cambio de longitud del tubo (consulte la ecuación 1.2) d eL ( 377.3 10 6 )(4.0 ft)(12 in/ft) 0.018 in De nuevo el signo negativo indica un acortamiento del tubo. (b) La deformación unitaria lateral se obtiene de la relación de Poisson (con- sulte la ecuación 1.10): e9 2ne 2(0.30)( 377.3 10 6 ) 113.2 10 6 El signo positivo de ⬘ indica un aumento de las dimensiones laterales, como se esperaba para un esfuerzo de compresión. FIGURA 1.23 Ejemplo 1.3. Tubo de acero en compresión. L P d1 d2
- 51. (c) El aumentodel diámetro exterior es igual a la deformación unitaria lateral por el diámetro: d2 e9d2 (113.2 10 6 )(6.0 in) 0.000679 in De manera similar, el aumento del diámetro interior es d1 e9d1 (113.2 10 6 )(4.5 in) 0.000509 in (d) El aumento del espesor de la pared se determina de la misma manera que el aumento de los diámetros; por tanto, t e9t (113.2 10 6 )(0.75 in) 0.000085 in Este resultado se puede verificar observando que el aumento del espesor de la pared es igual a la mitad de la diferencia de los aumentos de los diámetros: t d2 2 d1 1 2 (0.000679 in 0.000509 in) 0.000085 in como se esperaba. Observe que en compresión las tres cantidades aumentan (diáme- tro exterior, diámetro interior y espesor). Nota: los resultados numéricos obtenidos en este ejemplo ilustran que los cam- bios dimensionales en materiales estructurales ante condiciones normales de carga son extremadamente pequeños. A pesar de ello, los cambios de las dimensiones pueden ser importantes en ciertas clases de análisis (como el análisis de estructuras estáticamente indeterminadas) y en la determinación experimental de esfuerzos y deformaciones unitarias. SECCIÓN 1.5 Elasticidad lineal, ley de Hooke y relación de Poisson 31
- 52. 32 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante En las secciones anteriores analizamos los efectos de los esfuerzos norma- les producidos por cargas axiales que actúan en barras rectas. Estos esfuer- zos se denominan “esfuerzos normales” debido a que actúan en direcciones perpendiculares a la superficie del material.Ahora consideraremos otro tipo de esfuerzo, llamado esfuerzo cortante, que actúa de manera tangencial a la superficie del material. Como un ejemplo de la acción de los esfuerzos cortantes, considere la conexión con perno que se muestra en la figura 1-24a. Esta conexión consis- te de una barra plana A, una horquilla C y un perno B que pasa por agujeros en la barra y en la horquilla. Por la acción de las cargas de tensión P, la barra y la horquilla presionarán contra el perno en compresión y se desarrollarán esfuerzos de contacto, llamados esfuerzos de compresión, esfuerzos en apoyos o esfuerzos de soporte. Además, la barra y la horquilla tienden a cortar el perno, es decir, pasar a través de él, y esta tendencia es resistida por los esfuerzos cortantes en el perno. Como un ejemplo, considere el re- fuerzo para un pasillo peatonal elevado que se muestra en la fotografía. 1.6 ESFUERZO CORTANTE Y DEFORMACIÓN UNITARIA CORTANTE Arriostramiento diagonal para un pasillo elevado; se muestra una horquilla y un pasador sometidos a cortante doble Para mostrar con más claridad las acciones de los esfuerzos de soporte y cortante, analicemos este tipo de conexión en una vista lateral esquemá- tica (figura 1.24b). Con este esquema en mente, dibujamos un diagrama de cuerpo libre del perno (figura 1.24c). Los esfuerzos en los apoyos ejercidos por la horquilla contra el perno se muestran en el lado izquierdo del diagra- ma de cuerpo libre y se identifican con 1 y 3. Los esfuerzos de la barra apa- recen en el lado derecho y se identifican con 2. La distribución real de los esfuerzos de soporte es difícil de determinar, por lo que se acostumbra su- poner que están distribuidos uniformemente. Con base en la suposición de 2 3 m n p q 1 m n p V q 2 V m n (a) (c) ) e ( ) d ( ) b ( P P A B C P m n p q P t FIGURA 1.24 Conexión con perno en la que éste está sometido a cortante doble.
- 53. distribución uniforme, podemoscalcular un esfuerzo de soporte promedio sb dividiendo la fuerza de soporte total Fb entre el área de soporte Ab: sb F A b b (1.11) El área de soporte se define como el área proyectada de la superficie curva de soporte. Por ejemplo, considere los esfuerzos de soporte identificados con 1. El área proyectada Ab sobre la cual actúan es un rectángulo que tiene una altura igual al espesor de la horquilla y un ancho igual al diámetro del perno. Además, la fuerza de soporte Fb representada por los esfuerzos iden- tificados con 1 es igual a P/2. La misma área y la misma fuerza se aplican a los esfuerzos identificados con 3. Ahora considere los esfuerzos de soporte entre la barra plana y el perno (los esfuerzos identificados con 2). Para estos esfuerzos, el área de soporte Ab es un rectángulo con una altura igual al espesor de la barra plana y con un ancho igual al diámetro del perno. La fuerza de soporte correspondiente Fb es igual a la carga P. El diagrama de cuerpo libre de la figura 1.24c muestra que hay una tendencia a cortar el perno a lo largo de las secciones transversales mn y pq. A partir de un diagrama de cuerpo libre de la parte mnpq del perno (consulte la figura 1.24d), observamos que las fuerzas cortantes V actúan sobre las superficies cortadas del perno. En este ejemplo particular hay dos planos de corte (mn y pq) y, por tanto, se dice que el perno está en cortante doble. En cortante doble, cada una de las fuerzas de corte es igual a la mitad de la carga transmitida por el perno, es decir, V = P/2. FIGURA 1.25 Conexión con perno en la que el perno está sometido a cortante simple. m n (c) (b) (a) m n V (d) P P SECCIÓN 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 33
- 54. 34 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Las fuerzas cortantes V son las resultantes de los esfuerzos cortantes distribuidos sobre el área de la sección transversal del perno. Por ejemplo, los esfuerzos cortantes que actúan en la sección transversal mn se muestran en la figura 1.24e. Estos esfuerzos actúan paralelos a la superficie de corte. La distribución exacta de los esfuerzos no se conoce, pero son máximos cerca del centro y se vuelven cero en ciertas ubicaciones en los bordes. Como se indica en la figura 1.24e, los esfuerzos cortantes se representan con la letra griega t (tau). Una conexión con perno en cortante simple se muestra en la figura 1.25a, donde la fuerza axial P en la barra metálica se transmite al patín de la columna de acero mediante un perno. Una vista de la sección transversal de la columna (figura 1.25b) muestra la conexión con más detalle. Además, un bosquejo del perno (figura 1.25c) muestra la distribución supuesta de los esfuerzos de soporte que actúan en el perno. Como ya se mencionó, la dis- tribución real de estos esfuerzos de soporte es mucho más compleja que la mostrada en la figura. Además, también se desarrollan esfuerzos de soporte contra las superficies internas de la cabeza del perno y de la tuerca. Así, la figura 1.25c no es un diagrama de cuerpo libre, ya que sólo se muestran los esfuerzos de soporte idealizados actuando en el vástago del perno. Al cortar el perno en la sección mn obtenemos el diagrama que se muestra en la figura 1.25d. Este diagrama incluye la fuerza cortante V (igual a la carga P) que actúa sobre la sección transversal del perno. Como ya se señaló, esta fuerza cortante es la resultante de los esfuerzos cortantes que actúan en el área de la sección transversal del perno. FIGURA 1.25 (Repetida.) m n (c) (b) (a) m n V (d) P P
- 55. La deformación deun perno, cargado casi hasta su fractura en cortante simple se muestra en la figura 1.26 (compare con la figura 1.25c). En las explicaciones anteriores de conexiones con perno ignoramos la fricción (producida al apretar los pernos) entre los elementos de conexión. La presencia de fricción significa que parte de la carga es soportada por las fuerzas de fricción, y por ende reducen las cargas en los pernos. Como las fuerzas de fricción son poco confiables y difíciles de estimar, es práctica común pecar de conservador y omitirlas en los cálculos. El esfuerzo cortante promedio sobre la sección transversal de un per- no se obtiene dividiendo la fuerza cortante total V entre el área A de la sec- ción transversal sobre la que actúa, como sigue: tprom V A (1.12) En el ejemplo de la figura 1.25, que muestra un perno en cortante simple, la fuerza cortante V es igual a la carga P y el área A es el área de la sección transversal del perno. Sin embargo, en el ejemplo de la figura 1.24, donde el perno está en cortante doble, la fuerza cortante V es igual a P/2. De la ecuación (1.12) observamos que los esfuerzos cortantes, al igual que los esfuerzos normales, representan una intensidad de la fuerza o fuerza por unidad de área. Así, las unidades del esfuerzo cortante son las mismas que para el esfuerzo normal, que son, psi o ksi en unidades inglesas y pas- cales o sus múltiplos en unidades SI. Las configuraciones de carga que se muestran en las figuras 1.24 y 1.25 son ejemplos de cortante directo (o cortante simple) en los cuales los esfuerzos cortantes se originan por la acción directa de las fuerzas al tratar de cortar a través del material. El cortante directo se origina en el diseño de pernos, pasadores, remaches, cuñas, soldaduras y juntas pegadas. También se producen esfuerzos cortantes de una manera indirecta cuan- do los elementos se someten a tensión, torsión y flexión, como se analiza más adelante en las secciones 2.6, 3.3 y 5.8, respectivamente. Igualdad de los esfuerzos cortantes en planos perpendiculares Para obtener una representación más completa de la acción de los esfuerzos cortantes, consideremos un elemento pequeño de material en la forma de un paralelepípedo rectangular con longitudes de sus lados a, b y c en las direc- FIGURA 1.26 Falla de un perno en cortante simple. SECCIÓN 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 35 Carga Carga
- 56. 36 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante ciones x, y y z, respectivamente (figura 1.27).* Las caras anterior y posterior de este elemento están libres de esfuerzo. Ahora suponga que un esfuerzo cortante t1 está distribuido uniforme- mente sobre la cara derecha, que tiene un área bc. A fin de que el elemento esté en equilibrio en la dirección y, la fuerza cortante total t1bc que actúa sobre la cara derecha se debe equilibrar por una fuerza cortante igual pero en dirección opuesta en la cara izquierda. Como las áreas de estas dos caras son iguales, se deduce que los esfuerzos cortantes sobre las dos caras deben ser iguales. Las fuerzas t1bc que actúan sobre las caras laterales izquierda y dere- cha (figura 1.27) forman un par que tiene un momento con respecto al eje z, de magnitud t1abc, que actúa en sentido contrario al de las manecillas del reloj, en la figura.** Para el equilibrio de los elementos se requiere que este momento esté equilibrado por un momento igual y opuesto resultante de los esfuerzos cortantes actuando sobre las caras superior e inferior del elemento. Si representamos los esfuerzos sobre las caras superior e inferior como t2, observamos que las fuerzas cortantes horizontales son iguales a t2ac. Estas fuerzas forman un par en el sentido de las manecillas del reloj de momento t2abc. Del equilibrio de momentos del elemento con respecto al eje z, observamos que t1abc es igual a t2abc, o t1 t2 (1.13) Por tanto, las magnitudes de los cuatro esfuerzos cortantes que actúan sobre el elemento son iguales, como se muestra en la figura 1.28a. En resumen, hemos llegado a las siguientes observaciones generales acerca de los esfuerzos cortantes que actúan sobre un elemento rectan- gular: 1. Los esfuerzos cortantes sobre caras opuestas (y paralelas) de un ele- mento son iguales en magnitud y opuestas en dirección. 2. Los esfuerzos cortantes sobre caras adyacentes (y perpendiculares) de un elemento son de igual magnitud y tienen direcciones tales que ambos esfuerzos apuntan alejándose de la línea de intersección de las caras. Estas observaciones se obtuvieron para un elemento sujeto sólo a esfuerzos cortantes (no esfuerzos normales), como se representa en las figuras 1.27 y 1.28. Este estado de esfuerzo se denomina cortante puro y se describirá más adelante con más detalle (sección 3.5). Para la mayor parte de los fines, las conclusiones anteriores son válidas aun cuando los esfuerzos normales actúen sobre las caras del elemento. La razón es que los esfuerzos sobre caras opuestas de un elemento pequeño usualmente son iguales en magnitud y opuestos en dirección; y de aquí que no modifiquen las ecuaciones de equilibrio empleadas para llegar a las conclusiones anteriores. * Un paralelepípedo es un prisma cuyas bases son paralelogramos; así, un paralelepípedo tiene seis caras, cada una de ellas es un paralelogramo. Caras opuestas son paralelas y paralelogra- mos idénticos. Un paralelepípedo rectangular tiene todas sus caras en la forma de rectán- gulos. ** Un par consiste en dos fuerzas paralelas que son iguales en magnitud y opuestas en direc- ción. FIGURA 1.27 Elemento pequeño de material sometido a esfuerzos cortantes. y x 2 1 z a b c t t FIGURA 1.28 Elemento de material sometido a esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante. (a) (b) y x z s p q r a b c t t 2 2 2 p q s r – 2 + t t p p g g g g
- 57. Deformación unitaria cortante Losesfuerzos cortantes que actúan sobre un elemento de material (figura 1.28a) van acompañados de deformaciones unitarias cortantes. Como una ayuda para visualizar esas deformaciones, observamos que los esfuerzos cortantes no tienen una tendencia a alargar o acortar el elemento en las direcciones x, y y z —en otras palabras, las longitudes de los lados del ele- mento no cambian—. Más bien, los esfuerzos cortantes producen un cam- bio en la forma del elemento (figura 1.28b). El elemento original, que es un paralelepípedo rectangular, se deforma en un paralelepípedo oblicuo y las caras anterior y posterior se transforman en romboides.* Debido a esta deformación, cambian los ángulos entre las caras late- rales. Por ejemplo, los ángulos en los puntos q y s, que eran π/2 antes de la deformación, se reducen en un ángulo pequeño g a π/2 – g (figura 1.28b). Al mismo tiempo, los ángulos en los puntos p y r aumentan a π/2 + g. El ángulo g es una medida de la distorsión o cambio en la forma del elemento y se denomina deformación unitaria cortante. Como la deformación uni- taria cortante es un ángulo, por lo general se mide en grados o radianes. Convenciones de signo para esfuerzos cortantes y deformaciones unitarias cortantes Como ayuda para establecer convenciones de signo para los esfuerzos cor- tantes y las deformaciones unitarias cortantes, necesitamos un esquema en el que se indiquen las diferentes caras de un elemento de esfuerzo (figura 1.28a). De ahora en adelante nos referiremos a las caras orientadas hacia las direcciones positivas de los ejes como las caras positivas del elemento. En otras palabras, una cara positiva tiene su normal exterior dirigida en la dirección positiva de un eje coordenado. Las caras opuestas son caras negativas. Por tanto, en la figura 1.28a, las caras derecha, superior y frontal son las caras x, y y z, respectivamente, y las caras opuestas son las caras negativas x, y y z. Empleando la terminología descrita en el párrafo anterior, podemos estipular la convención de signos para los esfuerzos cortantes de la siguiente manera: Un esfuerzo cortante que actúa sobre una cara positiva de un elemento es posi- tivo si actúa en la dirección positiva de uno de los ejes coordenados y negativo si actúa en la dirección negativa de un eje. Un esfuerzo cortante que actúa sobre una cara negativa de un elemento es positivo si actúa en la dirección negativa de un eje y negativo si actúa en una dirección positiva. Así, todos los esfuerzos cortantes que se muestran en la figura 1.28a son positivos. La convención de signos para las deformaciones unitarias en cortante es como sigue: La deformación unitaria cortante en un elemento es positiva cuando se reduce el ángulo entre dos caras positivas (o dos caras negativas). La deformación unitaria es negativa cuando aumenta el ángulo entre dos caras positivas (o entre dos negativas). * Un ángulo oblicuo puede ser agudo o bien obtuso, pero no es un ángulo recto. Un romboide es un paralelogramo con ángulos oblicuos y lados adyacentes no iguales. (Un rombo es un pa- ralelogramo con ángulos oblicuos y todos sus cuatro lados iguales, algunas veces denominado figura con forma de diamante). SECCIÓN 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 37
- 58. 38 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Por tanto, las deformaciones unitarias que se muestran en la figura 1.28b son positivas y observamos que los esfuerzos cortantes positivos van acom- pañados de deformaciones unitarias cortantes positivas. Ley de Hooke en cortante Las propiedades de un material en cortante se pueden determinar de manera experimental a partir de ensayos de cortante directo o de ensayos de torsión. Estos últimos ensayos se realizan torciendo tubos circulares huecos, lo que produce un estado de cortante puro, como se explica más adelante en la sec- ción 3.5.A partir de los resultados de esos ensayos, podemos trazar diagramas de esfuerzo-deformación unitaria cortante (es decir, diagramas de esfuerzo cortante t en función de la deformación unitaria cortante g). Estos diagramas son similares en forma a los diagramas de ensayos de tensión (s en función de ) para los mismos materiales, aunque difieren en las magnitudes. De los diagramas de esfuerzo-deformación unitaria cortante podemos obtener propiedades de los materiales como el límite de proporcionalidad, el módulo de elasticidad, el esfuerzo de fluencia y el esfuerzo último. Estas pro- piedades en cortante por lo general son casi de la mitad de magnitud que las correspondientes en tensión. Por ejemplo, el esfuerzo de fluencia para el acero estructural en cortante es de 0.5 a 0.6 veces el esfuerzo de fluencia en tensión. Para muchos materiales, la parte inicial del diagrama de esfuerzo-de- formación unitaria en cortante es una recta que pasa por el origen, al igual que en tensión. Para esta región linealmente elástica, el esfuerzo cortante y la deformación unitaria en cortante son proporcionales y, por lo tanto, tene- mos la ecuación siguiente para la ley de Hooke en cortante: t Gg (1.14) en donde G es el módulo de elasticidad en cortante (también denominado módulo de rigidez). El módulo de corte G tiene las mismas unidades que el módulo de ten- sión E, que son, psi o ksi en unidades inglesas y pascales (o sus múltiplos) en unidades SI. Para el acero dulce, los valores comunes de G son 11 000 ksi o 75 GPa; para aleaciones de aluminio, los valores comunes son 4000 ksi o 28 GPa. En la tabla H-2 del apéndice H se enlistan valores adicionales. Los módulos de elasticidad en tensión y en cortante están relacionados por la ecuación siguiente: G 2(1 E n) (1.15) en donde n es la relación de Poisson. Esta relación, que se deducirá des- pués, en la sección 3.6, muestra que E, G y n no son propiedades elásticas independientes del material. Debido a que la relación de Poisson para ma- teriales ordinarios se encuentra entre cero y un medio, de la ecuación (1.15) observamos que G debe ser de un tercio a un medio de E. Los siguientes ejemplos ilustran algunos análisis típicos que compren- den los efectos del esfuerzo cortante. El ejemplo 1.4 tiene que ver con es- fuerzos cortantes en una placa, el ejemplo 1.5 trata de esfuerzos de soporte y cortantes en pasadores y pernos, y el ejemplo 1.6 implica determinar los esfuerzos cortantes y las deformaciones unitarias cortantes en una placa elastomérica de soporte sometida a una fuerza cortante horizontal.
- 59. Ejemplo 1.4 En lafigura 1.29a se muestra un punzón para hacer agujeros en placas de acero. Su- ponga que se utiliza un punzón con un diámetro d = 20 mm para hacer un agujero en una placa de 8 mm de espesor, como se muestra en la vista transversal correspon- diente (figura 1.29b). Si se requiere de una fuerza P = 110 kN para hacer el agujero, ¿cuál es el esfuerzo cortante promedio en la placa y el esfuerzo de compresión promedio en el punzón? FIGURA 1.29 Ejemplo 1.4. Realización de un agujero con punzón en una placa de acero. Solución El esfuerzo cortante promedio en la placa se obtiene dividiendo la fuerza P en- tre el área en cortante de la placa. El área en cortante As es igual a la circunferencia del agujero por el espesor de la placa, o As pdt p(20 mm)(8.0 mm) 502.7 mm2 en donde d es el diámetro del punzón y t es el espesor de la placa. Por lo tanto, el esfuerzo cortante promedio en la placa es tprom A P s 50 1 2 1 . 0 7 m kN m2 219 MPa El esfuerzo de compresión promedio en el punzón es sc Apunzón P pd P 2 /4 p(2 1 0 10 m k m N )2 /4 350 MPa en donde Apunzón es el área de la sección transversal del punzón. Nota: este análisis está muy idealizado debido a que ignoramos los efectos de impacto que ocurren cuando se penetra una placa con un punzón. (Para incluirlos se requiere una metodología de análisis que están más allá del alcance de la mecánica de materiales.) (a) d = 20 mm t = 8.0 mm P = 110 kN (b) P SECCIÓN 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 39
- 60. 40 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Ejemplo 1.5 FIGURA 1.30 Ejemplo 1.5. (a) Conexión con pasador entre el puntal S y la placa base B. (b) Sección transversal a través del puntal S. Un puntal S de acero que sirve como riostra para un malacate marino transmite una fuerza de compresión P = 12 k a la plataforma de un muelle (figura 1.30a). El puntal tiene una sección transversal hueca con espesor de pared t = 0.375 in (figura 1.30b) y el ángulo u entre el puntal y la horizontal es 40°. Un pasador que atraviesa el puntal transmite la fuerza de compresión del puntal a dos placas de unión G que están soldadas a la placa base B. Cuatro pernos de anclaje sujetan la placa base a la plataforma. El diámetro del pasador es dpasador = 0.75 in, el espesor de las placas de unión es tG = 0.625 in, el espesor de la placa base es tB = 0.375 in y el diámetro de los pernos de anclaje es dperno = 0.50 in. Determine los esfuerzos siguientes: (a) el esfuerzo de soporte entre el puntal y el pasador, (b) el esfuerzo cortante en el pasador, (c) el esfuerzo de soporte entre el pasador y las placas de unión, (d) el esfuerzo de soporte entre los pernos de anclaje y la placa base y (e) el esfuerzo cortante en los pernos de anclaje. (No tenga en cuenta la fricción entre la placa base y la plataforma.) = 40° P S B ) b ( ) a ( G G S t Pasador u G Solución (a) Esfuerzo de soporte entre el puntal y el pasador. El valor promedio del esfuerzo de soporte entre el puntal y el pasador se determina dividiendo la fuerza en el puntal entre el área total de soporte del puntal contra el pasador. Ésta última es igual al doble del espesor del puntal (debido a que el soporte se tiene en dos ubica- ciones) por el diámetro del pasador (consulte la figura 1.30b). Por tanto, el esfuerzo de soporte es sb1 2td P perno 21.3 ksi 12 k 2(0.375 in)(0.75 in)
- 61. Este esfuerzo desoporte no es excesivo para un puntal de acero estructural. (b) Esfuerzo cortante en el pasador. Como se observa en la figura 1.30b, el pasador tiende a cortarse en dos planos, que son los planos entre el puntal y las placas de unión. Por tanto, el esfuerzo cortante promedio en el pasador (que está en cortante doble) es igual a la carga total aplicada al pasador dividida entre dos veces el área de su sección transversal. tpasador 2pd P 2 pasador/4 2p(0. 1 7 2 5 k in)2 /4 13.6 ksi Normalmente el pasador se fabricaría con acero de alta resistencia (esfuerzo de fluencia en tensión mayor que 50 ksi) y con facilidad podría soportar este esfuerzo cortante (el esfuerzo de fluencia en cortante usualmente es al menos 50% del esfuer- zo de fluencia en tensión). (c) Esfuerzo de soporte entre el pasador y las placas de unión. El pasador se apoya contra las placas de unión en dos puntos, por tanto el área de soporte es el doble del espesor de las placas de unión por el diámetro del pasador; entonces, sb2 2tG P dpasador 12.8 ksi 12 k 2(0.625 in)(0.75 in) que es menor que el esfuerzo de soporte entre el puntal y el pasador (21.3 ksi). (d) Esfuerzo de soporte entre los pernos de anclaje y la placa base. La compo- nente vertical de la fuerza P (consulte la figura 1.30a) se transmite a la plataforma por soporte directo entre la placa base y la plataforma. Sin embargo, la componente horizontal se transmite a través de los pernos de anclaje. El esfuerzo de soporte promedio entre la placa base y los pernos de anclaje es igual a la componente hori- zontal de la fuerza P dividida entre el área de soporte de los cuatro pernos. El área de soporte para un perno es igual al espesor de la placa base por el diámetro del perno. En consecuencia, el esfuerzo de soporte es sb3 P 4 c tB o d s perno 40° 12.3 ksi (12 k)(cos 40°) 4(0.375 in)(0.50 in) (e) Esfuerzo cortante en los pernos de anclaje. El esfuerzo cortante promedio en los pernos de anclaje es igual a la componente horizontal de la fuerza P dividida entre el área total de la sección transversal de los cuatro pernos (observe que cada perno está sometido a cortante simple). Por lo tanto, tperno P 4p c d os 2 perno 40 /4 ° 4 (1 p 2 (0 k . ) 5 (c 0 o i s n 4 ) 0 2 / ° 4 ) 11.7 ksi Cualquier fricción entre la placa base y la plataforma reduciría la carga sobre los pernos de anclaje. SECCIÓN 1.6 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 41
- 62. 42 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Una placa de soporte del tipo empleado para sostener máquinas y trabes de puentes consiste en un material linealmente elástico (por lo general un elastómero como el caucho) cubierto con una placa de acero (figura 1.31a). Suponga que el espesor del elastómero es h, que las dimensiones de la placa son a × b y que la placa está sometida a una fuerza cortante horizontal V. Obtenga fórmulas para el esfuerzo cortante promedio tprom en el elastómero y el desplazamiento horizontal d de la placa (figura 1.31b). Ejemplo 1.6 FIGURA 1.31 Ejemplo 1.6. Placa de soporte en cortante. a h b V V V V V V V V V V V V V V V V h a d V (a) (b) g Solución Suponga que los esfuerzos cortantes en el elastómero están distribuidos uni- formemente en todo el volumen del mismo. Entonces el esfuerzo cortante sobre cualquier plano horizontal a través del elastómero es igual a la fuerza cortante V dividida entre el área ab de la placa (figura 1.31a): tprom a V b (1.16) La deformación unitaria cortante correspondiente (de la ley de Hooke para cortante; ecuación 1.14) es g t G prom e ab V Ge (1.17) en donde Ge es el módulo de corte del material elastomérico. Por último, el despla- zamiento horizontal d es igual a h tan g (de la figura 1.31b): d h tan g h tan ab V Ge (1.18) En la mayor parte de las situaciones prácticas la deformación unitaria por cortante g es un ángulo pequeño y en esos casos tan g se puede sustituir por g y obtenemos d hg a h b V Ge (1.19) Las ecuaciones (1.18) y (1.19) dan resultados aproximados del desplazamiento horizontal de la placa, debido a que se basan en la suposición de que el esfuerzo cor- tanteyladeformaciónunitariacortantesonconstantesentodoelvolumendelmaterial elastomérico. En realidad, el esfuerzo cortante es cero en los bordes del material (por- que no hay esfuerzos cortantes sobre las caras verticales libres) y, por tanto, la de- formación del material es más compleja que la representada en la figura 1.31b. Sin embargo, si la longitud a de la placa es grande en comparación con el espesor h del elastómero, los resultados anteriores son satisfactorios para fines de diseño.
- 63. La ingeniería seha descrito apropiadamente como la aplicación de la cien- cia a los propósitos comunes de la vida. Al cumplir esta misión, los inge- nieros diseñan una variedad aparentemente sin fin de objetos para satisfacer las necesidades básicas de la sociedad. Esas necesidades incluyen vivienda, agricultura, transporte, comunicación y muchos otros aspectos de la vida moderna. Los factores que se deben considerar en el diseño incluyen fun- cionalidad, resistencia, apariencia, economía y efectos ambientales. Sin embargo, al estudiar la mecánica de materiales, nuestro interés principal de diseño es la resistencia, es decir, la capacidad del objeto para soportar o trasmitir cargas. Entre los objetos que deben soportar cargas se incluyen edificios, máquinas, recipientes, camiones, aeronaves, barcos y similares. Por simplicidad, nos referiremos a estos objetos como estructuras; por tanto, una estructura es cualquier objeto que debe soportar o transmitir cargas. Factores de seguridad Como se debe evitar la falla estructural, las cargas que una estructura debe soportar deben ser mayores que las cargas a que se someterá cuando esté en servicio. Como la resistencia es la habilidad de una estructura para resistir cargas, el criterio anterior se puede volver a plantear como sigue: la resis- tencia real de una estructura debe ser mayor que la resistencia requerida. La razón entre la resistencia real y la resistencia requerida se denomina factor de seguridad n: Factor de seguridad n Resistencia real Resistencia requerida (1.20) Por supuesto, para evitar la falla el factor de seguridad debe ser mayor que 1.0. Dependiendo de las circunstancias, se utilizan factores de seguridad un poco mayores que 1.0 y hasta de 10. La incorporación de factores de seguridad en el diseño no es un asunto simple, porque tanto la resistencia como la falla pueden tener significados distintos. La resistencia se puede medir mediante la capacidad de soporte de carga de una estructura o por el esfuerzo en el material. Falla puede signifi- car la fractura y el derrumbe completo de una estructura, o puede significar que las deformaciones son tan grandes que la estructura ya no puede rea- lizar sus funciones propuestas. Éste último tipo de falla puede presentarse con cargas mucho menores que las que ocasionan el desplome real. En la determinación de un factor de seguridad también deben tomarse en cuenta aspectos como los siguientes: probabilidad de sobrecarga acci- dental de la estructura, por cargas que sobrepasan las cargas de diseño; ti- pos de cargas (estáticas o dinámicas); si las cargas se aplican una vez o se repiten; qué tan exactamente se conocen las cargas; posibilidades de falla 1.7 ESFUERZOS Y CARGAS PERMISIBLES SECCIÓN 1.7 Esfuerzos y cargas permisibles 43
- 64. 44 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante por fatiga; imprecisiones de construcción; variabilidad en la calidad de la mano de obra; variaciones en las propiedades de los materiales; deterioro debido a corrosión u otros efectos ambientales; precisión de los métodos de análisis; si la falla es gradual (con advertencia suficiente) o repentina (sin advertencia); consecuencias de la falla (daño menor o catástrofe mayor) y otras consideraciones de este tipo. Si el factor de seguridad es muy bajo, la probabilidad de falla será alta y la estructura será inaceptable; si es muy grande, la estructura será un desperdicio de materiales y tal vez inadecuada para su función (por ejemplo, podría ser muy pesada). Debido a estas complejidades e incertidumbres, los factores de segu- ridad deben determinarse con una base probabilística. En general son esta- blecidos por grupos de ingenieros experimentados que escriben los códigos y las especificaciones empleadas por otros diseñadores y en algunas ocasio- nes se promulgan como leyes. Las previsiones de códigos y especificaciones tienen el propósito de proporcionar niveles de seguridad razonables sin costos exorbitantes. En el diseño de aeronaves se acostumbra hablar del margen de segu- ridad en lugar del factor de seguridad. El margen de seguridad se define como el factor de seguridad menos uno: Margen de seguridad = n – 1 (1.21) El margen de seguridad con frecuencia se expresa como un porcentaje, caso en el cual el valor dado antes se multiplica por 100. Por tanto, una estructura que tiene un resistencia real que es 1.75 veces la requerida tiene un factor de seguridad de 1.75 y un margen de seguridad de 0.75 (o 75 por ciento). Cuando el margen de seguridad se reduce a cero o menos, la estructura (probablemente) fallará. Esfuerzos permisibles Los factores de seguridad se definen e implantan de diversas maneras. Para muchas estructuras, es importante que el material permanezca dentro del rango elástico a fin de evitar deformaciones permanentes cuando se remue- van las cargas. En estas condiciones el factor de seguridad se establece con respecto a la fluencia de la estructura. La fluencia inicia cuando el esfuerzo de fluencia se alcanza en cualquier punto dentro de la estructura. Por tanto, al aplicar un factor de seguridad con respecto al esfuerzo de fluencia (o resistencia a la fluencia), obtenemos un esfuerzo permisible (o esfuerzo de trabajo) que no se debe rebasar en la estructura. Por tanto, Esfuerzo permisible Resistencia a la fluencia Factor de seguridad (1.22)
- 65. O bien, paratensión y cortante, respectivamente, sperm s n1 Y y tperm n tY 2 (1.23a,b) donde sY y tY son los esfuerzos de fluencia y n1 y n2 son los factores de se- guridad correspondientes. En el diseño de edificios, un factor de seguridad común con respecto a la fluencia en tensión es 1.67; por lo que un acero dulce que tenga una resistencia a la fluencia de 36 ksi tiene un esfuerzo permisible de 21.6 ksi. En ocasiones el factor de seguridad se aplica al esfuerzo último en vez de al esfuerzo de fluencia. Este método es adecuado para materiales frági- les, como el concreto y algunos plásticos, y para materiales sin un esfuerzo de fluencia bien definido, como la madera y los aceros de alta resistencia. En estos casos los esfuerzos permisibles en tensión y cortante son sperm s n U 3 y tperm t n U 4 (1.24a,b) donde sU y tU son los esfuerzos últimos (o resistencias últimas). Los fac- tores de seguridad con respecto a la resistencia última de un material, en general, son mayores que los basados en la resistencia a la fluencia. En el caso de acero dulce, un factor de seguridad de 1.67 con respecto a la fluencia corresponde a un factor de aproximadamente 2.8 con respecto a la resistencia última. Cargas permisibles Después que se han establecido los esfuerzos permisibles para un material o una estructura particular, se puede determinar la carga permisible sobre esa estructura. La relación entre la carga permisible y el esfuerzo permisible depende del tipo de estructura. En este capítulo nos interesan sólo las clases más elementales de estructuras, que son las barras en tensión o compresión y los pasadores (o pernos) en cortante directo y en soporte. En estos tipos de estructuras los esfuerzos están distribuidos uniforme- mente (o al menos se supone que lo están) sobre un área. Por ejemplo, en el caso de una barra en tensión, el esfuerzo está distribuido uniformemente sobre el área de la sección transversal, siempre que la fuerza axial resultante actúe en el centroide de la sección transversal. Lo mismo es válido para una barra en compresión con la condición que no se le someta a una carga ex- céntrica que provoque pandeo. En el caso de un pasador sometido a cortan- te, sólo consideramos el esfuerzo cortante promedio sobre la sección trans- versal, que es equivalente a suponer que el esfuerzo cortante está distribuido uniformemente. De manera similar, sólo consideramos un valor promedio del esfuerzo de soporte que actúa sobre el área proyectada del pasador. SECCIÓN 1.7 Esfuerzos y cargas permisibles 45
- 66. 46 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Por tanto, en los cuatro casos anteriores la carga permisible (también llamada carga segura) es igual al esfuerzo permisible por el área sobre la que actúa: Carga permisible = (Esfuerzo permisible)(Área) (1.25) Para barras en tensión y compresión directa (sin pandeo), esta ecuación se convierte en Pperm sperm A (1.26) donde sperm es el esfuerzo normal permisible y A es el área de la sección transversal de la barra. Si la barra tiene un agujero, cuando se somete a tensión es usual que se emplee el área neta. El área neta es el área total de la sección transversal menos el área del agujero. Para compresión, se puede emplear el área total si por el agujero pasa un perno o un pasador que pueda transmitir los esfuerzos de compresión. Para pasadores en cortante directo, la ecuación (1.25) se transforma en Pperm tperm A (1.27) en donde tperm es el esfuerzo cortante permisible y A es el área sobre la que actúa el esfuerzo cortante. Si el pasador está en cortante simple, el área es el de la sección transversal del pasador; en cortante doble, es el doble del área de la sección transversal. Por último, la carga permisible basada en soporte es Pperm = sbAb (1.28) en donde sb es el esfuerzo normal permisible y Ab es el área proyectada del pasador u otra superficie sobre la que actúan los esfuerzos de soporte. El siguiente ejemplo ilustra cómo se determinan las cargas permisibles cuando se conocen los esfuerzos permisibles del material.
- 67. Ejemplo 1.7 Una barrade acero que trabaja como barra de suspensión para maquinaria pesada en una fábrica, está acoplada a un soporte mediante la conexión con perno que se muestra en la figura 1.32. La parte principal del colgante tiene una sección trans- versal rectangular con un ancho b1 = 1.5 in y un espesor t = 0.5 in. En la conexión con perno la barra de suspensión se alarga hasta un ancho b2 = 3.0 in. El perno, que transfiere la carga de la barra a las dos placas de unión, tiene un diámetro d = 1.0 in. Determine el valor permisible de la carga de tensión P en la barra de suspensión con base en las siguientes consideraciones: (a) El esfuerzo de tensión permisible en la parte principal de la barra de sus- pensión es 16,000 psi. (b) El esfuerzo de tensión permisible en la barra de suspensión en su sección transversal que pasa por el agujero del perno es 11,000 psi. (El esfuerzo permisible en esta sección es menor debido a las concentraciones de esfuerzos alrededor del agujero). (c) El esfuerzo de soporte permisible entre la barra de suspensión y el perno es 26,000 psi. (d) El esfuerzo cortante permisible en el perno es 6500 psi. FIGURA 1.32 Ejemplo 1.7. Barra de suspensión vertical sometida a una carga de tensión P: (a) vista frontal de la conexión con perno y (b) vista lateral de la conexión. Solución (a) La carga permisible P1 con base en el esfuerzo en la parte principal de la ba- rra de suspensión es igual al esfuerzo permisible en tensión por el área de la sección transversal de la barra de suspensión (ecuación 1.26): P1 sperm A sperm b1t (16,000 psi)(1.5 in 0.5 in) 12,000 lb continúa P Barra de suspensión ) b ( ) a ( b1 = 1.5 in t = 0.5 in d = 1.0 in Arandela Tornillo Cartela P b2 = 3.0 in SECCIÓN 1.7 Esfuerzos y cargas permisibles 47
- 68. 48 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Una carga mayor que este valor provocará una tensión excesiva en la parte principal de la barra de suspensión, es decir, el esfuerzo real excederá el esfuerzo permisible y, en consecuencia, se reduciría el factor de seguridad. (b) En la sección transversal de la barra de suspensión a través del perno debe- mos hacer un cálculo similar, pero con un esfuerzo permisible y un área diferentes. El área neta de la sección transversal es igual al ancho neto por el espesor. El ancho neto es igual al ancho total b2 menos el diámetro d del agujero. Por tanto, la ecuación para la carga permisible P2 en esta sección es P2 sperm A sperm (b2 d)t (11,000 psi)(3.0 in 1.0 in)(0.5 in) 11,000 lb (c) La carga permisible basada en el soporte entre la barra de suspensión y el perno es igual al esfuerzo de soporte permisible por el área se soporte. El área de soporte es la proyección del área real de contacto, que a su vez es igual al diámetro del perno por el espesor de la barra de suspensión. Por tanto, la carga permisible (ecuación 1.28) es P3 sb A sbdt (26,000 psi)(1.0 in)(0.5 in) 13,000 lb (d) Por último, la carga permisible P4 con base en el cortante en el perno es igual al esfuerzo cortante permisible por el área de corte (ecuación 1.27). El área de corte es dos veces el área del perno debido a que el perno está en cortante doble; por tanto: P4 tperm A tperm (2)(pd2 /4) (6500 psi)(2)(p)(1.0 in)2 /4 10,200 lb Ahora hemos determinado las cargas de tensión permisibles en la barra de suspen- sión con base en las cuatro condiciones dadas. Al comparar los cuatro resultados anteriores, observamos que el valor menor de la carga es Pperm 10,200 lb Esta carga, que se basa en el cortante en el perno, es la carga de tensión permisible en la barra de suspensión.
- 69. En la secciónanterior analizamos la determinación de las cargas permi- sibles para estructuras simples y en secciones anteriores vimos cómo de- terminar esfuerzos, deformaciones unitarias y deformaciones en barras. La determinación de esas cantidades se conoce como análisis. En el contexto de la mecánica de materiales, el análisis consiste en determinar la respuesta de una estructura a cargas, cambios de temperatura y otras acciones físicas. Por respuesta de una estructura queremos decir los esfuerzos, las deforma- ciones unitarias y las deformaciones producidas por las cargas. Respuesta también se refiere a la capacidad de soporte de carga de una estructura; por ejemplo, la carga permisible sobre una estructura es una for- ma de respuesta. Se dice que una estructura es conocida (o dada) cuando tenemos una descripción física completa de ella, es decir cuando conocemos todas sus propiedades. Las propiedades de una estructura incluyen los tipos de ele- mentos y cómo están dispuestos, las dimensiones de todos los elementos, los tipos de soportes y dónde se ubican, los materiales empleados y sus propiedades. Así, cuando se analiza una estructura, se dan las propiedades y se determinará su respuesta. El proceso inverso se denomina diseño. Al diseñar una estructura, de- bemos determinar las propiedades de la estructura a fin de que soporte las cargas y cumpla sus funciones previstas. Por ejemplo, un problema de di- seño común en ingeniería es determinar el tamaño de un elemento para so- portar ciertas cargas dadas. En general, diseñar una estructura es un proceso más largo y más difícil que analizarla; de hecho, analizar una estructura, a menudo más de una vez, es parte característica del proceso de diseño. En esta sección trataremos el diseño en su forma más elemental calcu- lando los tamaños requeridos de elementos en tensión y compresión simple así como de pasadores y pernos cargados en cortante. En estos casos el proceso de diseño es muy directo. Si se conocen las cargas que se van a transmitir y los esfuerzos permisibles en los materiales, podemos calcular las áreas necesarias de los elementos a partir de la relación general siguiente (compárela con la ecuación 1.25): Área requerida Carga por transmitir Esfuerzo permisible (1.29) Esta ecuación se puede aplicar a cualquier estructura en la que los esfuerzos estén distribuidos uniformemente sobre el área. (Su uso en la determinación del tamaño de una barra en tensión y el tamaño de un pasador en cortante se ilustra en el ejemplo 1.8 que sigue). Además de consideraciones de resistencia, como se ejemplifica por la ecuación (1.29), es probable que el diseño de una estructura comprenda la rigidez y la estabilidad. Rigidez se refiere a la capacidad de la estructu- ra para resistir cambios de forma (por ejemplo, para resistir alargamiento, flexión o torsión) y estabilidad se refiere a la habilidad de la estructura para resistir pandeo ante esfuerzos de compresión. En ocasiones son necesarias 1.8 DISEÑO POR CARGAS AXIALES Y CORTANTE DIRECTO SECCIÓN 1.8 Diseño por cargas axiales y cortante directo 49
- 70. 50 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante limitaciones en la rigidez para evitar deformaciones excesivas, como de- flexiones grandes de una viga que podrían interferir con su desempeño. El pandeo es la consideración principal en el diseño de columnas, que son elementos esbeltos en compresión (capítulo 11). Otra parte del proceso de diseño es el perfeccionamiento, que es la tarea de diseñar la mejor estructura para cumplir con una meta particular, como peso mínimo. Por ejemplo, puede haber muchas estructuras que so- portarán una carga dada, pero en algunas circunstancias la mejor estructura será la más ligera. Por supuesto, una meta como peso mínimo generalmente se debe equilibrar con consideraciones más generales, incluyendo los as- pectos estético, económico, ambiental, político y técnico del proyecto de diseño particular. Al analizar o diseñar una estructura, nos referimos a las fuerzas que actúan sobre ella ya sea como cargas o reacciones. Las cargas son fuerzas activas que se aplican a la estructura debido a alguna causa externa, como la gravedad, presión del agua, viento y movimiento del suelo por un terremo- to. Las reacciones son fuerzas pasivas que se inducen en los soportes de la estructura, cuyas magnitudes y direcciones se determinan por la naturaleza de la propia estructura. Por tanto, las reacciones se deben calcular como parte del análisis, en tanto que las cargas se conocen de antemano. El ejemplo 1.8, en las siguientes páginas, comienza con un repaso de los diagramas de cuerpo libre y de la estática elemental y concluye con el diseño de una barra en tensión y un pasador en cortante directo. Al trazar diagramas de cuerpo libre es útil hacer la diferencia entre re- acciones debidas a cargas y reacciones debidas a otras fuerzas aplicadas. Un esquema común es colocar una línea o línea inclinada, a través de la flecha cuando representa una fuerza reactiva, como se ilustra en la figura 1.34 del siguiente ejemplo.
- 71. Ejemplo 1.8 La armadurade dos barras ABC que se muestra en la figura 1.33 tiene soportes ar- ticulados en los puntos A y C, que están separados 2.0 m. Los elementos AB y BC son barras de acero, interconectadas por un pasador en el nodo B. La longitud de la barra BC es de 3.0 m. Un anuncio que pesa 5.4 kN está suspendido de la barra BC en los puntos D y E, que están ubicados a 0.8 m y 0.4 m, respectivamente, de los extremos de la barra. Determine el área de la sección transversal necesaria de la barra AB y el diá- metro necesario del pasador en el soporte C si los esfuerzos permisibles en tensión y cortante son 125 MPa y 45 MPa, respectivamente. (Nota: los pasadores en los soportes están en cortante doble. Además, no tome en cuenta los pesos de los ele- mentos AB y BC.) FIGURA 1.33 Ejemplo 1.8. Armadura de dos barras ABC que soportan un anuncio con peso W. D E C A B 2.0 m 0.9 m 0.8 m 0.9 m W = 5.4 kN 0.4 m Solución Los objetivos de este ejemplo son determinar los tamaños necesarios de la barra AB y del pasador en el soporte C. Como primer punto, debemos determinar la fuerza de tensión en la barra y la fuerza cortante que atúa sobre el pasador. Estas cantidades se encuentran a partir de diagramas de cuerpo libre y ecuaciones de equilibrio. Reacciones: iniciamos con un diagrama de cuerpo libre de la armadura com- pleta (figura 1.34a). En este diagrama mostramos todas las fuerzas que actúan sobre la armadura, que son, las cargas del peso del anuncio y las fuerzas reactivas ejercidas por los soportes de los pasadores en A y C. Cada reacción se muestra mediante sus componentes horizontal y vertical, mostrando la reacción resultante mediante una línea discontinua. (Observe el uso de líneas a través de las flechas para distinguir las reacciones de las cargas). La componente horizontal RAH de la reacción en el soporte A se obtiene su- mando momentos con respecto al punto C, como sigue (los momentos en sentido contrario al de las manecillas del reloj son positivos): MC 0 RAH (2.0 m) (2.7 kN)(0.8 m) (2.7 kN)(2.6 m) 0 continúa SECCIÓN 1.8 Diseño por cargas axiales y cortante directo 51
- 72. 52 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Resolviendo esta ecuación, obtenemos RAH 4.590 kN Enseguida sumamos las fuerzas en la dirección horizontal y tenemos Fhoriz 0 RCH RAH 4.590 kN Para obtener la componente vertical de la reacción en el soporte C podemos emplear un diagrama de cuerpo libre del elemento BC, como se muestra en la figura 1.34b. La suma de momentos con respecto al nodo B da la componente deseada de la reacción: MB 0 RCV(3.0 m) (2.7 kN)(2.2 m) (2.7 kN)(0.4 m) 0 RCV 2.340 kN Ahora regresamos al diagrama de cuerpo libre de la armadura completa (figura 1.34a) y sumamos fuerzas en la dirección vertical para obtener la componente ver- tical RAV de la reacción en A: Fvert 0 RAV RCV 2.7 kN 2.7 kN 0 RAV 3.060 kN FIGURA 1.34 Diagramas de cuerpo libre para el ejemplo 1.8. 2.7 kN D E C A B 2.0 m 1.8 m (a) 0.8 m 2.7 kN RCV RCH RC RAV RAH RA 0.4 m 2.7 kN D C E B 1.8 m (b) 0.8 m 2.7 kN RCV FAB RCH RC 0.4 m
- 73. Como una verificaciónparcial de estos resultados, observamos que la razón RAV/RAH de las fuerzas que actúan en el punto A es igual a la razón de las componentes verti- cal y horizontal de la línea AB que es: 2.0 m/3.0 m o 2/3. Conociendo las componentes horizontal y vertical de la reacción en A, pode- mos calcular la reacción misma (figura 1.34a): RA (RAH)2 (RAV)2 5.516 kN De manera similar, la reacción en el punto C se obtiene a partir de sus componentes RCH y RCV, como sigue: RC (RCH)2 (RCV)2 5.152 kN Fuerza de tensión en la barra AB. Como no tomamos en cuenta el peso de la barra AB, la fuerza de tensión FAB en la barra es igual a la reacción en A (consulte la figura 1.34): FAB RA 5.516 kN Fuerza cortante que actúa sobre el pasador en C. Esta fuerza cortante es igual a la reacción RC (consulte la figura 1.34); por tanto, VC RC 5.152 kN De esta manera, ahora hemos determinado la fuerza de tensión FAB en la barra AB y la fuerza cortante VC que actúa sobre el pasador en C. Área necesaria de la barra. El área de la sección transversal necesaria de la barra AB se calcula dividiendo la fuerza de tensión entre el esfuerzo permisible, ya que el esfuerzo está distribuido uniformemente sobre la sección transversal (consul- te la ecuación 1.29): AAB s F perm AB 5 1 . 2 5 5 16 M k P N a 44.1 mm2 La barra AB se debe diseñar con un área de sección transversal igual o mayor que 44.1 mm2 a fin de que soporte el peso del anuncio, que es la única carga que conside- ramos. Si se incluyen otras cargas en los cálculos, el área necesaria será mayor. Diámetro necesario del pasador. El área de la sección transversal necesaria del pasador en C, el cual está en cortante doble, es Apasador 2t V perm C 2 5 ( . 4 1 5 52 M k P N a) 57.2 mm2 de donde podemos calcular el diámetro requerido: dpasador 4Apasador /p 8.54 mm continúa SECCIÓN 1.8 Diseño por cargas axiales y cortante directo 53
- 74. 54 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Se necesita un pasador con al menos este diámetro para soportar el peso del anuncio sin sobrepasar el esfuerzo cortante permisible. Notas: en este ejemplo, omitimos intencionalmente en los cálculos el peso de la armadura. Sin embargo, una vez que se conozcan los tamaños de los elementos, se pueden calcular sus pesos e incluirlos en los diagramas de cuerpo libre de la figura 1.34. Cuando se incluyen los pesos de las barras, el diseño del elemento AB se com- plica, debido a que ya no es una barra en tensión simple. En cambio, es una viga so- metida tanto a flexión como a tensión. Existe una situación análoga para el elemento BC. No sólo debido a su propio peso, sino también al peso del anuncio, el elemento BC está sometido tanto a flexión como a compresión. El diseño de esos elementos debe esperar hasta que estudiemos los esfuerzos en vigas (capítulo 5). En la práctica se tienen que considerar otras cargas además de los pesos de la armadura y del anuncio antes de tomar una decisión final sobre los tamaños de las barras y de los pasadores. Las cargas que podrían ser importantes incluyen cargas por viento, cargas por sismo y los pesos de los objetos que tendrían que soportar de manera temporal la armadura y el anuncio. FIGURA 1.34 (Repetida.) 2.7 kN D E C A B 2.0 m 1.8 m (a) 0.8 m 2.7 kN RCV RCH RC RAV R RAH R RA R 0.4 m 2.7 kN D C E B 1.8 m (b) 0.8 m 2.7 kN RCV FAB F F RCH RC 0.4 m
- 75. En el capítulo1 aprendimos sobre las propiedades mecánicas de los materiales de cons- trucción. Calculamos esfuerzos y deformaciones unitarias normales en barras cargadas por cargas axiales centroidales y también esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante (así como esfuerzos de soporte) en conexiones con pasador empleadas para ensamblar estructuras simples, como armaduras. También definimos los niveles permisibles del es- fuerzo a partir de factores de seguridad apropiados y utilizamos estos valores para deter- minar las cargas permisibles que se podrían aplicar a la estructura. Algunos de los conceptos importantes presentados en este capítulo son los siguientes: 1. El objetivo principal de la mecánica de materiales es determinar los esfuerzos, las deformaciones unitarias y los desplazamientos en estructuras y sus componentes debidos a las cargas que actúan sobre ellos. Estos componentes incluyen barras con cargas axiales, ejes en torsión, vigas en flexión y columnas en compresión. 2. Las barras prismáticas sometidas a cargas de tensión o compresión que actúan en el centroide de su sección transversal (para evitar la flexión) experimentan esfuerzos y deformaciones normales y una extensión o bien una contracción proporcional a sus longitudes. Estos esfuerzos y deformaciones son uniformes excepto cerca de los puntos de aplicación de la carga donde se tienen esfuerzos o concentraciones de esfuerzos muy localizados. 3. Investigamos el comportamiento mecánico de varios materiales y trazamos el diagrama esfuerzo-deformación unitaria resultante, que representa información importante sobre el material. Los materiales dúctiles (como el acero dulce) tienen una relación inicial lineal entre el esfuerzo normal y la deformación unitaria normal (hasta el límite de proporcionalidad) y se dicen ser linealmente elásticos con el esfuerzo y la deformación unitaria relacionados por la ley de Hooke (s = E ∙ ); también tienen un punto de fluencia bien definido. Otros materiales dúctiles (como aleaciones de aluminio) comúnmente no tienen un punto de fluencia bien definido, por lo que se puede determinar un esfuerzo de fluencia arbitrario empleando el método de desplazamiento. 4. Los materiales que fallan en tensión a valores relativamente bajos de deformación unitaria (como el concreto, piedra, fundición gris, la cerámica vidriada y una varie- dad de aleaciones metálicas) se clasifican como frágiles. Los materiales frágiles fallan sólo con poco alargamiento después del límite de proporcionalidad. 5. Si el material permanece dentro del rango elástico, se puede cargar, descargar y volver a cargar sin cambiar significativamente su comportamiento. Sin embargo, al cargar el material en el rango plástico su estructura interna se altera y cambian sus propiedades. El comportamiento al cargar y descargar los materiales depende de las propiedades de elasticidad y plasticidad del material, como el límite elástico y la posibilidad de (deformación residual) en el material. Las cargas sostenidas durante mucho tiempo pueden conducir a termofluencia y relajación. 6. El alargamiento axial de las barras cargadas en tensión va acompañada de una con- tracción lateral; la relación entre la deformación unitaria lateral y la deformación uni- taria normal se conoce como relación de Poisson. Ésta permanece constante en todo el rango linealmente elástico, siempre que el material sea homogéneo e isotrópico. La mayoría de los ejemplos y problemas en el libro se resuelven con la suposición que el material es linealmente elástico, homogéneo e isotrópico. 7. Los esfuerzos normales actúan perpendiculares a la superficie del material y los es- fuerzos cortantes actúan tangenciales a la superficie. Investigamos conexiones con perno entre placas en las que los pernos se sometieron a cortante simple o bien a cortante doble, así como a esfuerzos de soporte promedio. Los esfuerzos de soporte actúan sobre la proyección rectangular de la superficie curva de contacto real entre un perno y una placa. continúa RESUMEN Y REPASO DEL CAPÍTULO CAPÍTULO 1 Resumen y repaso del capítulo 55
- 76. 56 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 8. Analizamos un elemento de material sometido a esfuerzos cortantes y deformacio- nes unitarias en cortante para estudiar un estado de esfuerzo referido como . Vimos que la deformación unitaria en cortante (g) es una medida de la distorsión o cambio de forma del elemento en cortante puro. Estudiamos la ley de Hooke en cortante en la que el esfuerzo cortante (t) está relacionado con la deformación unitaria en cortante mediante el módulo de elasticidad en corte (G), t = G ∙ g. Observamos que E y G están relacionados y por lo tanto no son propiedades elásticas independientes del material. 9. La resistencia es la capacidad de una estructura o componente para soportar o transmitir cargas. Los factores de seguridad relacionan la resistencia real con la resistencia requerida de los elementos estructurales y toman en cuenta una variedad de incertidumbres, como variaciones en las propiedades de los materiales, magnitu- des o distribuciones inciertas de las cargas, probabilidad de sobrecarga accidental, etcétera. Debido a estas incertidumbres, los factores de seguridad deben determi- narse empleando métodos probabilísticos. 10. Los esfuerzos de fluencia o de nivel último se pueden dividir entre factores de se- guridad para producir valores permisibles para emplearlos en el diseño. Para un elemento conectado con un perno en tensión axial, la carga permisible depende del esfuerzo permisible multiplicado por el área adecuada (por ejemplo, área neta de la sección transversal para barras sometidas a cargas de tensión centroidales, área de la sección transversal de un pasador para pasadores en cortante y área proyectada para pernos en soporte). Si la barra está en compresión no es necesario emplear el área neta de la sección transversal, pero el pandeo puede ser una consideración importante. 11. Por último, consideramos el diseño, que es el proceso iterativo mediante el cual se determina el tamaño apropiado de los elementos estructurales para cumplir con una variedad de requisitos tanto de resistencia como de rigidez para una estructura par- ticular sometida a una variedad de cargas distintas. Sin embargo, la incorporación de factores de seguridad en el diseño no es asunto simple, debido a que los concep- tos tanto de resistencia como de falla pueden tener significados distintos.
- 77. CAPÍTULO 1 Problemas57 PROBLEMAS DEL CAPÍTULO 1 Esfuerzo normal y deformación normal unitaria 1.2.1 Un poste circular hueco ABC (consulte la figura) sopor- ta una carga P1 = 1700 lb que actúa en su parte superior. Una segunda carga P2 está distribuida uniformemente alrededor de la placa de cubierta del poste en B. El diámetro y el espesor de las partes superior e inferior del poste son dAB = 1.25 in, tAB = 0.5 in, dBC = 2.25 in y tBC = 0.375 in, respectivamente. (a) Calcule el esfuerzo normal sAB en la parte superior del poste. (b) Si se desea que la parte inferior del poste tenga el mis- mo esfuerzo de compresión que la parte superior, ¿cuál será la magnitud de la carga P2? (c) Si P1 permanece en 1700 lb y P2 ahora se fija en 2260 lb, ¿qué espesor nuevo de BC resultará en el mismo esfuerzo de compresión en las dos partes? 1.2.2 Un ciclista aplica una fuerza P de 70 N al freno de mano frontal de una bicicleta (P es la resultante de una presión dis- tribuida uniformemente). Conforme el freno de mano gira en A, se desarrolla una tensión T en el cable con longitud de 460 mm (Ae = 1.075 mm2 ) que se estira en d = 0.214 mm. Deter- mine el esfuerzo normal s y la deformación unitaria en el cable del freno. PROB. 1.2.1 PROB. 1.2.2 50 mm 100 mm P (resultante de la presión distribuida) A Pivote A del freno de mano Cable del freno, L = 460 mm 37.5 mm T Presión uniforme del freno de mano A B C P1 dAB tAB dBC tBC P2
- 78. 58 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.2.3 Un ciclista quiere comparar el efectividad de los frenos de cantilever [consulte la figura (a)] con los frenos en “V” [parte (b) de la figura]. (a) Calcule la fuerza de frenado RB en los rines del neu- mático para cada uno de los sistemas de frenado de las bici- cletas. Suponga que todas las fuerzas actúan en el plano de la figura y que la tensión del cable T = 45 lb. También calcule cuál es el esfuerzo normal de compresión promedio sc en la almohadilla del freno (A = 0.625 in2 ). (b) Para cada sistema de frenado, ¿cuál es el esfuerzo en el cable del freno (suponga un área de la sección transversal efectiva de 0.00167 in2 )? (Sugerencia: debido a la simetría, sólo necesita emplear la mitad de cada figura en su análisis). PROB. 1.2.3 1.2.4 Un tubo circular de aluminio con longitud L = 400 mm está cargado en compresión por fuerzas P (consulte la figura). Los diámetros interior y exterior son 60 mm y 50 mm, respec- tivamente. Se coloca un deformímetro en el exterior de la barra para medir las deformaciones unitarias normales en la dirección longitudinal. (a) Si la deformación unitaria es = 550 × 10–6 , ¿cuál es el acortamiento d de la barra? (b) Si el esfuerzo de compresión en la barra se propone sea de 40 MPa, ¿cuál debe ser la carga P? PROB. 1.2.4 1.2.5 En la siguiente figura se muestra la sección transversal de una columna de esquina de concreto que está cargada uni- formemente en compresión. Deformímetro L = 400 mm P P TDCv 2 in 4 in 45° 90° 5 in Puntos pivote anclados en el marco 1 in 1 in HA RB VA TDC TDCh TDE TDE TDC = TDE T D C B G F A E (a) Frenos en cantilever 4.25 in 4 in 1 in HA RB VA T T B T D C F A E Frenos en “V” Puntos pivote anclados en el marco
- 79. CAPÍTULO 1 Problemas59 (a) Determine el esfuerzo de compresión promedio sc en el concreto si la carga es igual a 3200 k. (b) Determine las coordenadas xc y yc del punto donde la carga resultante debe actuar a fin de producir un esfuerzo normal uniforme en la columna. un ángulo a = 20° con la horizontal y el alambre 2 forma un ángulo b = 48°. Los dos alambres tienen un diámetro de 30 milésimas. (Los diámetros del alambre, con frecuencia, se expresan en milésimas de pulgada; una milésima es igual a 0.001 in). Determine los esfuerzos de tensión s1 y s2 en los dos alambres. PROB. 1.2.5 1.2.6 Un carro que pesa 130 kN, cuando está completamente cargado, se jala lentamente hacia arriba por una pista inclinada mediante un cable de acero (consulte la figura). El cable tiene un área de sección transversal efectiva de 490 mm2 y el ángulo a de la inclinación es 30°. Calcule el esfuerzo de tensión st en el cable. PROB. 1.2.6 1.2.7 Dos alambres de acero soportan una cámara móvil suspendida que pesa W = 25 lb (consulte la figura), emplea- da para hacer acercamientos de las acciones en el campo en eventos deportivos. En un instante dado, el alambre 1 forma PROB. 1.2.7 1.2.8 Un muro de retención de gran longitud está apuntalado con puntales de madera dispuestos en un ángulo de 30° y so- portados por bloques de empuje de concreto, como se muestra en la primera parte de la figura. Los puntales están espaciados uniformemente a 3 m. Para fines de análisis, la pared y los puntales se idealizan como se muestra en la segunda parte de la figura. Observe que la base del muro y los dos extremos de los puntales se supone que están articulados. La presión del suelo contra el muro se supone distribuida triangularmente y la fuerza resultante que actúa sobre una longitud de 3 m del muro es F = 190 kN. Si cada puntal tiene una sección transversal cuadrada de 150 mm × 150 mm, ¿cuál es el esfuerzo de compresión sc en los puntales? PROB. 1.2.8 8 in y x 20 in 20 in 16 in 8 in 24 in Cable a Muro de retención Puntal 30° 30° Bloque de empuje de concreto Suelo 4.0 m 0.5 m F B C A 1.5 m T2 W a b T1
- 80. 60 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.2.9 Una puerta trasera de una camioneta soporta una caja (WC = 150 lb), como se muestra en la figura siguiente. La puerta pesa WT = 60 lb y está soportada por dos cables (sólo se muestra uno en la figura). Cada cable tiene un área transver- sal efectiva Ae = 0.017 in2 ). (a) Encuentre la fuerza de tensión T y el esfuerzo normal s en cada cable. (b) Si cada cable se estira d = 0.01 in debido al peso tanto de la caja como de la puerta, ¿cuál es la deformación unitaria promedio en el cable? *1.2.11 Una losa de concreto en forma de “L” de 12 ft × 12 ft (pero con un corte de 6 ft × 6 ft) y espesor t = 9.0 in, se levanta mediante tres cables sujetos en los puntos O, B y D, como se muestra en la figura. Los cables se juntan en el punto Q, que está 7 ft arriba de la superficie de la losa y directamente arriba del centro de masa en el punto C. Cada cable tiene un área transversal efectiva Ae = 0.12 in2 . (a) Determine la fuerza de tensión Ti (i = 1, 2, 3) en cada cable debido al peso W de la losa de concreto (no tome en cuenta el peso de los cables). (b) Determine el esfuerzo promedio si en cada cable. (Consulte la tabla H-1 del apéndice H para obtener el peso específico del concreto reforzado). PROBS. 1.2.9 y 1.2.10 1.2.10 Resuelva el problema anterior si la masa de la puerta trasera es MT = 27 kg y la de la caja es MC = 68 kg. Utilice las dimensiones H = 305 mm, L = 406 mm, dC = 460 mm y dT = 350 mm. El área transversal del cable es Ae = 11.0 mm2 . (a) Encuentre la fuerza de tensión T y el esfuerzo normal s en cada cable. (b) Si cada cable se estira d = 0.25 mm debido al peso tanto de la caja como de la puerta, ¿cuál es la deformación unitaria promedio en el cable? PROB. 1.2.10 PROB. 1.2.11 Cable dT = 14 in L = 16 in WT = 60 lb WC = 150 lb dc = 18 in Puerta trasera Camioneta H = 12 in Caja Cable dT = 350 mm L = 406 mm MT = 27 kg MC = 68 kg dc = 460 mm Puerta trasera Caja Camioneta H = 305 mm 6 ft 6 ft 6 ft Coordenadas de D en ft D (5, 12, 0) C (5, 5, 0) W Q (5, 5, 7) F T1 T2 T3 B (12, 0, 0) O (0, 0, 0) z x y 5 5 5 7 7 7 1 1 lb ft3 — Losa de concreto g = 150 Espesor t, centro de gravedad (5 ft, 5 ft, 0)
- 81. CAPÍTULO 1 Problemas61 x P TAQ TBQ C O B A Q 55° 2 5 m m 3 m 5 2 m 2 m 5 m 2 1 D y z A g u i l ó n d e l a g r ú a L = 100 ft Torre de soporte B WB WC C D A DC DB u3 u2 u1 *1.2.12 Una barra redonda ACB de longitud 2L (consulte la figura) gira con respecto a un eje que pasa por el punto medio C, con una velocidad angular constante s (radianes por segun- do). El material de la barra tiene un peso específico g. (a) Deduzca una fórmula para el esfuerzo de tensión sx en la barra como una función de la distancia x desde el punto medio C. (b) ¿Cuál es el esfuerzo de tensión máximo smáx? (a) Determine las fuerzas de tensión en cada cable: TAQ y TBQ (kN); no tome en cuenta la masa de los cables, pero inclu- ya la masa del aguilón además de la carga P. (b) Determine el esfuerzo promedio (s) en cada cable. 1.2.13 Dos góndolas en un teleférico están aseguradas en la posición que se muestra en la figura mientras se hacen repa- raciones en otro lugar. La distancia entre las torres de soporte es L = 100 ft. La longitud de cada segmento de cable sobre las góndolas que pesan WB = 450 lb y WC = 650 lb son DAB = 12 ft, DBC = 70 ft y DCD = 20 ft. El pandeo del cable en B es ΔB = 3.9 ft y en C(ΔC) es 7.1 ft. El área de la sección transversal efectiva del cable es Ae = 0.12 in2 . (a) Encuentre la fuerza de tensión en cada segmento de cable; no tome en cuenta la masa del cable. (b) Encuentre el esfuerzo promedio (s) en cada segmen- to de cable. PROB. 1.2.12 1.2.14 Un aguilón de una grúa tiene una masa de 450 kg con su centro de masa en C estabilizado por dos cables AQ y BQ (Ae = 304 mm2 para cada cable) como se muestra en la figura. Una carga P = 20 kN está soportada en el punto D. El aguilón de la grúa yace en el plano y-z. PROB. 1.2.13 Propiedades mecánicas y diagramas esfuerzo-deformación unitarias 1.3.1 Imagine que un alambre largo de acero cuelga vertical- mente desde un globo a gran altura. (a) ¿Cuál es la longitud máxima (ft) que puede tener el alambre sin fluencia si el acero fluye a 40 ksi? (b) Si el mismo alambre cuelga de un barco en alta mar, ¿cuál es la máxima longitud? (Obtenga los pesos específico del acero y del agua de mar de la tabla H.1 del apéndice H). 1.3.2 Imagine que un alambre largo de tungsteno cuelga ver- ticalmente de un globo a gran altitud. (a) ¿Cuál es la máxima longitud (metros) que puede tener sin que se rompa el alambre, si la resistencia última (o resis- tencia de ruptura) es 1500 MPa? (b) Si el mismo alambre cuelga de un barco en alta mar, ¿cuál es la mayor longitud? (Obtenga los pesos específicos del tungsteno y del agua de mar de la tabla H.1 del apéndice H.) PROB. 1.2.14 C A B L L x v
- 82. 62 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.3.3 Se prueban tres materiales diferentes, designados A, B y C, se ensayan en tensión empleando muestras de ensayo que tienen diámetros de 0.505 in y longitudes calibradas de 2.0 in (consulte la figura). En la falla, se ve que las distancias entre las marcas de calibración son 2.13, 2.48 y 2.78 in, respecti- vamente. También, se observa que en la falla las secciones transversales de los diámetros tienen 0.484, 0.398 y 0.253 in, respectivamente. Determine la elongación porcentual y el porcentaje de reducción en el área de cada muestra y luego, utilice su propio juicio e indique si cada material es frágil o dúctil. PROB. 1.3.3 1.3.4 La razón entre resistencia y peso de un material estruc- tural se define como su capacidad de soporte de carga dividida entre su peso. Para materiales en tensión, podemos emplear un esfuerzo de tensión característico (como se obtiene de una curva esfuerzo-deformación unitaria) como una medida de re- sistencia. Por ejemplo, se podría emplear el esfuerzo de fluen- cia o bien el esfuerzo último, dependiendo de la aplicación particular. Así, la razón entre resistencia y peso RS/W para un material en tensión se define como RS/W = s g donde s es el esfuerzo característico y g es el peso específico. Observe que la relación tiene unidades de longitud. Empleando el esfuerzo último sU como el parámetro de la resistencia, calcule la razón entre resistencia y peso (en unida- des de metros) para cada uno de los materiales siguientes: alea- ción de aluminio 6061-T6, abeto Douglas (en flexión), nailon, acero estructural ASTM-A572 y aleación de titanio. (Obtenga las propiedades de los materiales de las tablas H.1 y H.3 del apéndice H. Cuando en una tabla se da un rango de valores, utilice el valor promedio). 1.3.5 Una armadura simétrica que consiste en tres barras ar- ticuladas, está cargada por una fuerza P (consulte la figura). El ángulo entre las barras inclinadas y la horizontal es a = 48°. La deformación unitaria axial en medio de la barra se mide y resulta que es 0.0713. Determine el esfuerzo de tensión en las barras exteriores si están construidas de una aleación de aluminio que tiene un diagrama esfuerzo-deformación unitaria como se muestra en la figura 1.13. (Exprese el esfuerzo en unidades inglesas). P D A B C a PROB. 1.3.5 1.3.6 Una muestra de un plástico metacrilato se ensaya en tensión a temperatura ambiente (consulte la figura), produ- ciendo los datos de esfuerzo-deformación unitaria que se lis- tan en la tabla siguiente. Trace la curva esfuerzo-deformación unitaria y deter- mine el límite de proporcionalidad, el módulo de elasticidad (es decir, la pendiente de la parte inicial de la curva esfuerzo- deformación unitaria) y el esfuerzo de fluencia a un desplaza- miento de 0.2 por ciento. ¿Es dúctil o frágil el material? PROB. 1.3.6 Longitud calibrada P P P P Esfuerzo (MPa) 8.0 0.0032 17.5 0.0073 25.6 0.0111 31.1 0.0129 39.8 0.0163 44.0 0.0184 48.2 0.0209 53.9 0.0260 58.1 0.0331 62.0 0.0429 62.1 Fractura Deformación unitaria
- 83. CAPÍTULO 1 Problemas63 *1.3.7 Los datos de la tabla siguiente se obtuvieron de un en- sayo en tensión con acero de alta resistencia. La muestra de ensayo tenía un diámetro de 0.505 in y una longitud calibrada de 2.00 in. (Consulte la figura para el problema 1.3.3). En la fractura, el alargamiento entre las marcas de calibración fue 0.12 in y el diámetro mínimo fue 0.42 in. Trace la curva esfuerzo-deformación unitaria convencio- nal para el acero y determine el límite proporcional, el módulo de elasticidad (es decir, la pendiente de la parte inicial de la curva esfuerzo-deformación unitaria), el esfuerzo de fluencia a un desplazamiento de 0.1 por ciento y la reducción porcen- tual del área. ¿Cuál es la diferencia entre la longitud final de la barra y su longitud original? (Sugerencia: utilice los conceptos ilus- trados en la figura 1.18b). PROB. 1.4.1 1.4.2 Una barra con una longitud de 2.0 in está hecha de un acero estructural que tiene un diagrama esfuerzo-deformación unitaria como se muestra en la figura. El esfuerzo de fluencia del acero es 250 MPa y la pendiente de la parte inicial lineal de la curva esfuerzo-deformación unitaria (módulo de elasti- cidad) es 200 GPa. La barra se carga axialmente hasta que se alarga 6.5 mm y luego se quita la carga. ¿Cuál es la diferencia entre la longitud final de la barra y su longitud original? (Sugerencia: utilice los conceptos ilus- trados en la figura 1.18b). (ksi) 0 60 40 20 0.002 6 0 0 . 0 0 0.004 s e PROB. 1.4.2 (MPa) 0 300 200 100 0.002 6 0 0 . 0 0 0.004 s e Elasticidad y plasticidad 1.4.1 Una barra de acero estructural que tiene el diagrama esfuerzo-deformación unitaria que se muestra en la figura tie- ne una longitud de 48 in. El esfuerzo de fluencia del acero es 42 ksi y la pendiente de la parte inicial lineal de la curva esfuerzo-deformación unitaria (módulo de elasticidad) es 30 × 103 ksi. La barra se carga axialmente hasta que se alarga 0.20 in y luego se quita la carga. Carga (lb) 1,000 0.0002 2,000 0.0006 6,000 0.0019 10,000 0.0033 12,000 0.0039 12,900 0.0043 13,400 0.0047 13,600 0.0054 13,800 0.0063 14,000 0.0090 14,400 0.0102 15,200 0.0130 16,800 0.0230 18,400 0.0336 20,000 0.0507 22,400 0.1108 22,600 Fractura Alargamiento (in)
- 84. 64 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.4.3 Una barra de aluminio tiene una longitud L = 5 ft y un diámetro d = 1.25 in. La curva esfuerzo-deformación unitaria para el aluminio se muestra en la figura 1.13 de la sección 1.3. La parte inicial en línea recta de la curva tiene una pendiente (módulo de elasticidad) de 10 × 106 psi. La barra está cargada por fuerzas de tensión P = 39 k y luego se descarga. (a) ¿Cuál es la deformación permanente de la barra? (b) Si la barra se vuelve a cargar, ¿cuál es el límite de proporcionalidad? (Sugerencia: utilice los conceptos ilustra- dos en las figuras 1.18b y 1.19.) 1.4.4 Una barra circular de una aleación de magnesio tiene una longitud de 750 mm. El diagrama esfuerzo-deformación unitaria para el material se muestra en la figura. La barra se carga en tensión hasta obtener un alargamiento de 6.0 mm y luego se quita la carga. (a) ¿Cuál es la deformación permanente de la barra? (b) Si la barra se vuelve a cargar, ¿cuál es el límite de proporcionalidad? (Sugerencia: utilice los conceptos ilustra- dos en las figuras 1.18b y 1.19.) (c) Si se quitan las fuerzas, ¿cuál es la deformación per- manente de la barra? (d) Si se aplican de nuevo las fuerzas, ¿cuál es el límite de proporcionalidad? Ley de Hooke y relación de Poisson Al resolver los problemas de la sección 1.5, suponga que el material se comporta de manera linealmente elástica. 1.5.1 Una barra de acero de alta resistencia que se usa en una grúa grande tiene un diámetro d = 2.00 in (consulte la figura). El acero tiene un módulo de elasticidad E = 29 × 106 psi y una relación de Poisson n = 0.29. Debido a requisitos de hol- gura, el diámetro de la barra está limitado a 2.001 in, cuando se comprime por fuerzas axiales. ¿Cuál es la carga máxima de compresión Pmáx permi- tida? PROB. 1.5.1 1.5.2 Una barra redonda de 10 mm de diámetro está hecha de una aleación de aluminio 7075-T6 (consulte la figura). Cuando la barra se estira por fuerzas axiales P, su diámetro disminuye 0.016 mm. Determine la magnitud de la carga P. (Obtenga las pro- piedades del material del apéndice H.) PROB. 1.5.2 1.5.3 Una barra de polietileno tiene un diámetro d1 = 4.0 in, y se coloca dentro de un tubo de acero que tiene un diámetro interior d2 = 4.01 in (consulte la figura). Luego la barra de polietileno se comprime por una fuerza axial P. *1.4.5 Un alambre con longitud L = 4 ft y diámetro d = 0.125 in se estira mediante fuerzas de tensión P = 600 lb. El alambre está hecho de una aleación de cobre que tiene una relación esfuerzo-deformación unitaria que se puede describir matemáticamente mediante la ecuación siguiente: s 1 18,0 3 0 0 0 0 e e 0 e 0.03 (s ksi) en donde es adimensional y s tiene unidades de kips por pulgada cuadrada (ksi). (a) Elabore un diagrama esfuerzo-deformación unitaria para el material. (b) Determine la elongación del alambre debida a las fuerzas P. PROBS 1.4.3 y 1.4.4 P d P d = 10 mm 7075-T6 P P (MPa) 0 0 200 100 0.005 0.010 s e
- 85. CAPÍTULO 1 Problemas65 ¿Cuál es el valor de la fuerza P que hará que se cierre el espacio entre la barra de polietileno y el tubo de acero? (Para el polietileno suponga E = 200 ksi y n = 0.4.) PROB. 1.5.3 1.5.4 Una barra prismática con una sección transversal circu- lar se somete a fuerzas de tensión P = 65 kN (consulte la figura). La barra tiene una longitud L = 1.75 m, un diámetro d = 32 mm y está hecha de una aleación de aluminio con un módulo de elasticidad E = 75 GPa y una relación de Poisson n = 1/3. Determine el incremento en la longitud de la barra y el decremento porcentual en el área de su sección transversal. PROBS 1.5.4 y 1.5.5 1.5.5 Una barra de metal monel tiene una longitud L = 9 in, un diámetro d = 0.225 in, como se muestra en la figura anterior. La barra se somete a una carga axial mediante una fuerza de tensión P. Si la barra se alarga en 0.0195 in, ¿cuál es el decremento en su diámetro d? ¿Cuál es la magnitud de la carga P? utilice los datos de la tabla H.2 del apéndice H. 1.5.6 Se lleva a cabo un ensayo de tensión en una probeta de bronce que tiene un diámetro de 10 mm utilizando una longi- tud calibrada de 50 mm (consulte la figura). Cuando una carga de tensión P alcanza un valor de 20 kN, la distancia entre las marcas de calibración aumenta 0.122 mm. (a) ¿Cuál es el módulo de elasticidad E del bronce? (b) Si el diámetro disminuye 0.00830 mm, ¿cuál es la relación de Poisson? PROB. 1.5.6 1.5.7 Un tubo circular hueco de bronce ABC (consulte la fi- gura) soporta una carga P1 = 26.5 kips que actúa en su parte superior. Una segunda carga P2 = 22.0 kpis está distribuida uniformemente alrededor de la placa de soporte en B. Los diá- metros y espesores de las partes superior e inferior del tubo son dAB = 1.25 in, tAB = 0.5 in, dBC = 2.25 in y tBC = 0.375 in, respectivamente. El módulo de elasticidad es 14 000 ksi. Cuando se aplican las dos cargas, el espesor del tubo BC au- menta en 200 × 10–6 in. (a) Determine el aumento en el diámetro interior del seg- mento BC del tubo. (b) Determine la relación de Poisson para el bronce. (c) Determine el aumento en el espesor de la pared del segmento AB del tubo y el aumento en el diámetro interior del segmento AB. PROB. 1.5.7 d2 d1 Tubo de acero Barra de polietileno d P P L 10 mm P P 50 mm P2 dAB tAB dBC tBC A B C Placa de soporte P1
- 86. 66 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante *1.5.8 Una barra de bronce con longitud de 2.25 m y sección transversal cuadrada de 90 mm por lado, se somete a una fuer- za axial de tensión de 1500 kN (consulte la figura). Suponga que E = 110 GPa y n = 0.34. Determine el aumento del volumen de la barra. PROB. 1.5.8 Esfuerzo cortante y deformación unitaria cortante 1.6.1 Una ménsula formada con un perfil angular tiene un espesor t = 0.75 in y está unida al patín de una columna me- diante dos pernos de 5/8 in de diámetro (consulte la figura). Una carga distribuida uniformemente de una viga de piso ac- túa sobre la cara superior de la ménsula con una presión p = 275 psi. La cara superior de la ménsula tiene una longitud L = 8 in y un ancho b = 3.0 in. Determine la presión de soporte promedio sb entre la ménsula de ángulo y los pernos, y el esfuerzo cortante prome- dio tprom en los pernos. (No tenga en cuenta la fricción entre la ménsula y la columna.) 1.6.2 Los elementos de soporte de una armadura que sostie- ne un techo están conectados a una placa de unión de 26 mm de espesor mediante un pasador con un diámetro de 22 mm, como se muestra en la figura y fotografía siguientes. Cada una de las dos placas extremas en los elementos de la armadura tiene un espesor de 14 mm. (a) Si la carga P = 80 kN, ¿cuál es el esfuerzo de soporte mayor que actúa sobre el pasador? (b) Si el esfuerzo cortante último para el pasador es 190 MPa, ¿cuál es la fuerza Púlt que se requiere para que el pasador falle en cortante? (No tenga en cuenta la fricción entre las placas.) PROB. 1.6.2 PROB. 1.6.1 Elementos de la armadura que sostiene un techo 90 mm 90 mm 1500 kN 2.25 m 1500 kN Ménsula de ángulo L b t P Vigeta de piso Losa de piso Ménsula de ángulo DiPresión distribuida sobre la mensula de ángulo Estructura del techo Elemento de la armadura t = 14 mm 26 mm Pasador P Placas extremas Placa de unión P
- 87. CAPÍTULO 1 Problemas67 1.6.3 La plataforma superior de un estadio de futbol está so- portada por puntales que transfieren cada uno una carga P = 160 kips a la base de una columna [consulte la parte (a) de la figura]. Una placa de soporte en la parte inferior del puntal distribuye la carga P a cuatro planchas de ala (tf = 1 in) me- diante un perno (dp = 2 in) a dos placas de unión (tg = 1.5 in) [consulte las partes (b) y (c) de la figura]. Determine las cantidades siguientes. (a) El esfuerzo cortante promedio tprom en el pasador (b) El esfuerzo de soporte promedio entre las planchas de ala y el pasador (sbf) y entre las placas de unión y el pasa- dor (sbg). (No tome en cuenta la fricción entre las placas.) PROB. 1.6.3 (a) Puntal del estadio (b) Detalle en la parte inferior del puntal (c) Sección por la parte inferior del puntal Placa de soporte Pasador ( dp = 2 in) Planchas de ala (tf = 1 in) Placa de unión (tg = 1.5 in) Placa de soporte Pasador (dp = 2 in) Planchas de ala (tf = 1 in) Placa de unión (tg = 1.5 in) P P/2 P/2 P = 160 k P
- 88. 68 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.6.4 La escalera inclinada AB soporta a un pintor de casas (82 kg) en C y el peso propio (q = 36 N/m) de la escalera. Cada riel de la escalera (tr = 4 mm) está soportado por una za- pata (ts = 5 mm) que está sujeta al riel de la escalera mediante un perno con diámetro dp = 8 mm. (a) Encuentre las reacciones de soporte en A y B. (b) Encuentre la fuerza resultante en el perno de la zapa- ta en A. (c) Encuentre el esfuerzo cortante máximo promedio (t) y los esfuerzos de soporte (sb) en el perno de la zapata en A. Utilice las dimensiones que se muestran en la figura. No tenga en cuenta el peso del sistema de frenado. (a) Determine el esfuerzo cortante promedio tprom en el pa- sador pivote donde está anclado al cuadro de la bicicleta en B. (b) Determine el esfuerzo de soporte promedio sb,prom en el pasador pivote sobre el segmento AB. 1.6.5 La fuerza en el cable del freno del sistema de frenado en “V” que se muestra en la figura es T = 45 lb. El pasador pivote en A tiene un diámetro dp = 0.25 in y una longitud LP = 5/8 in. PROB. 1.6.4 PROB. 1.6.5 Peldaño típico Riel de la escalera tr = 4 mm) Zapata de la escalera (ts = 5 mm) Perno de la zapata (dp = 8 mm) Sección en la base tr ts Ay 2 — Ay 2 — ( Ay Ax A C B a = 1.8 m Perno de la zapata en A Suponga que no hay deslizamiento en A b = 0.7 m q = 3 6 N / m Bx H = 7 m 3.25 in Pasadores pivote anclados al cuadro (dP) Extremo inferior del cable del freno frontal Frotadores de frenado 1.0 in LP HB HE HC HF VB VF T T C T A B D
- 89. CAPÍTULO 1 Problemas69 1.6.6 Una placa de acero con dimensiones de 2.5 m × 1.2 m × 0.1 m se levanta mediante cables de acero con longitudes L1 = 3.2 m y L2 = 3.9 m que están sujetos a la placa mediante horquillas y pasadores (consulte la figura). Los pasadores que pasan por las horquillas tienen un diámetro de 18 mm y están separados 2.0 m. Los ángulos de orientación son u = 94.4° y a = 54.9°. Para estas condiciones, determine primero las fuerzas en el cable T1 y T2, luego determine el esfuerzo cortante promedio tprom en los pasadores 1 y 2, y después determine el esfuerzo de soporte promedio sb entre la placa de acero y cada pasador. No tome en cuenta la masa de los cables. PROB. 1.6.6 1.6.7 Un perno de ojo para fines especiales con diámetro de su vástago d = 0.50 in pasa por un agujero en una placa de acero con espesor tp = 0.75 in (consulte la figura) y está asegurado por una tuerca con espesor t = 0.25 in. La tuerca hexagonal se apoya directamente contra la placa de acero. El radio del círculo circunscrito para el hexágono es r = 0.40 in (lo cual significa que cada lado del hexágono tiene una longi- tud de 0.40 in). Las fuerzas de tensión en tres cables sujetos al perno de ojo son T1 = 800 lb, T2 = 550 lb y T3 = 1241 lb. (a) Determine la fuerza resultante que actúa sobre el per- no de ojo. (b) Determine el esfuerzo de soporte promedio sb entre la tuerca hexagonal en el perno de ojo y la placa. (c) Determine el esfuerzo cortante promedio tprom en la tuerca y en la placa de acero. 1.6.8 Una almohadilla de soporte elastomérico que consiste de dos placas de acero unidas a un elastómero cloropreno (un caucho artificial) se somete a una fuerza cortante V durante una prueba de carga estática (consulte la figura). Las dimen- siones de la almohadilla son a = 125 mm y b = 240 mm y el elastómero tiene un espesor t = 50 mm. Cuando la fuerza V es igual a 12 kN, la placa superior se desplaza lateralmente 8.0 mm con respecto a la placa inferior. ¿Cuál es el módulo de elasticidad G en cortante del clo- ropreno? PROB. 1.6.7 PROB. 1.6.8 Placa de acero Centro de masa de la placa b1 b2 a L2 L1 Horquilla y pasador 2 Horquilla y pasador 1 P 2.0 m u (2.5 × 1.2 × 0.1 m) T2 T1 T3 tp y x 30° 30° 2r t Cables Perno de ojo Placa de acero Tuerca d a b V t
- 90. 70 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.6.9 Una junta entre dos losas de concreto A y B se rellena con un epóxico flexible que se une con firmeza al concreto (consulte la figura). La altura de la junta es h = 4.0 in, su lon- gitud es L = 40 in y su espesor es t = 0.5 in. Ante la acción de fuerzas cortantes V, las losas se desplazan verticalmente una distancia d = 0.002 in una respecto de la otra. (a) ¿Cuál es la deformación unitaria promedio gprom en el epóxico? (b) ¿Cuál es la magnitud de las fuerzas V si el módulo de elasticidad G en cortante para el epóxico es 140 ksi? PROB. 1.6.9 1.6.10 Una conexión flexible que consiste de placas de cau- cho (espesor t = 9 mm) unidas a las placas de acero se mues- tra en la figura. Las placas tienen 160 mm de largo y 80 mm de ancho. (a) Encuentre la deformación unitaria normal gprom en el caucho si la fuerza P = 16 kN y el módulo en cortante para el caucho es G = 1250 kPa. (b) Encuentre el desplazamiento horizontal relativo d en- tre la placa interior y las placas exteriores. PROB. 1.6.10 1.6.11 Una boya esférica de fibra de vidrio que se usa en un experimento submarino, está anclada en agua poco profunda mediante una cadena [consulte la parte (a) de la figura]. Como la boya está ubicada justo debajo de la superficie del agua, no se espera que se destruya por la presión del agua. La cadena está sujeta a la boya mediante un grillete y un pasador [consul- te la parte (b) de la figura]. El diámetro del pasador es 0.5 in y el espesor del grillete es 0.25 in. La boya tiene un diámetro de 60 in y pesa 1800 lb en la tierra (no se incluye el peso de la cadena). (a) Determine el esfuerzo cortante promedio tprom en el pasador. (b) Determine el esfuerzo de soporte promedio sb entre el pasador y el grillete. P — 2 P — 2 P Placa de caucho Placa de caucho Sección X-X X t = 9 mm X 80 mm t = 9 mm 160 mm t d h V V A B t h A B L (a) d
- 91. CAPÍTULO 1 Problemas71 *1.6.12 La mordaza que se muestra en la figura se utiliza para soportar una carga que cuelga del patín inferior de una viga de acero. La mordaza consiste de dos brazos (A y B) uni- dos por un pasador en C. El pasador tiene un diámetro d = 12 mm. Debido a que el brazo B abre el brazo A, el pasador está en cortante doble. La línea 1 en la figura define la línea de acción de la fuer- za resultante horizontal H que actúa entre el patín inferior de la viga y el brazo B. La distancia vertical desde esta línea hasta el pasador es h = 250 mm. La línea 2 define la línea de acción de la fuerza vertical resultante V que actúa entre el patín y el brazo B. La distancia horizontal desde esta línea hasta la línea central de la viga es c = 100 mm. Las condiciones de la fuerza entre el brazo A y el patín inferior son simétricas con las que se dan para el brazo B. Determine el esfuerzo cortante promedio en el pasador en C cuando la carga P = 18 kN. PROB. 1.6.12 PROB. 1.6.11 (b) Pasador Grillete Brazo A Brazo B Línea 2 Línea 1 P C c Brazo A h P
- 92. 72 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante *1.6.13 Un soporte de bicicleta montado en un enganche está diseñado para cargar hasta cuatro bicicletas de 30 lb montadas y sujetas a dos brazos GH [consulte las cargas de las bicicle- tas en la parte (a) de la figura]. El soporte está conectado al vehículo en A y se supone que es como una viga en cantilever ABCDGH [parte (b) de la figura]. El peso del segmento fijo AB es W1 = 10 lb, centrado a 9 in de A [consulte la parte (b) de la figura] y el resto del soporte pesa W2 = 40 lb, centra- do a 19 in de A. El segmento ABCDG es un tubo de acero de 2 × 2 in de espesor t = 1/8 in. El segmento BCDGH gira con respecto a un perno en B con diámetro dB = 0.25 in para per- mitir el acceso a la parte posterior del vehículo sin remover el soporte de enganche. Cuando el soporte se usa se asegura en una posición erecta mediante un pasador en C (diámetro del pasador dp = 5/16 in). [Consulte la fotografía y la parte (c) de la figura]. El efecto de volcamiento de las bicicletas se resiste por un par de fuerzas F ∙ h en BC. (a) Determine las reacciones de soporte en A para el so- porte completamente cargado. (b) Encuentre las fuerzas en el perno en B y en el pasador en C. (c) Encuentre los esfuerzos cortantes promedio tprom en el perno en B y en el pasador en C. (d) Encuentre los esfuerzos de soporte promedio sb en el perno en B y en el pasador en C. **1.6.14 Una cadena de bicicleta consiste en una serie de eslabones pequeños, cada uno con 12 mm de longitud entre los centros de los pasadores (consulte la figura). Usted quiere examinar una cadena de bicicleta y analiza su construcción. Observe en en particular los pasadores, que se suponen tienen un diámetro de 2.5 mm. Para resolver este problema, ahora debe realizar dos me- diciones en una bicicleta (consulte la figura): (1) la longitud L del brazo de rotación desde el eje principal hasta el eje del pedal y (2) el radio R de la estrella (la rueda dentada, algunas veces llamada anillo de cadena). (a) Utilizando sus dimensiones medidas calcule la fuerza de tensión T en la cadena debida a una fuerza F = 800 N apli- cada a uno de los pedales. (b) Calcule el esfuerzo cortante promedio tprom en los pasadores. PROB. 1.6.13 (c) Sección a-a C D 2 2 1/8 in 2.125 in. (b) MA Ay Ax y x W1 B C G H W2 D F F 3 @ 4 in 6 in 27 in 19 in 2.125 in h = 7 in A 4 Cargas de las bicicletas Pasador en C Tubo de (a) Soporte fijo en A 2 in 2 in ( in) 1 8 — Perno en B (dB = in) 1 4 — (dp = in) 5 16 — G A B F F C D H a a h = 7 in Cargas de las bicicletas Pasadores de liberación en C y G
- 93. CAPÍTULO 1 Problemas73 P 2 — P 2 — Pasador Placa de soporte (2 barras, cada una ) FBC 2 ––– FAB 2 ––– FAB 2 — tsp Elemento AB (2 barras, cada una ) 2 — tAB Carga P en el nodo B aplicada a las dos placas de soporte By (a) Placa de soporte y pasador a a B A C b b Ax Ay P = 490 kN L = 3 m 45° 45° P P Elemento BC Elemento AB Pasador Placa de soporte FBC at 45° By 2 — By 2 — (b) Corte a-a en el nodo B (vista en elevación) (c) Corte b-b en el nodo B (vista en planta) PROB. 1.6.14 **1.6.15 Un montaje antivibratorio construido como se muestra en la figura se utiliza para soportar un instrumento delicado. El soporte consiste en un tubo exterior de acero con diámetro interior b, una barra central de acero con diámetro d que soporta la carga P y un cilindro hueco de caucho (altura h) unido al tubo y a la barra. (a) Obtenga un fórmula para el esfuerzo cortante t en el caucho a una distancia radial r desde el centro del montaje antivibratorio. (b) Obtenga una fórmula para el desplazamiento d hacia abajo de la barra central debido a la carga P, suponga que G es el módulo de elasticidad en cortante del caucho y que el tubo de acero y la barra son rígidos. PROB. 1.6.15 1.6.16 La armadura plana de acero en la figura está sometida a tres fuerzas P, cada una de 490 kN. Cada uno de los ele- mentos de la armadura tiene un área de sección transversal de 3900 mm2 y están conectados mediante pasadores que tienen un diámetro dp = 18 mm. Cada uno de los elementos AC y BC consiste de una barra con espesor tAC = tBC = 19 mm. El elemento AB está compuesto de dos barras [consulte la parte (b) de la figura] que tienen, cada una, un espesor tAB/2 = 10 mm y una longitud L = 3 m. El apoyo de rodillo en B está compuesto de dos placas de soporte que tienen, cada una, un espesor tsp/2 = 12 mm. (a) Determine las reacciones de soporte en los nodos A y B, y las fuerzas en los elementos AB, BC y AC. (b) Calcule el esfuerzo cortante promedio mayor tp,máx en el pasador en el nodo B, ignore la fricción entre los elementos; consulte las partes (b) y (c) de la figura donde se muestran las vistas en corte del nodo. (c) Calcule el esfuerzo de apoyo promedio mayor sb,máx que actúa contra el pasador en el nodo B. PROB. 1.6.16 12 mm 2.5 mm Eslabones F T L R Rueda dentada Cadena Pasador Tubo de acero Barra de acero Caucho r d P b h
- 94. 74 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.6.17 Una boquilla rociadora para una manguera de jardín requiere una fuerza F = 5 lb para abrir la cámara de rocío accionada por el resorte AB. El agarre de la boquilla gira con respecto a un pasador que pasa a través de una brida en O. Cada una de las dos bridas tiene un espesor t = 1/16 in y el pasador tiene un diámetro dp = 1/8 in [consulte la parte (a) de la figura]. La boquilla de rocío está conectada a la manguera con un aditamento de desconexión rápida en B [consulte la parte (b) de la figura]. Tres bolas de latón (diámetro db = 3/16 in) mantienen en posición la cabeza rociadora ante la fuerza de presión del agua fp = 30 lb en C [consulte la parte (c) de la figura]. Use las dimensiones dadas en la parte (a) de la figura. (a) Encuentre la fuerza en el pasador en O debida a la fuerza aplicada F. (b) Encuentre el esfuerzo cortante promedio tprom y el esfuerzo de soporte sb en el pasador en O. (c) Encuentre el esfuerzo cortante promedio tprom en las bolas de retención de latón en C debido a la fuerza de presión del agua fp. 1.6.18 Un puntal de acero AB con diámetro ds = 8 mm y masa de 20 kg, soporta la cubierta del motor de un vehículo que gira con respecto a las bisagras en C y D (consulte las figuras (a) y (b)). El extremo del puntal está doblado en forma de aro por donde pasa un perno en A con diámetro db = 10 mm. El puntal AB se encuentra en un plano vertical. (a) Determine la fuerza del puntal Fs y el esfuerzo normal promedio s en el puntal. (b) Determine el esfuerzo de soporte promedio tprom en el perno en A. (c) Determine el esfuerzo de soporte promedio sb en el perno en A. PROB. 1.6-17 (c) (a) Brida Brida Agarre de la rociadora 15° F F A B c = 1.75 in Aditamientos de desconexión rápida Manguera de jardín C Boquilla de rocío t Pasador Vista superior en O Pasador en O a = 0.75 in b = 1.5 in dp 3 bolas de latón a 120°, diámetro db = in 3 16 — Fuerza de presión del agua en la boquilla, fp F F (b) F C O
- 95. CAPÍTULO 1 Problemas75 PROB. 1.6.18 1.6.19 La parte superior de un serrucho de pértiga empleado para recortar ramas pequeñas de árboles se muestra en la parte (a) de la figura. La hoja de corte BCD [consulte las partes (a) y (b) de la figura] aplica una fuerza P en el punto D. No tenga en cuenta el efecto del muelle de retorno débil conectado a la hoja de corte debajo de B. Use las propiedades y las dimensio- nes dadas en la figura. (a) Encuentre la fuerza P sobre la hoja de corte en D si la fuerza de tensión en la cuerda es T = 25 lb (consulte el diagra- ma de cuerpo libre en la parte (b)). (b) Encuentre la fuerza en el pasador de soporte en C. (c) Encuentre el esfuerzo cortante promedio tprom y el es- fuerzo de soporte sb en el pasador de soporte en C [consulte la sección a-a de la hoja de corte en la parte (c) de la figura]. PROB. 1.6.19 Puntal ds = 8 mm (b) Bisagra Capó b = 254 mm a = 760 mm h = 660 mm H = 1041 mm c = 506 mm d = 150 mm y Fs A z B C C W D (a) A B x C 45° h = 660 mm 30° C W D hc = 490 mm y (a) Parte superior del serrucho de pértiga Soga, tensión = T a 2T T C B x y a Hoja del serrucho Collarín Hoja de corte D Muelle de retorno débil P x 70° BC = 6 in D (b) Diagrama de cuerpo libre T P B 20° 20° 50° 20° 70° C Cy Cx 2T DC = 1 in (c) Corte a–a 6 in 1 in C B Hoja de corte (tb = in) 3 32 — Collarín (tc = in) 3 8 — Pasador en C (dp = in) 1 8 — D
- 96. 76 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante Esfuerzos permisibles 1.7.1 Una barra sólida con sección transversal circular está cargada en tensión por fuerzas P (consulte la figura). La barra tiene una longitud L = 16.0 in y un diámetro d = 0.50 in. El material es una aleación de magnesio que tiene un módulo de elasticidad E = 6.4 × 106 psi. El esfuerzo permisible en tensión es sperm = 17,000 psi y la elongación de la barra no debe rebasar 0.04 in. ¿Cuál es el valor permisible de las fuerzas P? PROB. 1.7.1 1.7.2 Un par de torsión T0 se transmite entre dos ejes que contienen bridas mediante diez pernos de 20 mm (consulte la figura y la fotografía). Si el esfuerzo cortante permisible en los pernos es 85 MPa, ¿cuál es el par de torsión permisible máximo? (No tome en cuenta la fricción en las bridas.) 1.7.3 Un amarre en la cubierta de un bote de vela consiste de una barra doblada conectada por pernos en sus dos extremos, como se muestra en la figura. El diámetro dB de la barra es 1/4 in, el diámetro dW de las arandelas es 7/8 in y el espesor t de la cubierta de fibra de vidrio es 3/8 in. Si el esfuerzo cortante permisible en la fibra de vidrio es 300 psi y la presión de soporte permisible entre la arandela y la fibra de vidrio es 550 psi, ¿cuál es la carga permisible Pperm en el amarre? PROB. 1.7.2 1.7.4 Dos tubos de acero unidos en B mediante cuatro pasa- dores (dp = 11 mm), como se muestra en la sección transversal a-a en la figura. Los diámetros exteriores de los tubos son dAB = 40 mm y dBC = 28 mm. Los espesores de las paredes son tAB = 6 mm y tBC = 7 mm. El esfuerzo de esfuerzo de fluencia en tensión para el acero es sY = 200 MPa y el esfuerzo último en tensión es sU = 340 MPa. Los valores correspondientes de esfuerzo de fluencia y último en cortante para el pasador son 80 MPa y 140 MPa, respectivamente. Por último, los valores de esfuerzo de fluencia y último en soporte entre los pasadores y los tubos son 260 MPa y 450 MPa, respectivamente. Supon- ga que los factores de seguridad con respecto al esfuerzo de fluencia y al esfuerzo último son 4 y 5, respectivamente. (a) Calcule la fuerza de tensión permisible Pperm conside- rando la tensión en los tubos. (b) Vuelva a calcular Pperm para cortante en los pasa- dores. (c) Por último, vuelva a calcular Pperm para soporte entre los pasadores y los tubos. ¿Cuál es el valor de control de P? PROB. 1.7.3 Acoplamiento de un eje de impulsión en un motor de un barco d P P L d T0 T0 T0 t P dB dB dW dW
- 97. CAPÍTULO 1 Problemas77 1.7.5 Una plataforma de acero que soporta maquinaria pe- sada se apoya sobre cuatro tubos cortos, huecos, de fundición gris (consulte la figura). La resistencia última del hierro colado en compresión es 50 ksi. El diámetro exterior de los tubos es d = 4.5 in y su espesor de pared es t = 0.40 in. Utilice un factor de seguridad de 3.5 con respecto a la resistencia última, para determinar la carga total P que puede soportar la plataforma. 1.7.6 La puerta trasera de una camioneta [BDCF en la parte (a) de la figura] está soportada por dos bisagras en B1 y B2, y por dos puntales A1B1 y A2B2 (diámetro ds = 10 mm) como se muestra en la parte (b) de la figura. Los puntales están so- portados en A1 y A2 por pasadores con diámetro dp = 9 mm y que pasan por un ojal con espesor t = 8 mm en el extremo del puntal [consulte la parte (b) de la figura]. Si se aplica una fuerza de cierre P = 50 N en G y la masa de la puerta Mh = 43 kg está concentrada en C: (a) ¿Cuál es la fuerza F en cada puntal? [Utilice el diagra- ma de cuerpo libre de la mitad de la puerta en la parte (c) de la figura]. (b) ¿Cuál es la fuerza máxima permisible en el puntal, Fperm, si los esfuerzos permisibles son como sigue: esfuerzo de compresión en el puntal, 70 MPa; esfuerzo cortante en el pasa- dor, 45 MPa y esfuerzo de soporte entre el pasador y el extremo del puntal, 110 MPa. PROB. 1.7.4 PROB. 1.7.5 PROB. 1.7.6 Sección a–a tBC dBC tAB dp dAB tBC dBC tAB dAB C B A a a Pasador P t d t = 8 mm B2 B1 D A1 F Mh P G C A2 (b) Parte inferior del puntal Ojal ds = 10 mm F (a) P 2 — (c) Soporte del pasador 710 mm 460 mm 75 mm 10° 505 mm 505 mm 127 mm Bx By G 2 — Mh g C D B A F
- 98. 78 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.7.7 Un bote salvavidas cuelga de dos pescantes, como se muestra en la figura. Un pasador con diámetro d = 0.80 in pasa por cada pescante y soporta dos poleas, una a cada lado del pescante. Los cables sujetos al bote pasan sobre poleas y se enrrollan en malacates que suben y bajan el bote. Las partes inferiores de los cables están en posición vertical y las partes superiores forman un ángulo a = 15° con la horizontal. La fuerza de ten- sión permisible en cada cable es 1800 lb y el esfuerzo cortante permisible en los pasadores es 4000 psi. Si el bote pesa 1500 lb, ¿cuál es el peso máximo que se debe llevar en el bote? (b) ¿Cuál es el peso W máximo que se puede agregar a la jaula en B con base en los esfuerzos permisibles siguientes? El esfuerzo cortante en los pasadores es 50 MPa; el esfuerzo de soporte entre el pasador y la polea es 110 MPa. PROB. 1.7.7 1.7.8 El sistema de cables y poleas que se muestra en la parte (a) de la figura soporta una jaula con una masa de 300 kg en B. Suponga que esto también incluye la masa de los cables. El espesor de cada una de las tres poleas de acero es t = 40 mm. Los diámetros de los pasadores son dpA = 25 mm, dpB = 30 mm y dpC = 22 mm [consulte las partes (a) y (b) de la figura]. (a) Deduzca expresiones para las fuerzas resultantes que actúan sobre las poleas en A, B y C en términos de la tensión T en el cable. PROB. 1.7.8 T T Jaula Polea Pasador Cable = 15° a (a) dpB = 30 mm dpC = 22 mm dpA = 25 mm a C a L1 L2 A B W Jaula Cable (b) dp dpB t Ménsula de soporte Pasador Polea tB Cable Corte a-a: detalle del soporte de la polea en A y C Jaula en B Corte a-a: detalle del soporte de la polea en B
- 99. CAPÍTULO 1 Problemas79 1.7.9 La berlinga de un barco está conectada a la base de un mástil mediante una conexión con pasador (consulte la figu- ra). La berlinga es un tubo de acero con un diámetro exterior d2 = 3.5 in y un diámetro interior d1 = 2.8 in. El pasador de acero tiene un diámetro d = 1 in y las dos placas que conec- tan a la berlinga al pasador tienen un espesor t = 0.5 in. Los esfuerzos permisibles son los siguientes: esfuerzo de compre- sión en la berlinga, 10 ksi; esfuerzo cortante en el pasador, 6.5 ksi y esfuerzo de soporte entre el pasador y las placas de conexión, 16 ksi. Determine la fuerza de compresión permisible Pperm en la berlinga. 1.7.11 Una barra metálica AB con peso W está suspendi- da por un sistema de alambres de acero dispuestos como se muestra en la figura. El diámetro de los alambres es 5/64 in y el esfuerzo de fluencia del acero es 65 ksi. Determine el peso máximo permisible Wmáx para tener un factor de seguridad de 1.9 con respecto a la fluencia. PROB. 1.7.9 1.7.10 ¿Cuál es el valor máximo posible de la fuerza de su- jeción C en las quijadas de las pinzas que se muestran en la fi- gura si el esfuerzo cortante último en el pasador con diámetro de 5 mm es 340 MPa? ¿Cuál es el valor máximo permisible de la carga aplicada P si se debe mantener un factor de seguridad de 3.0 con res- pecto a la falla del pasador? PROB. 1.7.10 PROB. 1.7.11 Mástil Placa de conexión Berlinga P Pasador 90° 90° 50° 50 mm 10° P a P C C x y Rx 125 mm b = 3 8 m m 15 mm Rx 140° Pasador 5.0 ft A W B 5.0 ft 2.0 ft 2.0 ft 7.0 ft
- 100. 80 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.7.12 Una armadura plana se somete a cargas 2P y P en los nodos B y C, respectivamente, como se muestra en la parte (a) de la figura. Las barras de la armadura están hechas de dos ángulos L102 × 76 × 6.4 [consulte la tabla E-5(b): área de la sección transversal de los dos ángulos, A = 2180 mm2 y la parte (b) de la figura] que tienen un esfuerzo último en tensión igual a 390 MPa. Los ángulos están conectados a una placa de unión de 12 mm de espesor en C [consulte la parte (c) de la figura] con remaches de 16 mm diámetro; suponga que cada remache transfiere una parte igual de la fuerza del elemento a la placa de unión. Los esfuerzos últimos en cortante y de soporte para el acero de los remaches es 190 MPa y 550 MPa, respectivamente. Determine la carga permisible Pperm si se desea tener un factor de seguridad de 2.5 con respecto a la carga última que se pueda soportar. (Considere tensión en las barras, cortante en los remaches y soporte entre los remaches y las barras, y también soporte entre los remaches y la placa de unión. No tome en cuenta la fricción entre las placas y el peso de la pro- pia armadura.) 1.7.13 Una barra sólida con sección transversal circular (diá- metro d) tiene un agujero con un diámetro d/5 que pasa lateral- mente por el centro de la barra (consulte la figura). El esfuerzo de tensión promedio permisible sobre la sección transversal neta de la barra es sperm. (a) Obtenga una fórmula para la carga permisible Pperm si la barra está hecha de latón, tiene un diámetro d = 1.75 in y sperm = 12 ksi. (Sugerencia: utilice las fórmulas del caso 15 del apén- dice D.) PROB. 1.7.12 PROB. 1.7.13 (b) Corte a-a (c) (a) Barras de la armadura Remache Placa de unión FCG P a a FCF FBC F a a a a A B C D G P 2P FCD C Remache Placa de unión 6.4 mm 12 mm d P P d d/5 d/5
- 101. CAPÍTULO 1 Problemas81 1.7.14 Una barra sólida de acero con diámetro d1 = 60 mm tiene un agujero longitudinal con diámetro d2 = 32 mm (con- sulte la figura). Un pasador de acero con diámetro d2 pasa por el agujero y está sujeto a dos soportes. Determine la carga de tensión máxima permisible Pperm en la barra si el esfuerzo de fluencia para cortante en el pasa- dor es tY = 120 MPa, el esfuerzo de fluencia para tensión en la barra es sY = 250 MPa y se requiere un factor de seguridad de 2.0 con respecto a la fluencia. (Sugerencia: utilice las fórmulas para el caso 15 del apéndice D.) 1.7.15 Un anuncio con peso W está soportado en su base por cuatro pernos anclados en un cimiento de concreto. La presión del viento p actúa normal a la superficie del anuncio; la resul- tante de la presión uniforme del viento es la fuerza F en el cen- tro de presión. La fuerza del viento se supone que desarrolla fuerzas cortantes iguales F/4 en la dirección y en cada perno [consulte las partes (a) y (c) de la figura]. El efecto de volca- miento de la fuerza del viento también ocasiona una fuerza de elevación R en los pernos A y C y una fuerza hacia abajo (–R) en los pernos B y D [consulte la parte (b) de la figura]. Los efectos resultantes del viento y los esfuerzos últimos de- rivados para cada condición de esfuerzo, son: esfuerzo normal en cada perno (su = 60 ksi), cortante a través de la placa base (tu = 17 ksi); cortante horizontal y de soporte en cada perno (thu = 25 ksi y sbu = 75 ksi) y soporte en la parte inferior de la arandela en B (o D) (sbw = 50 ksi). Determine la presión máxima del viento pmáx (lb/ft2 ) que puede soportar el sistema de soporte con perno para el anun- cio si se desea un factor de seguridad de 2.5 con respecto a la carga última del viento que se puede soportar. Utilice los datos numéricos siguientes: perno db = ¾ in; arandela dw = 1.5 in; placa base tbp = 1 in; dimensiones de la placa base h = 14 in y b = 12 in; W = 500 lb; H = 17 ft; di- mensiones del anuncio (Lv = 10 ft × Lh = 12 ft; diámetro del tubo de la columna d = 6 in y espesor del tubo de la columna t = 3/8 in. PROB. 1.7.14 PROB. 1.7.15 P d1 d1 d2 W Resultante de la presión del viento Momento de volcamiento con respecto al eje x FH h H Tubo de la columna C.P. z x C D b 2 (a) en cada perno W 4 A en cada perno F 4 F B y Lv Anuncio (Lv Lh) Lh 2 (b) h Placa base (tbp) Cimiento Compresión Tubo de la columna Tensión B W R R A z y dw db = Rh FH 2 — F/4 (c) h = 14 in b = 12 in z y x A B C D FH 2 — R W 4 R W 4 R W 4 F 4 F 4 FH 2 La mitad del momento de volcamiento con respecto al eje x actúa sobre cada par de pernos
- 102. 82 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.7.16 El émbolo en un motor está conectado a una biela AB, que a su vez está conectada a un cigüeñal BC (consulte la figura). El pistón se desliza sin fricción en un cilindro y se somete a una fuerza P (supuesta constante) mientras se mueve a la derecha en la figura. La biela, que tiene un diámetro d y una longitud L, está conectada en los extremos por pernos. El cigüeñal gira con respecto al eje C con el pasador en B moviéndose en un círculo con radio R. El eje en C, que está soportado por cojinetes, ejerce un momento resistente M con- tra el cigüeñal. (a) Obtenga una fórmula para la fuerza máxima permi- sible Pperm con base en un esfuerzo de compresión permisible sc en la biela. (b) Calcule la fuerza Pperm permisible con los datos si- guientes: sc = 160 MPa, d = 9.00 mm y R = 0.28L. 1.8.2 Un tubo de aleación de cobre que tiene un esfuerzo de fluencia sY = 290 MPa soportará una carga axial de tensión P = 1500 kN [consulte la parte (a) de la figura]. Se utilizará un factor de seguridad de 1.8 contra la fluencia. (a) Si el espesor t del tubo debe ser de un octavo de su diámetro exterior, ¿cuál es el diámetro dmín exterior mínimo requerido? (b) Repita el inciso (a) si el tubo tiene un agujero con un diámetro de d/10 por toda su longitud, como se muestra en la figura [inciso (b)]. Diseño para cargas axiales y cortante directo 1.8.1 Se requiere que un tubo de aluminio transmita una fuerza axial de tensión P = 33 k [consulte la parte (a) de la figura]. El espesor de la pared del tubo será de 0.25 in. (a) ¿Cuál es el diámetro exterior mínimo requerido dmín si el esfuerzo de tensión permisible es 12,000 psi? (b) Repita el inciso (a) si el tubo tiene un agujero con un diámetro d/10 a la mitad de su longitud [consulte las partes (b) y (c) de la figura]. PROB. 1.7.16 PROB. 1.8.1 1.8.3 Una viga horizontal AB con dimensiones de su sección transversal [b = 0.75 in] × (h = 8.0 in) está soportada por un puntal inclinado CD y soporta una carga P = 2700 lb en B [consulte la parte (a) de la figura]. El puntal, que consiste de dos barras cada una con un espesor 5b/8, está conectado a la viga por un perno que pasa por las tres barras que se unen en C [consulte la parte (b) de la figura]. PROB. 1.8.2 P A B d C M Biela Cilindro Pistón R L (c) d d/10 (b) P d Agujero con diámetro d/10 (a) P P d (a) con diámetrod/10 P d t = d 8 — (b) P d t = d 8 — Agujero
- 103. CAPÍTULO 1 Problemas83 (a) Si el esfuerzo cortante permisible en el perno es 13,000 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del perno en C? (b) Si el esfuerzo de soporte permisible en el perno es 19,000 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del perno en C? PROB. 1.8.4 1.8.5 Las fuerzas P1 = 1500 lb y P2 = 2500 lb se aplican en el nodo C de la armadura plana ABC que se muestra en la parte (a) de la figura. El elemento AC tiene un espesor tAC = 5/16 in y el elemento AB está compuesto de dos barras, cada una con espesor tAB/2 = 3/16 in [consulte la parte (b) de la figura]. No tome en cuenta el efecto de las dos placas que forman el soporte del pasador en A. Si el esfuerzo cortante permisible en el pasador es 12,000 psi y el esfuerzo de soporte permisible en el pasador es 20,000 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del pasador? PROB. 1.8.3 1.8.4 En la parte (a) de la figura se muestra el arriostramiento lateral para un corredor peatonal. El espesor de la placa de la horquilla es tc = 16 mm y el espesor de la placa de unión es tg = 20 mm [consulte la parte (b) de la figura]. La fuerza máxima en el arriostramiento diagonal se espera que sea F = 190 kN. Si el esfuerzo cortante permisible en el pasador es de 90 MPa y el esfuerzo de soporte permisible entre el pasador y las placas de la horquilla y de unión es 150 MPa, ¿cuál es el diámetro mínimo necesario dmín del pasador? PROB. 1.8.5 d (b) Viga AB (b h) Puntal CD b Perno (dmín) h 2 — h 2 — 5b 8 — (a) P D C B A 3 ft 4 ft 5 ft (a) Placa de unión Pasador Tirante en diagonal Horquilla (b) H o r q u i l l a Placa de unión tg tc dmín F (a) (b) Corte a–a A AB Pasador AC Ay 2 — tAB 2 — tAC Ay 2 — a a L A B C L Ax Ay By P2 P1 Placas de soporte del pasador
- 104. 84 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.8.6 Una péndola en un puente suspendido consiste en un cable que pasa sobre el cable principal (consulte la figura) y soporta la calzada del puente, que se encuentra muy abajo. La péndola se mantiene en su posición mediante un amarre metá- lico el cual se evita que se deslice hacia abajo por abrazaderas alrededor del cable suspendido. Sea P la carga en cada parte del cable suspendido y u el ángulo del cable suspendido justo arriba del amarre. Por últi- mo, sea sperm el esfuerzo de tensión permisible en el amarre metálico. (a) Obtenga una fórmula para el área de la sección trans- versal mínima necesaria del amarre. (b) Calcule el área mínima si P = 130 kN, u = 75° y sperm = 80 MPa. do por los cables en los puntos A y B. La sección transversal es un cuadrado hueco con dimensión interna b1 = 8.5 in y di- mensión externa b2 = 10.0 in. El esfuerzo cortante permisible en el pasador es 8700 psi y el esfuerzo de soporte permisible entre el pasador y el tubo es 13,000 psi. Determine el diámetro mínimo del pasador a fin de so- portar el peso del tubo. (Nota: no tenga en cuenta las esquinas redondeadas del tubo cuando calcule su peso). PROB. 1.8.7 1.8.8 Un sistema de cable y polea en D se utiliza para po- ner en posición vertical un poste (ACB) de 230 kg, como se muestra en la parte (a) de la figura. El cable tiene una fuerza de tensión T y está conectado en C. La longitud L del poste es 6.0 m, su diámetro exterior es d = 140 mm y el espesor de su pared es t = 12 mm. El poste gira con respecto a un pasador en A como se muestra en la parte (b) de la figura. El esfuerzo cortante permisible en el pasador es 60 MPa y el esfuerzo de soporte permisible es 90 MPa. Encuentre el diámetro mínimo del pasador en A para so- portar el peso del poste en la posición que se muestra en la parte (a) de la figura. PROB. 1.8.6 1.8.7 Un tubo cuadrado de acero con longitud L = 20 ft y ancho b2 = 10.0 in se eleva por una grúa (consulte la figura). El tubo cuelga de un pasador con diámetro d que está sosteni- A B b1 d b2 Pasador A B Tubo cuadrado d L b2 Tubo cuadrado P P Collarín Péndola Amarre Abrazadora Cable principal u u
- 105. CAPÍTULO 1 Problemas85 1.8.9 Un cilindro circular presurizado tiene una placa de cu- bierta sujetada con pernos de acero (consulte la figura). La presión p del gas en el cilindro es 290 psi, el diámetro inte- rior D del cilindro es 10.0 in y el diámetro dB del perno es 0.50 in. Si el esfuerzo de tensión permisible en los pernos es 10,000 psi, encuentre el número n de pernos necesarios para sujetar la cubierta. 1.8.10 Un poste tubular con diámetro exterior d2 está sujeto mediante dos cables dispuestos con tensores de tornillo (con- sulte la figura). Los cables se estiran girando los tensores de tornillo, produciendo así tensión en los cables y compresión en el poste. Los dos cables se tensan con una fuerza de 110 kN. El ángulo entre los cables y el suelo es 60° y el esfuerzo de compresión permisible en el poste es sc = 35 MPa. Si el espesor de la pared del poste es 15 mm, ¿cuál es el valor mínimo permisible del diámetro exterior d2? PROB. 1.8.8 PROB. 1.8.9 PROB. 1.8.10 (b) Placas de soporte del pasador A Pasador ACB Ay 2 — d Ay 2 — (a) 30° Poste Cable 1.0 m 5.0 m Polea 4.0 m a a A B D T C p D Placa de cubierta Perno de acero Cilindro 60° 60° Cable Tensión de tornillo Poste d2
- 106. 86 CAPÍTULO 1Tensión, compresión y cortante 1.8.11 Una panel de concreto precolado grande para un de- pósito se eleva hasta la posición vertical empleando dos jue- gos de cables en dos líneas de izado, como se muestra en la parte (a) de la figura. El cable 1 tiene una longitud L1 = 22 ft y las distancias a lo largo del panel [consulte la parte (b) de la figura] son a = L1/2 y b = L1/4. Los cables están sujetos en los puntos de izado B y D y el panel se gira con respecto a su base en A. Sin embargo, como el peor de los casos, suponga que el panel se iza momentáneamente arriba del suelo y, por tanto, su peso total debe ser soportado por los cables. Suponiendo que las fuerzas de izado del cable F en cada línea de izado son casi iguales, utilice el modelo simplificado de una mitad del panel de la parte (b) de la figura para realizar su análisis para la po- sición de izado que se muestra. El peso total del panel es W = 85 kips. La orientación del panel se define por los ángulos siguientes: g = 20° y u = 10°. Determine el área de la sección transversal necesaria AC del cable si su esfuerzo a la ruptura es 91 ksi y se desea un factor de seguridad de 4.0 con respecto a la falla. 1.8.12 Una columna de acero de sección circular hueca se soporta sobre una placa de base circular y un pedestal de con- creto (consulte la figura). La columna tiene un diámetro exte- rior d = 250 mm y soporta una carga P = 750 kN. (a) Si el esfuerzo permisible en la columna es 55 MPa, ¿cuál es el espesor mínimo necesario t? Con base en su resul- tado, seleccione un espesor para la columna. (Elija un espesor que sea un entero par, tal como 10, 12, 14,..., en unidades de milímetros). (b) Si el esfuerzo de soporte permisible sobre el pedestal de concreto es 11.5 MPa, ¿cuál es el diámetro mínimo nece- sario D de la placa de base si se diseña para la carga permi- sible Pperm que la columna con el espesor seleccionado puede soportar? 1.8.13 Una pista elevada para trotar está soportada en inter- valos mediante una viga de madera AB (L = 7.5 ft) que está articulada en A y soportada por una barra de acero BC y una arandela de acero en B. Tanto la barra (dBC = 3/16 in) como la arandela (dB = 1.0 in) se diseñaron utilizando una fuerza de tensión en la barra de TBC = 425 lb. La barra se dimensionó empleando un factor de seguridad de 3 contra el alcance del esfuerzo último su = 60 ksi. Se utilizó un esfuerzo de soporte permisible sba = 565 psi para dimensionar el tamaño de la arandela en B. Ahora, se suspenderá una plataforma pequeña HF debajo de una sección de la pista elevada para soportar equipo me- cánico y eléctrico. La carga del equipo consiste en una carga uniforme q = 50 lb/ft y una carga concentrada WE = 175 lb a la mitad del claro de la viga HF. El plan es hacer un agujero por la viga AB en D e instalar la misma barra (dBC) y arandela (dB) tanto en D como en F para soportar la viga HF. (a) Use su y sba para verificar el diseño propuesto para la barra DF y la arandela dF; ¿son aceptables los tamaños de la barra y de la arandela? PROB. 1.8.11 PROB. 1.8.12 (b) A D C B F H y x a b b b2 T2 b1 T1 W 2 — b 2 — g g a u (a) Columna Placa base P P t D d
- 107. CAPÍTULO 1 Problemas87 (b) También vuelva a verificar el esfuerzo normal de ten- sión en la barra BC y el esfuerzo de soporte en B; si cualquiera es inadecuado ante la carga adicional de la plataforma HF, rediséñelos para que cumplan el criterio original de diseño. **1.8.15 Dos barras AB y BC hechas del mismo material so- portan una carga vertical P (consulte la figura). La longitud L de la barra horizontal es fija, pero el ángulo u puede variar moviendo el soporte A verticalmente y cambiando la longitud de la barra AC para que corresponda a la nueva posición del soporte A. Los esfuerzos permisibles en las barras son los mis- mos en tensión y compresión. Podemos observar que cuando se reduce el ángulo u, la barra AC se acorta pero las áreas de las secciones transversales de las dos barras aumentan (debido a que las fuerzas axiales son mayores). Se tienen efectos opuestos si se aumenta el án- gulo u. Por tanto, observamos que el peso de la estructura (que es proporcional al volumen) depende del ángulo u. Determine el ángulo u de manera que la estructura tenga un peso mínimo sin exceder los esfuerzos permisibles en las barras. (Nota: los pesos de las barras son muy pequeños com- parados con la fuerza P y se pueden ignorar). *1.8.14 Una barra plana con ancho b = 60 mm y espesor t = 10 mm está cargada en tensión por una fuerza P (consulte la figura). La barra está sujeta a un soporte por un pasador con diámetro d que pasa por un agujero con el mismo tamaño de la barra. El esfuerzo de tensión permisible sobre la sección transversal neta de la barra es sT = 140 MPa, el esfuerzo cor- tante permisible en el pasador es tS = 80 MPa y el esfuerzo de soporte permisible entre el pasador y la barra es sB = 200 MPa. (a) Determine el diámetro del pasador dm para el cual la carga P será máxima. (b) Determine el valor correspondiente Pmáx de la carga. PROB. 1.8.15 PROB. 1.8.13 PROB. 1.8.14 Estructura original Barra de acero, dBC = in 3 16 — Arandela, dF (igual a D arriba) in 3 16 — Nueva barra de acero dDF = TBC = 425 lb WE = 175 lb q = 50 lb/ft L = 7.5 ft H Arandela dB = 1.0 in Hx Hy L 25 — L 25 — L 2 — L 2 — F A D C B Viga de madera soportando la pista Nueva viga para soportar el equipo d b t P P L P A B C θ
- 108. 88 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Un equipo de perforación petrolera se compone de elementos cargados axialmente que se deben diseñar para una variedad de condiciones de carga, incluidos el peso, el impacto y los efectos de la temperatura.
- 109. secCiÓn 1.1 Introducción ala mecánica de materiales 89 Elementos cargados axialmente ASPECTOS GENERALES DEL CAPÍTULO En este capítulo se describirán otros aspectos de elementos cargados axial- mente, comenzamos con la determinación de los cambios de longitud cau- sados por cargas (secciones 2.2 y 2.3). El cálculo de los cambios de lon- gitud es una parte esencial en el análisis de las estructuras estáticamente indeterminadas, un tema que se introduce en la sección 2.4. Si el elemento está estáticamente indeterminado, debemos aumentar las ecuaciones del equilibrio estático con ecuaciones compatibles (que se basan en relaciones fuerza-desplazamiento) para resolver cualquier incógnita de interés, como reacciones de apoyo o fuerzas internas axiales en elementos. Los cambios de longitud también se deben calcular cuando sea necesario controlar los desplazamientos de una estructura, ya sea por razones estéticas o bien fun- cionales. En la sección 2.5 analizaremos los efectos de la temperatura sobre la longitud de una barra y presentaremos los conceptos de esfuerzo térmico y deformación unitaria térmica. En esta sección también se incluye un aná- lisis de los efectos de desajustes y deformaciones previas. En la sección 2.6 se presentará una visión generalizada de los esfuerzos en barras cargadas axialmente, donde analizamos los esfuerzos sobre secciones inclinadas (a diferencia de las secciones transversales) de barras. Si bien sólo los es- fuerzos normales actúan sobre secciones transversales de barras cargadas axialmente, los esfuerzos normales y cortantes actúan sobre secciones in- clinadas. Los esfuerzos sobre secciones inclinadas de elementos cargados axialmente se investigan como un primer paso hacia una consideración más completa del esfuerzo plano en capítulos posteriores. Luego introducimos varios temas adicionales de importancia en mecánica de materiales, que son: energía de deformación (sección 2.7), carga de impacto (sección 2.8), fatiga (sección 2.9), concentraciones de esfuerzo (sección 2.10) y compor- tamiento no lineal (secciones 2.11 y 2.12). Aunque estos temas se analizan en el contexto de elementos con cargas axiales, su descripción proporciona la base para aplicar los mismos conceptos a otros elementos estructurales, como barras en torsión y vigas en flexión. 89 2
- 110. El capítulo2 está organizado como sigue: 2.1 Introducción 91 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 91 2.3 Cambios de longitud en condiciones no uniformes 100 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 107 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 116 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 128 2.7 Energía de deformación 140 *2.8 Carga de impacto 153 *2.9 Carga repetida y fatiga 162 *2.10 Concentraciones de esfuerzos 164 *2.11 Comportamiento no lineal 170 *2.12 Análisis elastoplástico 175 Resumen y repaso del capítulo 181 Problemas 182 * Temas especiales y/o avanzados 90 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente
- 111. 2.1 INTRODUCCIÓN Los componentes estructuralessometidos sólo a tensión o compresión se conocen como elementos cargados axialmente. Las barras sólidas con ejes longitudinales rectos son el tipo más común, aunque los cables y resortes helicoidales también soportan cargas axiales. Ejemplos de barras cargadas axialmente son los elementos de armaduras, bielas de motores, rayos de ruedas de bicicleta, columnas de edificios y puntales en soportes de moto- res en aeronaves. El comportamiento esfuerzo-deformación unitaria de esos elementos se analizó en el capítulo 1, donde también obtuvimos ecuaciones para los esfuerzos que actúan sobre secciones transversales (s = P/A) y las deformaciones unitarias en direcciones longitudinales ( = d/L). Al determinar los cambios de longitud de elementos cargados axialmente, es conveniente iniciar con un resorte helicoidal (figura 2.1). Los resortes de este tipo se emplean en grandes cantidades, en muchos tipos de máquinas y dispositivos; por ejemplo, en los automóviles hay docenas de ellos. Cuando una carga se aplica a lo largo del eje de un resorte, como se muestra en la figura 2.1, el resorte se alarga o se acorta dependiendo de la dirección de la carga. Si la carga actúa alejándose del resorte, éste se estira y decimos que está cargado en tensión. Si la carga actúa hacia el resorte, éste se acorta y decimos que está en compresión. Sin embargo, no se debe in- ferir a partir de esta terminología que las espiras individuales de un resorte están sometidas a esfuerzos directos de tensión o compresión; más bien, las espiras actúan principalmente en cortante o torsión directa (o torcimiento). No obstante, el estiramiento o acortamiento global de un resorte es análogo al comportamiento de una barra en tensión o compresión, por lo que se usa la misma terminología. Resortes El alargamiento de un resorte se representa en la figura 2.2, donde en la parte superior de la figura se muestra un resorte en su longitud natural L (también denominada longitud sin esfuerzo, longitud relajada o longitud libre) y en la parte inferior de la figura se muestran los efectos al aplicar una carga de tensión. Debido a la acción de la fuerza P, el resorte se alarga una cantidad d y su longitud final resulta L + d. Si el material del resorte es linealmente elástico, la carga y el alargamiento serán proporcionales: fP P k (2.1a,b) donde k y f son constantes de proporcionalidad. La constante k se denomina rigidez del resorte y se define como la fuerza necesaria para producir un alargamiento unitario, es decir, k = P/d. De manera similar, la constante f se conoce como flexibilidad y se define como el alargamiento producido por una carga de valor unitario, es decir, f = d/P. Aunque para este análisis empleamos un resorte en tensión, es secciÓn 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 91 2.2 CAMBIOS DE LONGITUD DE ELEMENTOS CARGADOS AXIALMENTE Figura 2.1 Resorte sometido a una carga axial P. P Figura 2.2 Alargamiento de un resorte cargado axialmente. L P d
- 112. 92 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Secciones transversales sólidas Secciones transversales huecas o tubulares Secciones transversales abiertas de pared delgada obvio que las ecuaciones (2.1a) y (2.1b) también se aplican a resortes en compresión. De la explicación anterior es evidente que la rigidez y la flexibilidad de un resorte son recíprocas entre sí: f 1 k k 1 f (2.2a,b) La flexibilidad de un resorte se puede determinar fácilmente midiendo el alargamiento producido por una carga conocida y luego la rigidez se puede calcular con la ecuación (2.2a). Otros términos para la rigidez y la flexibi- lidad de un resorte son la constante del resorte y la docilidad, respectiva- mente. Las propiedades de un resorte definidas por las ecuaciones (2.1) y (2.2) se pueden utilizar en el análisis y diseño de varios dispositivos mecánicos que contengan resortes, como se ilustra en el ejemplo 2.1. Barras prismáticas Las barras cargadas axialmente se alargan bajo cargas de tensión y se acor- tan con cargas de compresión, como lo hacen los resortes. Para analizar este comportamiento consideremos la barra prismática que se muestra en la fi- gura 2.3. Una barra prismática es un elemento estructural que tiene un eje longitudinal recto y una sección transversal constante en toda su longitud. Aunque con frecuencia empleamos barras circulares en nuestros ejemplos, debemos tener en cuenta que los elementos estructurales pueden tener una variedad de formas en sus secciones transversales, como las mostradas en la figura 2.4. El alargamiento d de una barra prismática sometida a una carga de tensión P se muestra en la figura 2.5. Si la carga actúa en el centroide de la sección transversal extrema, el esfuerzo normal uniforme en secciones transversales alejadas de los extremos está dado por la fórmula s = P/A, donde A es el área de la sección transversal. Además, si la barra está hecha de un material homogéneo, la deformación unitaria axial es = d/L, donde d es el alargamiento y L es la longitud de la barra. También supongamos que el material es linealmente elástico, lo cual significa que obedece la ley de Hooke, entonces los esfuerzos y las defor- maciones unitarias están relacionadas por la ecuación s = E, donde E es el módulo de elasticidad. Al combinar estas relaciones básicas, obtenemos la siguiente ecuación para el alargamiento de la barra: E PL A (2.3) Esta ecuación indica que el alargamiento es directamente proporcional a la carga P y a la longitud L e inversamente proporcional al módulo de elastici- dad E y al área de la sección transversal A. El producto EA se conoce como rigidez axial de la barra. Aunque la ecuación (2.3) fue deducida para un elemento en tensión, también se aplica a uno en compresión, caso en el cual d representa el acor- tamiento de la barra. En general sabemos por inspección si un elemento se Figura 2.3 Barra prismática con sección transversal circular. P Figura 2.4 Secciones transversales comunes de elementos estructurales. Figura 2.5 Alargamiento de una barra prismática en tensión. P L d
- 113. alarga o seacorta; sin embargo, hay ocasiones cuando es necesaria una con- vención de signos (por ejemplo, cuando se analiza una barra estáticamente indeterminada). En ese caso es usual que el alargamiento se tome positivo y el acortamiento como negativo. El cambio de longitud de una barra por lo general es muy pequeño en comparación con su longitud, en especial cuando el material es un metal es- tructural, como el acero o el aluminio. Como ejemplo considere un puntal de aluminio de 75 in de longitud sometido a un esfuerzo de compresión mode- rado de 7000 psi. Si el módulo de elasticidad es 10,500 ksi, el acortamiento del puntal (de la ecuación 2.3 con P/A reemplazada por s) es d = 0.050 in. En consecuencia, la razón entre el cambio de longitud y la longitud original es 0.05/75, o 1/1500, y la longitud final es 0.999 multiplicado por la lon- gitud original. En condiciones similares a la anterior, podemos utilizar la longitud original de una barra (en lugar de la longitud final) en los cálculos. La rigidez y la flexibilidad de una barra prismática se definen de la misma manera que se hizo para un resorte. La rigidez es la fuerza necesaria para producir un alargamiento unitario, o P/d, y la flexibilidad es su alar- gamiento debido a una carga unitaria, o d/P. Por tanto, de la ecuación (2.3) observamos que la rigidez y la flexibilidad de una barra prismática son, respectivamente, f E L A k E L A (2.4a,b) Las rigideces y flexibilidades de elementos estructurales, incluyendo las dadas por las ecuaciones (2.4a) y (2.4b), tienen una función especial en el análisis de estructuras grandes mediante métodos computacionales. Cables Los cables se utilizan para transmitir fuerzas grandes de tensión, por ejem- plo, al levantar y jalar objetos pesados, subir elevadores, atirantar torres y soportar puentes colgantes. A diferencia de los resortes y las barras pris- máticas, los cables no pueden resistir la compresión. Además, tienen poca resistencia a la flexión y, por tanto, pueden ser curvos y rectos. No obstante, un cable se considera como un elemento cargado axialmente debido a que se somete sólo a fuerzas de tensión. Como las fuerzas de tensión en un cable están dirigidas a lo largo de su eje, pueden variar tanto en dirección como en magnitud, dependiendo de la configuración del cable. Los cables se construyen a partir de un número grande de alambres arrollados de alguna forma particular. Aunque se dispone de muchas confi- guraciones dependiendo de cómo se utilice el cable, un tipo común, como se muestra en la figura 2.6, se forma por seis torones enrrollados helicoidal mente alrededor de un torón central. Cada torón a su vez está construido por muchos alambres, también enrrollados helicoidalmente. Por esta razón, a los cables a menudo se les refiere como cuerdas de alambre. El área de la sección transversal de un cable es igual al área de la sec- ción transversal total de los alambres individuales, denominada área efec- tiva o área metálica. Ésta es menor que el área de un círculo que tiene el mismo diámetro que el cable debido a los espacios entre los alambres indi- Cables de acero sobre una polea secCiÓn 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 93 Figura 2.6 Configuración típica de torones y alambres en un cable de acero.
- 114. 94 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente viduales. Por ejemplo, el área de la sección transversal real (área efectiva) de un cable particular de 1.0 in de diámetro sólo es 0.471 in2 , en tanto que el área de un círculo de 1.0 in de diámetro es 0.785 in2 . Con la misma carga de tensión, el alargamiento de un cable es mayor que el de una barra sólida del mismo material e igual área de la seccción transversal metálica, debido a que los alambres en un cable “se aprietan” de la misma manera que las fibras en una cuerda. Por tanto, el módulo de elasticidad (denominado módulo efectivo) de un cable es menor que el mó- dulo del material del que está hecho. El módulo efectivo de cables de acero es aproximadamente 20,000 ksi (140 GPa), mientras que el acero tiene un módulo de aproximadamente 30,000 ksi (210 GPa). Al determinar el alargamiento de un cable a partir de la ecuación (2.3) se debe emplear el módulo efectivo para E y el área efectiva para A. En la práctica las dimensiones de la sección transversal y otras pro- piedades de los cables se obtienen de los fabricantes. Sin embargo, para resolver problemas en este libro (y definitivamente no para aplicaciones en ingeniería) en la tabla 2.1 se dan las propiedades de un tipo particular de cable. Observe que en la última columna se da la carga última, que es la carga que ocasionaría que el cable se rompa. La carga permisible se obtiene a partir de la carga última aplicando un factor de seguridad que puede variar de 3 a 10, dependiendo de cómo se utilice el cable. Los alambres indivi- duales en un cable por lo general se hacen con acero de alta resistencia y el esfuerzo de tensión calculado en la carga de rompimiento puede ser tan alto como 200,000 psi (1400 MPa). Los siguientes ejemplos ilustran técnicas para analizar dispositivos simples que contienen resortes y barras. Las soluciones requieren utilizar diagramas de cuerpo libre, ecuaciones de equilibrio y ecuaciones para cam- bios de longitud. Los problemas al final del capítulo proporcionan muchos ejemplos adicionales. TABLA 2.1 PROPIEDADES DE CABLES DE ACERO* Diámetro nominal in (mm) lb/ft (N/m) 2 in (mm ) 2 (kN) lb 0.50 (12) 0.42 (6.1) 0.119 (76.7) 23,100 (102) 0.75 (20) 0.95 (13.9) 0.268 (173) 51,900 (231) 1.00 (25) 1.67 (24.4) 0.471 (304) 91,300 (406) 1.25 (32) 2.64 (38.5) 0.745 (481) 144,000 (641) 1.50 (38) 3.83 (55.9) 1.08 (697) 209,000 (930) 1.75 (44) 5.24 (76.4) 1.47 (948) 285,000 (1260) 2.00 (50) 6.84 (99.8) 1.92 (1230) 372,000 (1650) * Para emplearse únicamente con el fin de resolver problemas en este libro. Peso aproximado Área efectiva Carga última
- 115. Un marco rígidoABC en forma de “L” consiste de un brazo horizontal AB (longitud b = 10.5 in) y un brazo vertical BC (longitud c = 6.4 in) tiene una articulación en el punto B, como se muestra en la figura 2.7a. La articulación está unida al marco exterior BCD, que está montado sobre una mesa de laboratorio. La posición del índice en C se controla mediante un resorte (rigidez k = 4.2 lb/in) que está conec- tado a una barra roscada. La posición de la barra roscada se ajusta girando la tuerca moleteada. El paso de las rosca (es decir, la distancia de un hilo al siguiente es p = 1/16 in, lo cual significa que una revolución completa de la tuerca moverá la barra en esa misma cantidad. Al inicio, cuando no hay un peso sobre la varilla de suspensión, la tuerca se gira hasta que el índice en el extremo del brazo BC esté directamente sobre la marca de referencia en el marco exterior. Si se coloca un peso W = 2 lb sobre la varilla de suspensión en A, ¿cuántas revoluciones de la tuerca se requieren para regresar el índice a la marca? (Las defor- secCiÓn 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 95 Ejemplo 2.1 Figura 2.7 Ejemplo 2.1. (a) Marco rígido ABC en forma de “L” sujeto al marco exterior BCD por una articulación en B y (b) diagrama de cuerpo libre del marco ABC. continúa Resorte Tuerca moleteada Varilla de suspensión Marco Barra roscada c b C D W A (a) B b C B A W W F F (b) c
- 116. 96 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente maciones de las partes metálicas del dispositivo se pueden ignorar debido a que son despreciables con respecto al cambio de longitud del resorte.) Solución Al inspeccionar el dispositivo (figura 2.7a) se observa que el peso W que actúa hacia abajo ocasionará que el índice se mueva a la derecha. Cuando el índice se mueve a la derecha, el resorte se estira en una cantidad adicional que podemos de- terminar a partir de la fuerza en el resorte. Para determinar la fuerza en el resorte elaboramos un diagrama de cuerpo libre del marco ABC (figura 2.7b). En este diagrama, W representa la fuerza aplicada por la varilla de suspensión y F la fuerza aplicada por el resorte. Las reacciones en la ar- ticulación se indican con rayas pequeñas a través de las flechas (consulte el análisis de reacciones en la sección 1.8). Tomando momentos con respecto al punto B da F W c b (a) El alargamiento correspondiente del resorte (de la ecuación 2.1a) es d F k W ck b (b) Para regresar el indicador a la marca debemos girar la tuerca las vueltas necesarias para mover la barra roscada hacia la izquierda, una cantidad igual al alargamiento del resorte. Como cada vuelta completa de la tuerca mueve la barra una distancia igual al paso p, el movimiento total de la barra es igual a np, donde n es el número de vueltas. Por tanto, np d W ck b (c) de donde obtenemos la fórmula siguiente para el número de revoluciones de la tuerca: n c W k b p (d)) Resultados numéricos. Como paso final en la solución, sustituimos los datos numéricos dados en la ecuación (d), como sigue: n c W k b p 12.5 revoluciones (2 lb)(10.5 in) (6.4 in)(4.2 lb/in)(1/16 in) Este resultado indica que si giramos la tuerca 12.5 revoluciones, la barra roscada avanzara hacia la izquierda una cantidad igual al alargamiento del resorte causado por la carga de 2 lb, así el indicador regresa a la marca de referencia.
- 117. El dispositivo quese muestra en la figura 2.8a consiste en una viga horizontal ABC soportada por dos barras verticales BD y CE. La barra CE está articulada en sus dos extremos pero la barra BD está empotrada en su cimentación en su extremo inferior. La distancia de A a B es 450 mm y de B a C es 225 mm. Las barras BD y CE tienen longitudes de 480 mm y 600 mm, respectivamente, y las áreas de sus secciones transversales son 1020 mm2 y 520 mm2 , respectivamente. Las barras están hechas de acero que tiene un módulo de elasticidad E = 205 GPa. Suponga que la viga ABC es rígida, calcule la carga máxima permisible Pmáx si el desplazamiento del punto A se limita a 1.0 mm. secCiÓn 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 97 Ejemplo 2.2 continúa Figura 2.8 Ejemplo 2.2. Viga horizontal ABC soportada por dos barras verticales. (a) P A B C D E 450 mm 120 mm 225 mm 600 mm (b) P A B H FBD FCE C 450 mm 225 mm (c) A B A B C' C A' B' 450 mm 225 mm BD CE A d d d a
- 118. 98 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Solución Para calcular el desplazamiento del punto A, necesitamos conocer los despla- zamientos de los puntos B y C. Por tanto, debemos encontrar los cambios en las longitudes de las barras BD y CE empleando la ecuación general d = PL/EA (ecua- ción 2.3). Iniciamos determinando las fuerzas en las barras a partir de un diagrama de cuerpo libre de la viga (figura 2.8b). Como la barra CE está articulada en sus dos extremos, es un elemento con “dos fuerzas” y sólo transmite una fuerza vertical FCE a la viga. Sin embargo, la barra BD puede transmitir tanto una fuerza vertical FBD como una fuerza horizontal H. De acuerdo con el equilibrio de la viga ABC en la dirección horizontal, observamos que no existe la fuerza horizontal. Dos ecuaciones adicionales de equilibrio nos permiten expresar las fuerzas FBD y FCE en términos de la carga P. Entonces, tomando momentos con respecto al punto B y luego sumando fuerzas en la dirección vertical, determinamos FCE 2P FBD 3P (a) Observe que la fuerza FCE actúa hacia abajo sobre la barra ABC y que la fuerza FBD actúa hacia arriba. Por tanto, el elemento CE está en tensión y el elemento BD en compresión. El acortamiento del elemento BD es dBD F E BD A L BD BD 6.887P 10 6 mm (P newtons) (3P)(480 mm) (205 GPa)(1020 mm2 ) (b) Observe que el acortamiento dBD se expresa en milímetros, siempre que la carga P se exprese en newtons. De manera similar, el alargamiento del elemento CE es dCE F E CE A L C C E E 11.26P 10 6 mm (P newtons) (2P)(600 mm) (205 GPa)(520 mm2 ) (c) Una vez más, el desplazamiento se expresa en milímetros siempre que la carga P se exprese en newtons. Conociendo los cambios en las longitudes de las dos barras, ahora podemos expresar el desplazamiento del punto A. Diagrama de desplazamiento. El trazo del diagrama de desplazamiento que muestra las posiciones relativas de los puntos A, B y C se observa en la figura 2.8c. La línea ABC representa la alineación original de los tres puntos. Después de la aplicación de la carga P, el elemento BD se acorta en una cantidad dBD y el punto B se mueve a B9. Asimismo, el elemento CE se alarga en una cantidad dCE y el punto C se mueve a C9. Como se supone que la viga ABC es rígida, los puntos A′, B′ y C′ se encuentran en una línea recta. Por claridad, en el diagrama los desplazamientos están muy exagerados. En realidad, la línea ABC gira un ángulo muy pequeño hasta su nueva posición A′B′C′ (consulte la nota 2 al final de este ejemplo). Figura 2.8c (Repetida.) (c) A B A B C' C A' B' 450 mm 225 mm BD CE A d d d a
- 119. Utilizando triángulos semejantes,ahora podemos encontrar las relaciones entre los desplazamientos en los puntos A, B y C. De los triángulos A′A′′C′ y B′B′′C′ obtenemos A A C A B B C B o 4 d 5 A 0 d 2 C 2 E 5 dBD 225 dCE (d) en donde todos los términos están expresados en milímetros. Sustituyendo los valores de dBD y dCE de las ecuaciones (b) y (c), se obtiene 6.887P 10 6 11.26P 10 6 225 dA 11.26P 10 6 450 225 Por último, sustituimos dA por su valor limite de 1.0 mm y despejamos la carga P de la ecuación. El resultado es P Pmáx 23,200 N (o 23.2 kN) Cuando la carga alcanza este valor, el desplazamiento hacia abajo en el punto A es 1.0 mm. Nota 1: como la estructura se comporta de una manera linealmente elástica, los desplazamientos son proporcionales a la magnitud de la carga. Por ejemplo, si la carga es la mitad de Pmáx, o sea, si P = 11.6 kN, el desplazamiento hacia abajo del punto A es 0.5 mm. Nota 2: para verificar nuestra premisa de que la recta ABC gira un ángulo muy pequeño, podemos calcular el ángulo de rotación a a partir del diagrama de despla- zamiento (figura 2.8c), como se muestra: tan a A A C A d 6 A 75 m d m CE (e) El desplazamiento dA del punto A es 1.0 mm y el alargamiento dCE de la barra CE se determina con la ecuación (c) sustituyendo P = 23 200 N; el resultado es dCE = 0.261 mm. Por tanto, de la ecuación (e) obtenemos tan a 1 6 .2 7 6 5 1 m m m m 0.001868 1.0 mm 0.261 mm 675 mm de donde a = 0.11°. Este ángulo es tan pequeño que si intentáramos trazar el diagra- ma a escala, no seríamos capaces de distinguir entre la línea original ABC y la línea girada A′B′C′. Entonces, al trabajar con diagramas de desplazamiento es usual considerar que los desplazamientos son cantidades muy pequeñas y por ello debemos simplificar la geometría. En este ejemplo se supuso que los puntos A, B y C sólo se movieron verticalmente, en tanto que si los desplazamientos fueran grandes, tendríamos que secCiÓn 2.2 Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 99 Figura 2.8c (Repetida.) (c) A B A B C' C A' B' 450 mm 225 mm BD CE A d d d a
- 120. 100 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente considerar que se mueven a lo largo de trayectorias curvas. Cuando una barra prismática de material linealmente elástico se carga sólo en sus extremos, podemos obtener su cambio de longitud a partir de la ecua- ción d = PL/EA, como se describió en la sección anterior. En esta sección veremos cómo esta misma ecuación se puede utilizar en situaciones más generales. Barras con cargas axiales intermedias Suponga, por ejemplo, que una barra prismática se carga con una o más cargas axiales que actúan en puntos intermedios a lo largo de su eje (figura 2.9a). Podemos determinar el cambio de longitud de esta barra sumando algebraicamente los alargamientos y acortamientos de los segmentos indi- viduales. El procedimiento es el siguiente. 1. Identifique los segmentos de la barra (segmentos AB, BC y CD) como los segmentos 1, 2 y 3, respectivamente. 2. Determine las fuerzas axiales internas N1, N2 y N3 en los segmentos 1, 2 y 3, respectivamente, a partir de los diagramas de cuerpo libre de las figuras 2.9b, c y d. Observe que las fuerzas axiales internas se denotan con la letra N para distinguirlas de las cargas externas P. Sumando fuerzas en la dirección vertical obtenemos las siguientes expresiones para las fuerzas axiales: N1 PB PC PD N2 PC PD N3 PD Al escribir estas ecuaciones empleamos la convención de signos de la sec- ción anterior (las fuerzas axiales internas son positivas cuando son de tensión y negativas cuando son de compresión). Figura 2.9 (a) Barra con cargas externas que actúan en puntos intermedios; (b), (c) y (d) diagramas de cuerpo libre que muestran las fuerzas axiales internas N1, N2 y N3. PB B C D A L1 L3 L2 PC PC PC PD PB B C D PD N2 N1 C D PD N3 D PD (b) (c) (d) (a) 2.3 CAMBIOS DE LONGITUD EN CONDICIONES NO UNIFORMES
- 121. 3. Determinelos cambios en las longitudes de los segmentos con la ecua- ción (2.3): d1 N E 1L A 1 d2 N E 2L A 2 d3 N E 3L A 3 en donde L1, L2 y L3 son las longitudes de los segmentos y EA es la rigidez axial de la barra. 4. Sume d1, d2 y d3 para obtener d, que es el cambio en longitud de toda la barra: d 3 i 1 di d1 d2 d3 Como ya se explicó, los cambios en las longitudes se deben sumar algebrai- camente, considerando positivos los alargamientos y negativos los acorta- mientos. Barras que consisten en segmentos prismáticos Este mismo enfoque general se puede emplear cuando la barra consiste de varios segmentos prismáticos, cada uno con fuerzas axiales distintas, diá- metros y materiales diferentes (figura 2.10). El cambio de longitud se puede obtener mediante la ecuación n i 1 N E i i L Ai i (2.5) en donde el subíndice i es un índice numerador para los distintos segmentos de la barra y n es el número total de segmentos. Observe en especial que Ni no es una carga externa sino que es la fuerza axial interna en el segmento i. Barras con cargas o dimensiones que varían continuamente En ocasiones la fuerza axial N y el área de la sección transversal A varían continuamente a lo largo del eje de la barra, como se ilustra mediante la barra ahusada de la figura 2.11a. Ésta no sólo tiene un área de su sección transversal que varía continuamente, sino también una fuerza axial que cambia continuamente. En esta ilustración la carga consiste en dos partes, una fuerza única PB que actúa en el extremo B de la barra y fuerzas distribui- das p(x) que actúan a lo largo del eje. (Una fuerza distribuida tiene unidades de fuerza por unidad de distancia, como libras por pulgada o newtons por metro). Una carga axial distribuida podría ser resultado de factores como fuerzas centrífugas, fuerzas de fricción o el peso de una barra que cuelga en una posición vertical. En estas condiciones ya no podemos emplear la ecuación (2.5) para obte- ner el cambio de longitud, sino que debemos determinar el cambio de longitud de un elemento diferencial de la barra y luego integrarlo sobre su longitud. Para hacer esto seleccionamos un elemento diferencial a una distancia x desde el extremo izquierdo de la barra (figura 2.11a). La fuerza axial in- terna N(x) que actúa sobre esta sección transversal (figura 2.11b) se puede determinar a partir del equilibrio utilizando ya sea el segmento AC o bien el CB como un cuerpo libre. En general, esta fuerza es una función de x. Además, si conocemos las dimensiones de la barra, podemos expresar el área de la sección transversal A(x) como una función de x. Figura 2.10 Barra formada por segmentos prismáticos que tienen fuerzas axiales distintas, dimensiones y materiales diferentes. secCiÓn 2.3 Cambios de longitud en condiciones no uniformes 101 L2 L1 PA E1 E2 A B C PB
- 122. 102 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente El alargamiento dd del elemento diferencial (figura 2.11c) se puede obtener a partir de la ecuación d = PL/EA sustituyendo N(x) por P, dx por L y A(x) por A, como sigue: d N E (x A ) (x d ) x (2.6) El alargamiento de toda la barra se obtiene integrando sobre la longitud: d L 0 d L 0 N E ( A x) ( d x) x (2.7) Si las expresiones para N(x) y A(x) no son muy complicadas, la integral se puede evaluar de manera analítica y se obtiene una fórmula para d, como se ilustra más adelante en el ejemplo 2.4. Sin embargo, si la integración formal es difícil o imposible, se utilizará un método numérico para su evaluación. Limitaciones Las ecuaciones (2.5) y (2.7) sólo se aplican a barras hechas de materia- les linealmente elásticos, como se muestra por la presencia del módulo de elasticidad E en las fórmulas. Además, la fórmula d = PL/EA se obtuvo suponiendo que la distribución de esfuerzos es uniforme sobre cada sección transversal (debido a que se basa en la fórmula s = P/A). Esta suposición es válida para barras prismáticas pero no para barras ahusadas, y por tanto la ecuación (2.7) da resultados satisfactorios para una barra ahusada sólo si el ángulo entre los lados de la barra es pequeño. Como ilustración, si el ángulo entre los lados de una barra es 20°, el esfuerzo calculado con la expresión s = P/A (en una sección transversal seleccionada arbitrariamente) es 3 por ciento menor que el esfuerzo exac- to para la misma sección transversal (calculada mediante métodos más avanzados). Para ángulos menores el error es aún menor. En consecuencia, podemos decir que la ecuación (2.7) es satisfactoria si el ángulo de ahusa- miento es pequeño. Si el ahusamiento es grande, se necesitan métodos de análisis más exactos (referencia 2.1). Los ejemplos siguientes ilustran la determinación de los cambios de longitudes de barras no uniformes. Figura 2.11 Barra con área de su sección transversal variable y fuerza axial variable. PB B C A dx C dx x L C A x N(x) p( p(x) N(x) N(x) x) (a) (b) (c)
- 123. Ejemplo 2.3 Una barrade acero ABC vertical está soportada por un pasador en su extremo supe- rior y cargada por una fuerza P1 en su extremo inferior (figura 2.12a). Una viga hori- zontal BDE está conectada con un perno a la barra vertical en la unión B y soportada en el punto D. La barra soporta una carga P2 en el extremo E. La parte superior de la barra vertical (segmento AB) tiene una longitud L1 = 20.0 in y un área de sección transversal A1 = 0.25 in2 ; la parte inferior (segmento BC) tiene una longitud L2 = 34.8 in y área A2 = 0.15 in2 . El módulo de elasticidad E del acero es 29.0 × 106 psi. Las partes izquierda y derecha de la viga BDE tienen longitudes a = 28 in y b = 25 in, respectivamente. Calcule el desplazamiento vertical dC en el punto C si la carga P1 = 2100 lb y la carga P2 = 5600 lb. (No tome en cuenta los pesos de la barra y la viga.) secCiÓn 2.3 Cambios de longitud en condiciones no uniformes 103 continúa Figura 2.12 Ejemplo 2.3. Cambio de longitud de una barra no uniforme (barra ABC). (a) b P2 A2 A1 L1 L2 a A B D E C P1 (b) (c) b P2 a B D E P3 RD A B C P1 RA P3
- 124. 104 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Solución Fuerzas axiales en la barra ABC. De la figura 2.12a observamos que el des- plazamiento del punto C es igual al cambio de longitud de la barra ABC. Por tanto, debemos determinar las fuerzas axiales en los dos segmentos de esta barra. La fuerza axial N2 en el segmento inferior es igual a la carga P1. La fuerza axial N1 en el segmento superior se puede determinar si conocemos la reacción vertical en A o bien la fuerza aplicada a la barra por la viga. Esta última fuerza se puede obtener de un diagrama de cuerpo libre de la viga (figura 2.12b), en donde la fuerza que actúa sobre la viga (de la barra vertical) se denota P3 y la reacción vertical en el apoyo D se denota RD. No hay fuerzas horizontales que actúen entre la barra y la viga, como se observa en un diagrama de cuerpo libre de la barra vertical (figura 2.12c). Por tanto, no hay reacción horizontal en el apoyo D de la viga. Tomando momentos con respecto al punto D para el diagrama de cuerpo libre de la viga (figura 2.12b), se obtiene P3 P a 2b 5000 lb (5600 lb)(25.0 in) 28.0 in (a) Esta fuerza actúa hacia abajo sobre la viga (figura 2.12b) y hacia arriba sobre la barra vertical (figura 2.12c). Ahora podemos determinar la reacción hacia abajo en el apoyo A (figura 2.12c): RA P3 P1 5000 lb 2100 lb 2900 lb (b) La parte superior de la barra vertical (segmento AB) está sometida a una fuerza axial de compresión N1 igual a RA o 2900 lb. La parte inferior (segmento BC) soporta una fuerza axial de tensión N2 igual a P1 o 2100 lb. Nota: como una alternativa para los cálculos anteriores podemos obtener la reacción RA de un diagrama de cuerpo libre de toda la estructura (en vez de a partir del diagrama de cuerpo libre de la viga BDE). Cambios de longitud: considerando positiva la tensión, la ecuación (2.5) da d n i 1 N Ei i A L i i N E 1 A L 1 1 N E 2 A L 2 2 0.0080 in 0.0168 in 0.0088 in (2100 lb)(34.8 in) (29.0 106 psi)(0.15 in2 ) ( 2900 lb)(20.0 in) (29.0 106 psi)(0.25 in2 ) (c) en donde d es el cambio de longitud de la barra ABC. Como d es positiva, la barra se alarga. El desplazamiento del punto C es igual al cambio de longitud de la barra: dC 0.0088 in Este desplazamiento es hacia abajo.
- 125. Una barra cónicaAB con sección transversal circular sólida y longitud L (figura 2.13a) está empotrada en el extremo B y sometida a una carga de tensión P en su extremo libre A. Los diámetros de la barra en los extremos A y B son dA y dB, res- pectivamente. Determine el alargamiento de la barra debido a la carga P, suponga que el án- gulo de conicidad es pequeño. Ejemplo 2.4 Figura 2.13 Ejemplo 2.4. Cambio de longitud de una barra cónica con sección transversal sólida. Solución La barra analizada en este ejemplo tiene una fuerza axial constante (igual a la carga P) en toda su longitud. Sin embargo, el área de su sección transversal varía continuamente de un extremo al otro. Por tanto, debemos integrar (consulte la ecua- ción 2.7) para determinar el cambio de su longitud. Área de la sección transversal: el primer paso en la solución es obtener una expresión para el área de la sección transversal A(x) en cualquier sección transversal de la barra. Para este fin, debemos establecer un origen para la coordenada x. Una posibilidad es colocar el origen de las coordenadas en el extremo libre A de la barra. Sin embargo, las integraciones que se realizarán se simplificarán ligeramente si ubi- camos el origen de las coordenadas ampliando los lados de la barra cónica hasta que se unan en el punto O, como se muestra en la figura 2.13b. Las distancias LA y LB desde el origen O hasta los extremos A y B, respectiva- mente, están dadas por la razón L L A B d d A B (a) obtenida de triángulos semejantes en la figura 2.13b. También por triángulos seme- jantes obtenemos la razón entre diámetro d(x) y la distancia x desde el origen hasta el diámetro dA en el extremo pequeño de la barra: d d ( A x) L x A o d(x) d L A A x (b) Por tanto, el área de la sección transversal a la distancia x desde el origen es A(x) p[d 4 (x)]2 p 4 d L 2 A 2 A x2 (c) continúa secCiÓn 2.3 Cambios de longitud en condiciones no uniformes 105 P L B A dA dB dx x LA O LB L d(x) dB dA ) b ( ) a ( B A
- 126. 106 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Cambio de longitud. Ahora sustituimos la expresión para A(x) en la ecuación (2.7) y obtenemos el alargamiento d: d N E ( A x ( ) x d ) x LB LA P E d (p x( d 4 2 A L x 2 A 2 ) ) p 4P E L d 2 A 2 A LB LA d x x 2 (d) Al realizar la integración (consulte la fórmulas de integración en el apéndice C) y sustituir los límites, obtenemos d p 4P E L d 2 A 2 A 1 x LB LA p 4P E L d 2 A 2 A L 1 A L 1 B (e) Esta expresión para d puede simplificarse observando que L 1 A L 1 B LB LALB LA LA L LB (f) Por tanto, la ecuación para d se transforma en d p 4 E P d L 2 A L L A B (g) Por último, sustituimos LA/LB = dA/dB (consulte la ecuación a) y obtenemos d pE 4P dA L dB (2.8) Esta fórmula proporciona el alargamiento de la barra ahusada con sección trans- versal circular. Al sustituir valores numéricos podemos determinar el cambio de longitud para cualquiera barra particular. Nota 1: un error común es suponer que el alargamiento de una barra cónica se puede determinar calculando el alargamiento de una barra prismática que tenga la misma área de sección transversal que la sección media de la barra cónica. Exami- nando la ecuación (2.8) se demuestra que esta idea no es válida. Nota 2: la fórmula anterior para una barra cónica (ecuación 2.8) se puede re- ducir para el caso especial de una barra prismática sustituyendo dA = dB = d. El resultado es d p 4 E P d L 2 E PL A que sabemos que es correcta. Una fórmula general como la ecuación (2.8) se debe verificar si es posible para comprobar que se reduce a resultados conocidos para casos especiales. Si la reduc- ción no produce un resultado correcto, la fórmula original está errada. Si se obtiene un resultado correcto, la fórmula original aún puede ser incorrecta pero aumenta nuestra confianza en ella. En otras palabras, este tipo de verificación es una condi- ción necesaria pero insuficiente para que la fórmula original sea correcta.
- 127. Los resortes, lasbarras y los cables que se describieron en las secciones anteriores tienen una característica importante en común: sus reacciones y fuerzas internas se pueden determinar únicamente a partir de diagramas de cuerpo libre y ecuaciones de equilibrio. A las estructuras de este tipo se les clasifica como estáticamente determinadas. Debemos destacar que las fuerzas en una estructura estáticamente determinada se pueden determinar sin conocer las propiedades de los materiales. Considere, por ejemplo, la barra AB que se muestra en la figura 2.14. Los cálculos para las fuerzas axiales internas en las dos partes de la barra, así como para la reacción R en la base, son independientes del material de que está hecha la barra. La mayor parte de las estructuras son más complejas que la barra de la figura 2.14 y no se pueden determinar sus reacciones y fuerzas internas sólo mediante la estática. Esta situación se ilustra en la figura 2.15, que muestra una barra AB empotrada en los dos extremos. Ahora hay dos reacciones verticales (RA y RB) pero sólo una ecuación de equilibrio útil, la ecuación de la suma de fuerzas en la dirección vertical. Dado que esta ecuación contiene dos incógnitas, no es suficiente para determinar las reacciones. Las estruc- turas de este tipo se clasifican como estáticamente indeterminadas y para su análisis debemos completar las ecuaciones de equilibrio con ecuaciones adicionales que contengan los desplazamientos de la estructura. Para ver cómo se analiza una estructura estáticamente indeterminada, considere el ejemplo de la figura 2.16a. La barra prismática AB está fija sobre apoyos rígidos en sus dos extremos y cargada axialmente mediante una fuerza P en un punto intermedio C. Como ya se explicó, no se pueden determinar las reacciones RA y RB sólo mediante la estática, debido a que sólo disponemos de una ecuación de equilibrio: Fvert 0 RA P RB 0 (a) Se necesita una ecuación adicional para resolver las dos reacciones desco- nocidas. La ecuación adicional se basa en la observación de que una barra con sus dos extremos fijos no cambia de longitud. Si separamos la barra de sus apoyos (figura 2.16b) obtenemos una barra que está libre en sus extremos y cargada por las tres fuerzas RA, RB y P. Éstas ocasionan que la barra cambie de longitud en una cantidad dAB, que debe ser igual a cero: dAB 0 (b) Esta ecuación, denominada ecuación de compatibilidad, expresa el hecho de que el cambio de longitud de la barra debe ser compatible con las con- diciones de apoyo. A fin de resolver las ecuaciones (a) y (b), ahora debemos expresar la ecuación de compatibilidad en términos de las fuerzas desconocidas RA y RB. Las relaciones entre las fuerzas que actúan sobre una barra y sus cam- bios de longitud se conocen como relaciones fuerza-desplazamiento. És- 2.4 ESTRUCTURAS ESTÁTICAMENTE INDETERMINADAS Figura 2.14 Barra estáticamente determinada. Figura 2.15 Barra estáticamente indeterminada. secCiÓn 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 107 P1 P2 R A B RA RB P A B
- 128. 108 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente RA RB A C B a b RA RB A C B P P (b) (a) L tas tienen varias formas dependiendo de las propiedades del material, si éste es linealmente elástico se puede utilizar la ecuación d = PL/EA para obtener las relaciones fuerza-desplazamiento. Supongamos que la barra de la figura 2.16 tiene un área de la sección transversal A y está hecha de un material con módulo de elasticidad E. En- tonces, los cambios en las longitudes de los segmentos superior e inferior de la barra son, respectivamente, dAC R E A A a dCB R E B A b (c,d) donde el signo menos indica un acortamiento de la barra. Las ecuaciones (c) y (d) son las relaciones fuerza-desplazamiento. Ahora estamos listos para resolver simultáneamente los tres conjuntos de ecuaciones (la ecuación de equilibrio, la ecuación de compatibilidad y las relaciones fuerza-desplazamiento). En este caso, iniciamos combi- nando las relaciones fuerza-desplazamiento con la ecuación de compati bilidad: dAB dAC dCB R E A A a R E B A b 0 (e) Observe que esta ecuación contiene las dos reacciones como incógnitas. El paso siguiente es resolver simultáneamente la ecuación de equilibrio (ecuación a) y la ecuación anterior (ecuación e). Los resultados son RA P L b RB P L a (2.9a,b) Conocidas las reacciones, se pueden determinar todas las cantidades de las otras fuerzas y desplazamientos. Suponga, por ejemplo, que queremos encontrar el desplazamiento hacia abajo dC del punto C. Este desplazamien- to es igual al alargamiento del segmento AC: dC dAC R E A A a L P E ab A (2.10) Además, podemos determinar directamente los esfuerzos en los dos seg- mentos de la barra a partir de las fuerzas axiales internas (por ejemplo, sAC = RA/A = Pb/AL). Comentarios generales Del estudio anterior observamos que el análisis de una estructura estática- mente indeterminada comprende plantear y resolver ecuaciones de equi- librio, ecuaciones de compatibilidad y relaciones fuerza-desplazamiento. Las ecuaciones de equilibrio relacionan las cargas que actúan sobre la es- tructura con las fuerzas desconocidas (que pueden ser reacciones o fuerzas internas) y las ecuaciones de compatibilidad expresan condiciones sobre los desplazamientos de la estructura. Las relaciones fuerza-desplazamiento son expresiones que utilizan las dimensiones y propiedades de los elementos estructurales para relacionar las fuerzas y los desplazamientos de dichos elementos. En el caso de barras cargadas axialmente que se comportan de Figura 2.16 Análisis de una barra estáticamente indeterminada.
- 129. una manera linealmenteelástica, las relaciones se basan en la ecuación d = PL/EA. Por último, los tres conjuntos de ecuaciones pueden resolverse simultáneamente para determinar las fuerzas y los desplazamientos desco- nocidos. En la literatura técnica se utilizan varios términos para las condiciones expresadas por las ecuaciones de equilibrio, de compatibilidad y por las relaciones fuerza-desplazamiento. Las ecuaciones de equilibrio también se conocen como ecuaciones estáticas o cinéticas; las ecuaciones de compa- tibilidad en ocasiones se denominan ecuaciones geométricas, ecuaciones cinemáticas o ecuaciones de deformaciones consistentes; y a las relaciones fuerza-desplazamiento con frecuencia se les refiere como relaciones cons titutivas (debido a que tratan de la constitución o propiedades físicas de los materiales). Para las estructuras relativamente simples analizadas en este capítulo, el método de análisis anterior es adecuado. Sin embargo, para estructuras más complicadas se necesitan enfoques más formalizados. Dos métodos de uso común, el método de la flexibilidad (también denominado método de las fuerzas) y el método de la rigidez (también llamado método del despla zamiento), se describen con detalle en libros de texto sobre análisis estructu- ral. Si bien estos métodos, en general, se emplean para estructuras grandes y complejas que requieren la solución de cientos y algunas veces de miles, de ecuaciones simultáneas, aún se basan en los conceptos descritos anterior- mente, es decir, en ecuaciones de equilibrio, ecuaciones de compatibilidad y relaciones fuerza-desplazamiento.* Los dos ejemplos siguientes ilustran la metodología para analizar es- tructuras estáticamente indeterminadas formadas por elementos axialmente cargados. * Desde un punto de vista histórico, parece que Euler en 1774 fue el primero en analizar un sis- tema estáticamente indeterminado; él consideró el problema de una mesa rígida con cuatro patas soportada sobre una base elástica (referencias 2.2 y 2.3). El trabajo siguiente fue realizado por el matemático e ingeniero francés L. M. H. Navier, quien en 1825 destacó que las reaccio- nes estáticamente indeterminadas se podrían encontrar tomando en cuenta la elasticidad de la estructura (referencia 2.4). Navier resolvió armaduras y vigas estáticamente indeterminadas. secCiÓn 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 109
- 130. 110 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ejemplo 2.5 Dentro de un tubo circular hueco de cobre C está encerrado un cilindro circular sólido de acero S (figuras 2.17 a y b). El cilindro y el tubo se comprimen entre las placas rígidas de una máquina de pruebas mediante fuerzas de compresión P. El cilindro de acero tiene un área de su sección transversal As y un módulo de elasti- cidad Es, el tubo de cobre tiene un área Ac y un módulo Ec, y las dos partes tienen una longitud L. Determine las cantidades siguientes: (a) las fuerzas de compresión Ps en el cilindro de acero y Pc en el tubo de cobre; (b) los esfuerzos de compresión corres- pondientes ss y sc; y el acortamiento d del conjunto. Figura 2.17 Ejemplo 2.5. Análisis de una estructura estáticamente indeterminada. Solución (a) Fuerzas de compresión en el cilindro de acero y en el tubo de cobre. Ini- ciamos removiendo la placa superior del conjunto a fin de exponer las fuerzas de compresión Ps y Pc que actúan sobre el cilindro de acero y el tubo de cobre, respec- tivamente (figura 2.17c). La fuerza Ps es la resultante de los esfuerzos distribuidos uniformemente que actúan sobre la sección transversal del cilindro de acero y la fuerza Pc es la resultante de los esfuerzos que actúan sobre la sección transversal del tubo de cobre. Ecuaciones de equilibrio. Un diagrama de cuerpo libre de la placa superior se muestra en la figura 2.17d. Esta placa está sometida a la fuerza P y a las fuerzas de compresión desconocidas Ps y Pc; por tanto, la ecuación de equilibrio es Fvert 0 Ps Pc P 0 (f) Ésta, que es la única ecuación de equilibrio no trivial disponible, contiene dos incógnitas. Por lo tanto, concluimos que la estructura está estáticamente indeter- minada. (b) Ac As C S (d) P P c Ps (a) P L (c) Ps P c L
- 131. Ecuación de compatibilidad.Como las placas en los extremos son rígidas, el cilindro de acero y el tubo de cobre se deben acortar en la misma cantidad. Si deno- tamos los acortamientos de las partes de acero y cobre con ds y dc, respectivamente, obtenemos la siguiente ecuación de compatibilidad: ds dc (g) Relaciones fuerza-desplazamiento. Los cambios de longitud del cilindro y del tubo se pueden obtener a partir de la ecuación general d = PL/EA. Por tanto, en este ejemplo las relaciones fuerza-desplazamiento son ds E P s s A L s dc E P c c A L c (h,i) Solución de ecuaciones. Ahora resolvemos simultáneamente los tres conjun- tos de ecuaciones. Primero, sustituimos las relaciones fuerza-desplazamiento en la ecuación de compatibilidad, con lo que se obtiene E P s s A L s E P c c A L c (j) Esta ecuación expresa la condición de compatibilidad en términos de las fuerzas desconocidas. Luego, resolvemos simultáneamente la ecuación de equilibrio (ecuación f) y la ecuación anterior de compatibilidad (ecuación j) y obtenemos las fuerzas axiales en el cilindro de acero y el tubo de cobre: Ps P EsAs EsA E s cAc Pc P EsAs EcA E c cAc (2.11a,b) continúa Figura 2.17 (Repetida.) (b) Ac As C S (d) P P c Ps (a) P L (c) Ps P c L secCiÓn 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 111
- 132. 112 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Estas ecuaciones muestran que las fuerzas de compresión en las partes de acero y cobre son directamente proporcionales a sus rigideces axiales respectivas e inversa- mente proporcionales a la suma de sus rigideces. (b) Esfuerzos de compresión en el cilindro de acero y en el tubo de cobre. Co- nociendo las fuerzas axiales, ahora podemos obtener los esfuerzos de compresión en los dos materiales: ss P A s s sc P A c c PEc Es As Ec Ac PEs EsAs EcAc (2.12a,b) Observe que la razón ss/sc de los esfuerzos es igual a la razón Es/Ec de los módulos de elasticidad, demostrando que en general el material “más rígido” siempre tiene el esfuerzo mayor. (c) Acortamiento del conjunto. El acortamiento d de todo el conjunto se puede obtener ya sea con la ecuación (h) o bien con la ecuación (i). Por tanto, al sustituir las fuerzas (de las ecuaciones 2.11a y b), obtenemos d E P s s A L s E P c c A L c Es As PL Ec Ac (2.13) Este resultado muestra que el acortamiento del conjunto es igual a la carga total di- vidida entre la suma de las rigideces de las dos partes (recuerde de la ecuación 2.4a que la rigidez de una barra cargada axialmente es k = EA/L). Solución alternativa de las ecuaciones. En vez de sustituir las relaciones fuer- za-desplazamiento (ecuaciones h e i) en la ecuación de compatibilidad, podríamos reescribir estas relaciones en la forma siguiente: Ps Es L As ds Pc Ec L Ac dc (k,l) y sustituirlas en la ecuación de equilibrio (ecuación f): Es L As ds Ec L Ac dc P (m) Esta ecuación expresa la condición de equilibrio en términos de los desplazamien- tos desconocidos. Luego resolvemos simultáneamente la ecuación de compatibilidad (ecuación g) y la ecuación anterior, obteniendo de esta manera los desplazamientos: ds dc Es As PL Ec Ac (n) que concuerdan con la ecuación (2.13). Por último, sustituimos la expresión (n) en las ecuaciones (k) y (l) y obtenemos las fuerzas de compresión Ps y Pc (consulte las ecuaciones 2.11a y b). Nota: el método alternativo para resolver las ecuaciones es una versión simpli- ficada del método de análisis de la rigidez (o desplazamiento), y el primer método para resolver las ecuaciones es una versión simplificada del método de la flexibi- lidad (o fuerza). Los nombres de estos dos métodos se originan del hecho que la ecuación (m) tiene desplazamientos como incógnitas y rigideces como coeficientes (consulte la ecuación 2.4a), en tanto que la ecuación (i) tiene fuerzas como incógni- tas y flexibilidades como coeficientes (consulte la ecuación 2.4b).
- 133. Ejemplo 2.6 Una barraAB rígida horizontal está articulada en el extremo A y soportada por dos alambres (CD y EF) en los puntos D y F (figura 2.18a). Una carga vertical P actúa en el extremo B de la barra. La longitud de la barra es 3b y los alambres CD y DF tienen longitudes L1 y L2, respectivamente. Además, el alambre CD tiene un diámetro d1 y módulo de elasticidad E1; el alambre EF tiene un diámetro d2 y un módulo E2. (a) Obtenga fórmulas para la carga permisible P si los esfuerzos permisibles en los alambres CD y EF, son s1 y s2, respectivamente. (No tome en cuenta el peso de la barra). (b) Calcule la carga permisible P para las condiciones siguientes: el alambre CD está hecho de aluminio con módulo E1 = 72 GPa, diámetro d1 = 4.0 mm y longitud L1 = 0.40 m. El alambre EF está hecho de magnesio con módulo E2 = 45 GPa, diámetro d2 = 3.0 mm y longitud L2 = 0.30 m. Los esfuerzos permisibles en los alambres de aluminio y magnesio son s1 = 200 MPa y s2 = 175 MPa, respec- tivamente. Solución Ecuación de equilibrio. Comenzamos el análisis dibujando un diagrama de cuerpo libre de la barra AB (figura 2.18b). En este diagrama T1 y T2 son las fuerzas de tensión desconocidas en los alambres y RH y RV son las componentes horizontal y vertical de la reacción en el apoyo. De inmediato vemos que la estructura es está- ticamente indeterminada debido a que hay cuatro fuerzas desconocidas (T1, T2, RH y RV) pero sólo tres ecuaciones independientes de equilibrio. Tomando momentos con respecto al punto A (momentos positivos en sentido contrario al de las manecillas del reloj) se obtiene MA 0 Tl b T2 (2b) 2 P(3b) 0 o Tl 2T2 3P (o) Las otras dos ecuaciones, obtenidas sumando fuerzas en la dirección horizontal y en la vertical, no son útiles para determinar T1 y T2. continúa (a) P B F E D C A b L1 L2 b b 2 1 (b) (c) P B F D A B B' F D A T1 T2 RV RH d d Figura 2.18. Análisis de una estructura estáticamente indeterminada. secCiÓn 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 113
- 134. 114 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ecuación de compatibilidad. Para obtener una ecuación relacionada con los desplazamientos, observamos que la carga P ocasiona que la barra AB gire con res- pecto al apoyo articulado A, y debido a esto los alambres se estiran. Los despla- zamientos resultantes se muestran en el diagrama de desplazamientos de la figura 2.18c, donde la línea AB representa la posición original de la barra rígida y la línea AB′ representa la posición girada. Los desplazamientos d1 y d2 son los alargamien- tos de los alambres. Dado que estos desplazamientos son muy pequeños, la barra gira un ángulo muy pequeño (en la figura se muestra muy exagerado) y podemos hacer los cálculos con la suposición de que los puntos D, F y B se mueven vertical- mente hacia abajo (en lugar de moverse a lo largo de arcos de círculos). Como las distancias horizontales AD y DF son iguales, obtenemos la relación geométrica siguiente entre los estiramientos: d2 2d1 (p) La ecuación (p) es la ecuación de compatibilidad. Relaciones fuerza-desplazamiento. En virtud de que los alambres se comportan de una manera linealmente elástica, sus alargamientos se pueden expresar en térmi- nos de las fuerzas desconocidas T1 y T2 mediante las siguientes expresiones: d1 d2 E T2 2 L A 2 2 T1L1 E1 A1 en donde A1 y A2 son las áreas de las secciones transversales de los alambres CD y EF, respectivamente; es decir, A1 p 4 d2 1 A2 p 4 d2 2 Por conveniencia, al escribir las ecuaciones, introduzcamos la notación siguien te para las flexibilidades de los alambres (consulte la ecuación 2.4b): f1 E L 1 A 1 1 f2 E L 2 A 2 2 (q,r) Entonces las relaciones fuerza-desplazamiento se transforman en d1 f1T1 d2 f2T2 (s,t) Solución de ecuaciones. Ahora resolvemos simultáneamente los tres conjuntos de ecuaciones (equilibrio, compatibilidad y fuerza-desplazamiento). Sustituyendo las expresiones de las ecuaciones (s) y (t) en la ecuación de compatibilidad (ecua- ción p) se obtiene f2T2 2f1T1 (u) La ecuación de equilibrio (ecuación o) y la ecuación anterior (ecuación u) contienen cada una las fuerzas T1 y T2 como cantidades desconocidas. Resolviendo estas dos ecuaciones simultáneamente se obtienen T1 4f 3 1 f2P f2 T2 4f 6 1 f1P f2 (v,w) Conociendo las fuerzas T1 y T2 es fácil determinar los alargamientos de los alam- bres a partir de las relaciones fuerza-desplazamiento.
- 135. (a) Carga permisibleP. Ahora que hemos terminado el análisis estáticamente indeterminado y que conocemos las fuerzas en los alambres podemos determinar el valor permisible de la carga P. El esfuerzo s1 en el alambre CD y el esfuerzo s2 en el alambre EF se obtienen fácilmente a partir de las fuerzas (ecuaciones v y w): s1 A T1 1 3 A P 1 4f1 f2 f2 s2 A T2 2 6 A P 2 4 f1 f1 f2 De la primera de estas ecuaciones despejamos la fuerza permisible P1 con base en el esfuerzo permisible s1 en el alambre CD: P1 s1A1(4 3 f f 1 2 f2) (2.14a) De manera similar, de la segunda ecuación obtenemos la fuerza permisible P2 con base en el esfuerzo permisible s2 en el alambre EF: P2 s2 A2( 6 4 f f 1 1 f2) (2.14b) La menor de estas dos cargas es la carga máxima permisible Pperm. (b) Cálculos numéricos de la carga permisible. Utilizando los datos dados y las ecuaciones anteriores obtenemos los siguientes valores numéricos: A1 p 4 d1 2 p(4.0 4 mm)2 12.57 mm2 A2 p 4 d2 2 p(3.0 4 mm)2 7.069 mm2 f1 E L 1 A 1 1 0.4420 10 6 m/N f2 E L 2 A 2 2 0.9431 10 6 m/N 0.30 m (45 GPa)(7.069 mm2 ) 0.40 m (72 GPa)(12.57 mm2 ) Además, los esfuerzos permisibles son s1 200 MPa s2 175 MPa Por tanto, sustituyendo en las ecuaciones (2.14a y b) da P1 2.41 kN P2 1.26 kN El primer resultado se basa en el esfuerzo permisible s1 en el alambre de aluminio y el segundo se basa en el esfuerzo permisible s2 en el alambre de magnesio. La carga permisible es el menor de estos dos valores: Pperm 1.26 kN En esta carga el esfuerzo en el magnesio es 175 MPa (el esfuerzo permisible) y el esfuerzo en el aluminio es (1.26/2.41)(200 MPa) = 105 MPa. Como se esperaba, este esfuerzo es menor que el esfuerzo permisible de 200 MPa. secCiÓn 2.4 Estructuras estáticamente indeterminadas 115
- 136. 116 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Las cargas externas no son las únicas fuentes de esfuerzos y deformacio- nes en una estructura. Otras fuentes incluyen los efectos térmicos que se originan por los cambios de temperatura, desajustes que resultan de imper- fecciones en la construcción y deformaciones previas que se producen por deformaciones iniciales. Otras causas son asentamientos (o movimientos) de apoyos, cargas inerciales por movimiento acelerado y fenómenos natu- rales como terremotos. Los efectos térmicos, los desajustes y las deformaciones previas por lo común se encuentran tanto en sistemas mecánicos como estructurales y se describen en esta sección. Como regla general, son mucho más importantes en el diseño de estructuras estáticamente indeterminadas que en las estáti- camente determinadas. Efectos térmicos Los cambios de temperatura producen dilatación o contracción de los mate- riales estructurales, lo que resulta en deformaciones térmicas y esfuerzos térmicos. Un ejemplo simple de dilatación térmica se muestra en la figura 2.19, donde el bloque de material no está restringido y, por tanto, tiene libertad para expandirse. Cuando se calienta el bloque, cada elemento del material experimenta deformaciones térmicas en todas las direcciones y, en consecuencia, las dimensiones del bloque aumentan. Si tomamos la esquina A como un punto fijo de referencia y dejamos que el lado AB mantenga su alineación original, el bloque adoptará la forma que se muestra con las líneas discontinúas. Para la mayor parte de los materiales estructurales, la deformación uni- taria térmica T es proporcional al cambio de temperatura ∆T; es decir, eT ( T) (2.15) en donde a es una propiedad del material llamada coeficiente de dilata- ción térmica. Como la deformación unitaria es una cantidad adimensional, el coeficiente de dilatación térmica tiene unidades iguales al recíproco del cambio de temperatura. En unidades SI las dimensiones de a se pueden expresar ya sea como 1/K (el recíproco de kelvins) o bien como 1/°C (el recíproco de grados Celsius). El valor de a es igual en ambos casos, porque un cambio de temperatura es numéricamente igual tanto en Kelvin como en grados Celsius. En el sistema inglés las dimensiones de a son 1/°F (el re- cíproco de grados Fahrenheit).* Los valores comunes de a se proporcionan en la tabla H.4 del apéndice H. Si se necesita una convención de signos para las deformaciones unita- rias térmicas, es usual suponer que la dilatación es positiva y la contracción negativa. Para demostrar la importancia relativa de las deformaciones unitarias térmicas, las compararemos con las deformaciones unitarias inducidas por cargas de la manera siguiente. Suponga que tenemos una barra cargada axialmente con deformaciones unitarias longitudinales dadas por la ecuación 2.5 EFECTOS TÉRMICOS, DESAJUSTES Y DEFORMACIONES PREVIAS Figura 2.19 Bloque de material sometido a un aumento de temperatura. B A * Para ver un análisis de las unidades y la escala de temperatura, consulte la sección A.4 del apéndice A.
- 137. = s/E,donde s es el esfuerzo y E es el módulo de elasticidad. Luego su- ponga que tenemos una barra idéntica sometida a un cambio de temperatura ∆T, lo cual significa que la barra tiene deformaciones unitarias térmicas dadas por la ecuación (2.15). Igualando las dos deformaciones se tiene la ecuación s 5 Ea( T) A partir de esta ecuación podemos calcular el esfuerzo axial s que produ- ce la misma deformación unitaria que el cambio de temperatura ∆T. Por ejemplo, considere una barra de acero inoxidable con E = 30 × 106 psi y a = 9.6 × 10–6 /°F. Un cálculo rápido a partir de la ecuación anterior de s muestra que un cambio de temperatura de 100°F produce la misma de- formación unitaria que un esfuerzo de 29,000 psi. Este esfuerzo está en el rango de esfuerzos permisibles comunes para el acero inoxidable. Por tanto, un cambio relativamente modesto de temperatura produce deformaciones unitarias con la misma magnitud que las causadas por cargas ordinarias, lo que demuestra que los efectos de la temperatura pueden ser importantes en el diseño en la ingeniería. Los materiales estructurales ordinarios se dilatan al calentarse y se contraen al enfriarse y, por tanto, un aumento en la temperatura produce una deformación unitaria térmica positiva. Las deformaciones unitarias en gene- ral son reversibles, en el sentido que el elemento regresa a su forma original cuando la temperatura regresa al valor original. Sin embargo, recientemente se han desarrollado algunas aleaciones metálicas especiales que no se compor- tan de la manera acostumbrada. En cambio, dentro de ciertos valores de tem- peratura sus dimensiones disminuyen al calentarse y aumentan al enfriarse. El agua también es un material inusual desde un punto de vista tér- mico, se dilata al calentarse a temperaturas superiores a 4°C y también se dilata al enfriarse debajo de 4°C. Por tanto, el agua tiene una densidad máxima a 4°C. Ahora retornemos al bloque de material que se muestra en la figura 2.19. Suponemos que el material es homogéneo e isotrópico y que el incre- mento de temperatura ∆T es uniforme en todo el bloque. Podemos calcular el aumento de cualquier dimensión del bloque multiplicando la dimensión original por la deformación unitaria térmica. Por ejemplo, si una de las di- mensiones es L, entonces esa dimensión aumentará en la cantidad dT eT L a( T )L (2.16) La ecuación (2.16) es una relación temperatura-desplazamiento, análoga a las relaciones fuerza-desplazamiento descritas en la sección anterior y se puede emplear para calcular cambios de longitudes de elementos estructu- rales sujetos a cambios de temperatura uniformes, como el alargamiento dT de la barra prismática que se muestra en la figura 2.20. (Las dimensiones transversales de la barra también varían, pero estos cambios no se muestran en la figura puesto que usualmente no tienen efecto alguno sobre las fuerzas axiales trasmitidas por la barra). En las descripciones anteriores de deformaciones unitarias térmicas, supusimos que la estructura no tenía restricciones y que era capaz de dila- tarse o contraerse libremente. Estas condiciones existen cuando un objeto reposa sobre una superficie sin fricción o cuelga en espacio abierto. En esos casos no se producen esfuerzos por un cambio uniforme de temperatura en Figura 2.20 Incremento de longitud de una barra prismática debido a un aumento uniforme de temperatura (ecuación 2.16). secCiÓn 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 117 T ΔT L d
- 138. 118 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente todo el objeto, aunque cambios no uniformes de temperatura pueden pro- ducir esfuerzos internos. Sin embargo, muchas estructuras tienen soportes que evitan la dilatación y contracción libre, caso en el cual se desarrollarán esfuerzos térmicos aun cuando el cambio de temperatura sea uniforme en toda la estructura. Para ilustrar algunas de estas ideas sobre efectos térmicos, considere la armadura de dos barras ABC de la figura 2.21 y suponga que la tempera- tura de la barra AB cambia en ∆T1 y la temperatura de la barra BC cambia en ∆T2. Como la armadura está estáticamente determinada, las dos barras pueden alargarse o acortarse, resultando en un desplazamiento del nodo B. Sin embargo, no hay esfuerzos en ninguna de las barras y no hay reacciones en los apoyos. Esta conclusión es aplicable en general a estructuras está- ticamente determinadas; es decir, los cambios uniformes de temperatura en los elementos producen deformaciones unitarias térmicas (y los cambios correspondientes de las longitudes) sin producir ningún esfuerzo corres- pondiente. Figura 2.21 Armadura estáticamente determinada con un cambio uniforme de temperatura en cada elemento. ΔT1 ΔT2 A C B A D C B Una estructura estáticamente indeterminada puede o no desarrollar esfuerzos por temperatura, dependiendo del carácter de la estructura y de la naturaleza de los cambios de temperatura. Para ilustrar algunas de las posibilidades, considere la armadura estáticamente indeterminada que se muestra en la figura 2.22. Como los apoyos de esta estructura permiten que el nodo D se mueva horizontalmente, no se desarrollan esfuerzos cuando toda la armadura se calienta uniformemente. Todos los elementos aumentan su longitud en proporción a sus longitudes originales y la armadura aumen- ta ligeramente su tamaño. Sin embargo, si algunas barras se calientan y otras no, se desarrollarán esfuerzos térmicos debido a que la configuración estáticamente indetermi- nada de las barras evita la dilatación libre. Para visualizar esta condición, imagine que sólo se calienta una barra. Conforme ésta se alarga, encuentra resistencia de las otras barras y, por tanto, se desarrollan esfuerzos en todos los elementos. El análisis de una estructura estáticamente indeterminada con cambios de temperatura se basa en los conceptos estudiados en la sección anterior, que son las ecuaciones de equilibrio, las ecuaciones de compatibilidad y las relaciones de los desplazamientos. La diferencia principal es que ahora uti- lizamos relaciones temperatura-desplazamiento (ecuación (2.16) además de relaciones fuerza-desplazamiento (como d = PL/EA) al realizar el análisis. Los dos ejemplos siguientes ilustran los procedimientos con detalle. Figura 2.22 Armadura estáticamente indeterminada sometida a cambios de temperatura. Se pueden desarrollar fuerzas en armaduras estáticamente indeterminadas debidas a cambios de temperatura y deformación previa
- 139. Ejemplo 2.7 Una barraprismática AB con longitud L se sujeta entre apoyos inmóviles (figura 2.23a). Si la temperatura de la barra se aumenta uniformemente en una cantidad ∆T, ¿qué esfuerzo térmico sT se desarrolla en la barra? (Suponga que la barra está hecha de un material linealmente elástico). Solución Ya que la temperatura aumenta, la barra tiende a alargarse pero está restringida por los apoyos rígidos en A y B. Por lo tanto, se desarrollan las reacciones RA y RB en los apoyos y la barra está sometida a esfuerzos de compresión uniformes. Ecuación de equilibrio. Las únicas fuerzas que actúan sobre la barra son las reacciones que se muestran en la figura 2.23a. Por tanto, del equilibrio de fuerzas en la dirección vertical se obtiene Fperm 0 RB RA 0 (a) Como esta es la única ecuación de equilibrio no trivial y puesto que contiene dos incógnitas, observamos que la estructura está estáticamente indeterminada y se ne- cesita una ecuación adicional. Ecuación de compatibilidad. La ecuación de compatibilidad expresa el hecho de que el cambio de longitud de la barra es cero (ya que los apoyos no se mueven): dAB 0 (b) Para determinar este cambio de longitud removemos el apoyo superior de la barra y obtenemos una barra que está fija en la base y es libre para desplazarse en el extremo superior (figuras 2.23b y c). Cuando sólo actúa el cambio de temperatura (figura 2.23b), la barra se alarga en una cantidad dT y cuando sólo actúa la reacción RA, la (a) (b) (c) T A ΔT B A ΔT B L RA RA RB R A B d d Figura 2.23 Ejemplo 2.7. Barra estáticamente indeterminada con aumento uniforme de temperatura ∆T. secCiÓn 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 119 continúa
- 140. 120 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente barra se acorta en una cantidad dR (figura 2.23c). Por tanto, el cambio neto de longi- tud es dAB = dT – dR y la ecuación de compatibilidad se transforma en dAB dT dR 0 (c) Relaciones de desplazamiento. El aumento de longitud de la barra debido al cambio de temperatura está dado por la relación temperatura-desplazamiento (ecua- ción 2.16): dT a( T)L (d) en donde a es el coeficiente de dilatación térmica. La disminución de longitud debi- da a la fuerza RA está dada por la relación fuerza-desplazamiento: dR R E A A L (e) en donde E es el módulo de elasticidad y A es el área de la sección transversal. Solución de ecuaciones. Sustituyendo las relaciones de desplazamiento (d) y (e) en la ecuación de compatibilidad (ecuación c) da la siguiente ecuación: dT dR a( T)L R E A A L 0 (f) Ahora resolvemos simultáneamente la ecuación anterior y la ecuación de equilibrio (ecuación a) para determinar las reacciones RA y RB: RA RB EAa( T) (2.17) De estos resultados obtenemos el esfuerzo térmico sT en la barra: sT R A A R A B Ea( T) (2.18) Este esfuerzo es de compresión cuando la temperatura de la barra aumenta. Nota 1: en este ejemplo las reacciones son independientes de la longitud de la barra y el esfuerzo es independiente tanto de la longitud como del área de la sección transversal (consulte las ecuaciones 2.17 y 2.18). Entonces, una vez más observamos la utilidad de una solución simbólica, ya que estas características im- portantes del comportamiento de la barra no se notarían en una solución puramente numérica. Nota 2: al determinar la dilatación térmica de la barra (ecuación d), supusimos que el material era homogéneo y que el incremento de temperatura era uniforme en todo el volumen de la barra. También, al determinar la disminución de la longitud debida a la fuerza reactiva (ecuación e), supusimos un comportamiento linealmente elástico del material. Estas limitaciones siempre se deben tener en cuenta al escribir ecuaciones como las (d) y (e). Nota 3: la barra en este ejemplo tiene desplazamientos longitudinales nulos, no sólo en los extremos fijos, sino también en cada sección transversal. Por tanto, no hay deformaciones unitarias axiales en esta barra y tenemos la situación especial de esfuerzos longitudinales sin deformaciones unitarias longitudinales. Por supuesto, hay deformaciones unitarias transversales en la barra debidas tanto al cambio de temperatura como a la compresión axial.
- 141. Ejemplo 2.8 Un manguitoen forma de un tubo circular con longitud L se coloca alrededor de un perno y se ajusta entre arandelas en cada extremo (figura 2.24a). Luego la tuerca se gira hasta que está firme. El manguito y el perno están hechos de materiales distintos y tienen áreas de sus secciones transversales diferentes. (Suponga que el coeficiente de dilatación térmica aS del manguito es mayor que el coeficiente aB del perno). (a) Si la temperatura de todo el conjunto se eleva en una cantidad ∆T, ¿qué esfuerzos sS y sB se desarrollan en el manguito y el perno, respectivamente? (b) ¿Cuál es el aumento d en la longitud L del manguito y el perno? Figura 2.24 Ejemplo 2.8. Conjunto de un manguito y un perno con aumento uniforme de temperatura ∆T. Solución Dado que el manguito y el perno son de materiales diferentes, se alargarán en cantidades distintas al calentarlos y permitir que se dilaten libremente. Sin embargo, cuando son retenidos por el conjunto, la dilatación libre no puede tener lugar y se desarrollan esfuerzos térmicos en los materiales. Para encontrar dichos esfuerzos, utilizamos los mismos conceptos como en cualquier análisis estáticamente inde- terminado: ecuaciones de equilibrio, ecuaciones de compatibilidad y relaciones de desplazamiento. No obstante, no podemos formular estas ecuaciones sino hasta des- armar la estructura. Una forma simple de cortar la estructura es remover la cabeza del perno y de esta manera permitir que el manguito y el perno se dilaten libremente por el cambio de temperatura ∆T (figura 2.24b). Los alargamientos resultantes del manguito y el secCiÓn 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 121 1 2 3 4 (a) (b) (c) ΔT PB P S L d d d d d Tuerca Arandela Manguito Perno Cabeza del perno continúa
- 142. 122 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente perno se denotan d1 y d2, respectivamente, y las relaciones temperatura-desplaza miento correspondientes son d1 aS( T)L d2 aB( T)L (g,h) Como aS es mayor que aB, el alargamiento d1 es mayor que d2, como se muestra en la figura 2.24b. Las fuerzas axiales en el manguito y el perno deben ser tales que acorten el manguito y alarguen el perno hasta que las longitudes finales de ambos sean iguales. Estas fuerzas se muestran en la figura 2.24c, donde PS denota la fuerza de compre- sión en el manguito y PB la fuerza de tensión en el perno. El acortamiento corres- pondiente d3 del manguito y el alargamiento d4 del perno son d3 E P S S A L S d4 E P B B A L B (i,j) en donde ES AS y EB AB son las rigideces axiales respectivas. Las ecuaciones (i) y (j) son las relaciones carga-desplazamiento. Ahora podemos escribir una ecuación de compatibilidad que exprese el hecho de que el alargamiento final d es el mismo para el manguito y el perno. El alarga- miento del manguito es d1 – d3 y el del perno es d2 + d4; por lo tanto, d d1 d3 d2 d4 (k) Al sustituir las relaciones temperatura-desplazamiento y carga-desplazamiento (ecuaciones g a i) en esta ecuación, se tiene d aS( T)L E P S S A L S aB( T)L E P B B A L B (l) de donde obtenemos E P S S A L S E P B B A L B aS( T)L aB( T)L (m) que es un forma modificada de la ecuación de compatibilidad. Observe que contiene las fuerzas PS y PB como incógnitas. Una ecuación de equilibrio se obtiene a partir de la ecuación 2.24c, que es un diagrama de cuerpo libre de la parte restante del conjunto después de remover la cabeza del perno. Sumando fuerzas en la dirección horizontal se obtiene PS PB (n) que expresa el hecho obvio de que la fuerza de compresión en el manguito es igual a la fuerza de tensión en el perno. Ahora resolvemos simultáneamente las ecuaciones (m) y (n) para obtener las fuerzas axiales en el manguito y el perno. PS PB (aS aB)( T)ES AS EB AB ES AS EB AB (2.19) Al deducir esta ecuación supusimos que aumentó la temperatura y que el coeficiente aS era mayor que el coeficiente aB. Con estas condiciones, PS es la fuerza de com- presión en el manguito y PB es la fuerza de tensión en el perno.
- 143. Los resultados seránmuy diferentes si la temperatura aumenta pero el coefi- ciente aS es menor que el coeficiente aB. Con estas condiciones, se tendrá una hol- gura entre la cabeza del perno y el manguito y no habrá esfuerzos en ninguna parte del conjunto. (a) Esfuerzos en el manguito y el perno. Las expresiones para los esfuerzos sS y sB en el manguito y el perno, respectivamente, se obtienen dividiendo las fuerzas correspondientes entre las áreas respectivas: sS P A S S sB P A B B (aS aB)( T)ES AS EB ES AS EB AB (aS aB)( T )ES EB AB ES AS EB AB En las condiciones supuestas, el esfuerzo sS en el manguito es de compresión y el esfuerzo sB en el perno es de tensión. Es interesante observar que estos esfuerzos son independientes de la longitud del conjunto y que sus magnitudes son inversa- mente proporcionales a sus áreas respectivas (es decir, sS/sB = AB/AS). (b) Aumento de longitud del manguito y el perno. El alargamiento d del con- junto se puede determinar sustituyendo PS o bien PB de la ecuación (2.19) en la ecuación (l) y se obtiene d (aSES AS aB EB AB)( T)L ES AS EB AB (2.21) Si disponemos de las fórmulas anteriores, es fácil calcular las fuerzas, los esfuer zos y los desplazamientos del conjunto para cualquier conjunto dado de datos numé ricos. Nota: como verificación parcial de los resultados, podemos ver si las ecuaciones (2.19), (2.20) y (2.21) se reducen a valores conocidos en casos simplificados. Por ejemplo, suponga que el perno es rígido y, por tanto, no se ve afectado por cambios de temperatura. Podemos representar esta situación igualando aB = 0 y haciendo EB infinitamente grande, creando así un conjunto en el que el manguito se sostiene entre soportes rígidos. Sustituyendo estos valores en las ecuaciones (2.19), (2.20) y (2.21), obtenemos PS ES ASaS( T) sS ESaS( T) d 0 Estos resultados concuerdan con los del ejemplo 2.7 para una barra sostenida entre soportes rígidos (compare con las ecuaciones 2.17 y 2.18 y con la ecuación b). Como segundo caso especial, suponga que el manguito y el perno están hechos del mismo material. Entonces las dos partes se dilatarán libremente y se alargarán la misma cantidad cuando la temperatura cambie. No se desarrollarán fuerzas o esfuer- zos. Para ver si las ecuaciones derivadas predicen este comportamiento, sustituimos aS = aB = a en las ecuaciones (2.19), (2.20) y (2.21) y obtenemos PS PB 0 sS sB 0 d a( T)L que son los resultados esperados. (2.201a) secCiÓn 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 123 (2.201b)
- 144. 124 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Desajustes y deformaciones previas Suponga que un elemento de una estructura se fabrica con su longitud li- geramente diferente de la que está especificada. Entonces el elemento no se ajustará en la estructura de la manera propuesta y la geometría de la estructura será diferente de la planeada. A estos casos se les conoce como desajustes. En ocasiones los desajustes se crean intencionalmente a fin de introducir deformaciones en la estructura en el momento en que se constru- ye. Como estas deformaciones existen antes de que se apliquen las cargas a la estructura, se llaman deformaciones previas. Con las deformaciones previas se presentan esfuerzos previos y se dice que la estructura está pre- esforzada. Ejemplos comunes de preesforzado son los rayos en las rue das de bicicleta (que se arruinarían si no estuvieran preesforzados), las caras pretensadas de las raquetas de tenis, las partes de máquinas de ajuste por contracción y las vigas de concreto preesforzado. Si una estructura es estáticamente determinada, los desajustes peque- ños en uno o más de los elementos no producirán deformaciones unitarias ni esfuerzos, aunque habrá desviaciones de la configuración teórica de la es- tructura. Para ilustrar esta afirmación, considere una estructura simple con una viga horizontal AB soportada por una barra vertical CD (figura 2.25a). Si la barra CD tiene exactamente la longitud correcta L, la viga será hori- zontal al tiempo que se construye la estructura. Sin embargo, si la barra es ligeramente más larga que lo propuesto, la viga formará un ángulo pequeño con la horizontal. No obstante, no habrá deformaciones unitarias o esfuer- zos en la barra o en la viga atribuibles a la longitud incorrecta de la barra. Además, si una carga P actúa en el extremo de la viga (figura 2.25b), los esfuerzos en la estructura debidos a esa carga no se afectarán por la longitud incorrecta de la barra CD. En general, si una estructura es estáticamente determinada, la presencia de desajustes pequeños producirá ligeros cambios en la geometría pero no deformaciones unitarias o esfuerzos. Por tanto, los efectos de un desajuste son similares a los del cambio de temperatura. La situación es muy diferente si la estructura es estáticamente inde- terminada, ya que entonces la estructura no tiene libertad para adaptarse a los desajustes (al igual que no tiene libertad de acoplarse a ciertas cam- bios de temperatura). Para demostrar esto, considere una viga soportada por dos barras verticales (figura 2.26a). Si las dos barras tienen exactamente la longitud correcta L, la estructura se puede ensamblar sin deformaciones o esfuerzos y la viga será horizontal. Sin embargo, suponga que la barra CD es ligeramente más larga que la longitud prescrita. Entonces, a fin de ensamblar la estructura, la barra CD se debe comprimir mediante fuerzas externas (o alargar la barra EF mediante fuerzas externas), las barras se deben ajustar en su lugar y luego se deben liberar las fuerzas externas. Como resultado, la viga se deformará y girará, la barra CD estará en compresión y la barra EF estará en tensión. En otras palabras, existirá una deformación previa en todos los elementos y la es- tructura estará preesforzada, aunque no actúen cargas externas. Si ahora se agrega una carga P (figura 2.26b), se producirán deformaciones unitarias y esfuerzos adicionales. El análisis de una estructura estáticamente indeterminada con desajus- tes y deformaciones previas procede de la misma manera general como se describió con anterioridad para cargas y cambios de temperatura. Los ingre- Figura 2.25 Estructura estáticamente determinada con un pequeño desajuste. L B D A C (b) P L B D A C (a) Figura 2.26 Estructura estáticamente indeterminada con un pequeño desajuste. L B F A E L D C (b) P L B F A E L D C (a)
- 145. dientes básicos delanálisis son las ecuaciones de equilibrio, las ecuaciones de compatibilidad, las relaciones fuerza-desplazamiento y (si es apropiado) las relaciones temperatura-desplazamiento. La metodología se ilustra en el ejemplo 2.9. Pernos y tensores de tornillo Al preesforzar una estructura se requiere que una o más de sus partes se alarguen o compriman a partir de sus longitudes teóricas. Una forma sim- ple para producir un cambio de longitud es apretar un perno o un tensor de tornillo. En el caso de un perno (figura 2.27) cada vuelta de la tuerca ocasionará que ésta se mueva alrededor del perno una distancia igual al espaciamiento p de las roscas (denominado paso de las roscas). Por tanto la distancia d recorrida por la tuerca es d np (2.22) en donde n es el número de revoluciones de la tuerca (no necesariamente un entero). Dependiendo de cómo esté conformada la estructura, al girar la tuerca o se alarga o bien se comprime un elemento. Figura 2.27 El paso de las roscas es la distancia de una rosca a la siguiente. p En el caso de un tensor de tornillo de doble acción (figura 2.28), hay dos tornillos extremos. Como en un extremo se utiliza una rosca derecha y en el otro una izquierda, el dispositivo o se alarga o bien se acorta cuando se gira el tensor. Cada vuelta completa del tensor causa que éste recorra una distancia p a lo largo del tornillo, donde de nuevo p es el paso de las roscas. Por tanto, si el tensor de tornillo se aprieta una vuelta, las roscas se acercan una distancia 2p y el efecto es acortar el dispositivo en 2p. Para n vueltas, tenemos d 2np (2.23) Los tensores de tornillo a menudo se insertan en cables y luego se aprietan, de esta manera se crea una tensión inicial en los cables, como se ilustra en el ejemplo siguiente. Figura 2.28 Tensor de tornillo de doble acción. (Cada vuelta completa del tensor acorta o alarga el cable en 2p, donde p es el paso del tornillo.) P P secCiÓn 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 125
- 146. 126 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ejemplo 2.9 El conjunto mecánico que se muestra en la figura 2.29a consiste en un tubo de co- bre, una placa extrema rígida y dos cables con tensores de tornillo. La holgura de los cables se elimina girando los tensores hasta que el conjunto está firme pero sin esfuerzos iniciales. (Un apretón adicional de los tensores producirá una condición preesforzada en la que los cables están en tensión y el tubo en compresión). (a) Determine las fuerzas en el tubo y los cables (figura 2.29a) cuando los ten- sores se aprietan n vueltas. (b) Determine el acortamiento del tubo. Figura 2.29 Ejemplo 2.9. Conjunto estáticamente indeterminado con un tubo de cobre en compresión y dos cables en tensión. Solución Iniciamos el análisis quitando la placa en el extremo derecho del conjunto de manera que el tubo y los cables estén en libertad para cambiar de longitud (figura 2.29b). Girando los tensores n vueltas acortará los cables en una distancia d1 2np (o) como se muestra en la figura 2.29b. Las fuerzas de tensión en los cables y la fuerza de compresión en el tubo deben ser tales que alarguen los cables y acorten el tubo hasta que sus longitudes finales sean las mismas. Estas fuerzas se muestran en la figura 2.29c, donde Ps representa la fuerza de tensión en uno de los cables de acero y Pc denota la fuerza de compresión en el tubo de cobre. El alargamiento de un cable debido a la fuerza Ps es d2 E P s s A L s (p) (a) (b) (c) L Ps Pc Ps Tensor de tornillo Placa rígida 1 Cable de acero Tubo de cobre 1 2 3 d d d d
- 147. en donde EsAses la rigidez axial y L es la longitud de un cable. Además, la fuerza de compresión Pc en el tubo de cobre ocasiona que éste se acorte en d3 E P c c A L c (q) en donde EcAc es la rigidez axial del tubo. Las ecuaciones (p) y (q) son las relaciones carga-desplazamiento. El acortamiento final de uno de los cables es igual al acortamiento d1 ocasiona- do al girar el tensor menos el alargamiento d2 debido a la fuerza Ps. Este acortamien- to final del cable debe ser igual al acortamiento d3 del tubo: d1 d2 d3 (r) que es la ecuación de compatibilidad. Sustituyendo la relación del tensor (ecuación o) y las relaciones carga-despla- zamiento (ecuaciones p y q) en la ecuación anterior se obtiene 2np E P s s A L s E P c c A L c O bien E P s s A L s E P c c A L c 2np (s) o bien 2np E P s s A L s E P c c A L c O bien E P s s A L s E P c c A L c 2np (t) que es una forma modificada de la ecuación de compatibilidad. Observe que contie- ne Ps y Pc como incógnitas. De la figura 2.29c, que es un diagrama de cuerpo libre del conjunto con la placa extrema removida, obtenemos la siguiente ecuación de equilibrio: 2P s P c (u) (a) Fuerzas en los cables y el tubo. Ahora resolvemos simultáneamente las ecuaciones (t) y (u), y obtenemos las fuerzas axiales en los cables de acero y el tubo de cobre, respectivamente: Ps Pc 4npEc Ac Es As L(Ec Ac 2Es As) 2npEc Ac Es As L(Ec Ac 2Es As) (2.24a,b) Recuerde que las fuerzas Ps son de tensión y la fuerza Pc es de compresión. Si se quiere, ahora se pueden obtener los esfuerzos ss y sc en el acero y el cobre divi- diendo las fuerzas Ps y Pc entre las áreas de las secciones transversales As y Ac, respectivamente. (b) Acortamiento del tubo. La disminución de la longitud del tubo es la canti- dad d3 (consulte la figura 2.29 y la ecuación q): d3 E P c c A L c 4npEsAs EcAc 2Es As (2.25) Al disponer de las fórmulas anteriores es fácil calcular las fuerzas, los esfuerzos y los desplazamientos del conjunto para cualquier grupo dado de datos numéricos. secCiÓn 2.5 Efectos térmicos, desajustes y deformaciones previas 127
- 148. 128 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente En nuestro análisis anterior de tensión y compresión en elementos cargados axialmente, los únicos esfuerzos que consideramos fueron los normales que actúan sobre las secciones transversales. Éstos se representan en la figura 2.30, donde consideramos una barra AB sometida a cargas axiales P. Cuando la barra se corta en una sección transversal intermedia por un plano mn (perpendicular al eje x), obtenemos el diagrama de cuerpo libre que se muestra en la figura 2.30b. Los esfuerzos normales que actúan sobre la sección cortada se deben calcular con la fórmula sx = P/A siempre que la distribución del esfuerzo sea uniforme sobre el área de la sección trans- versal A. Como ya se explicó en el capítulo 1, esta condición existe si la barra es prismática, el material es homogéneo y la fuerza axial P actúa en el centroide del área de la sección transversal, y la sección transversal está alejada de de cualquier concentración localizada de esfuerzos. Por supues- to, no hay esfuerzos cortantes actuando sobre la sección cortada, debido a que ésta es perpendicular al eje longitudinal de la barra. Por conveniencia se suelen mostrar los esfuerzos en una vista bidimen- sional de la barra (figura 2.30c) en vez de la vista tridimensional más com- pleja (figura 2.30b). Sin embargo, al trabajar con figuras bidimensionales no debemos olvidar que la barra tiene un espesor perpendicular al plano de 2.6 ESFUERZOS SOBRE SECCIONES INCLINADAS (a) (b) (c) P A x = x y z O P P B A m n m n x y z O P P A P A x = x C y O A s s Figura 2.20 Barra prismática en tensión mostrando los esfuerzos que actúan sobre la sección transversal mn: (a) barra con fuerzas axiales P, (b) vista tridimensional mostrando los esfuerzos normales y (c) vista bidimensional.
- 149. la figura. Estatercera dimensión debe considerarse en las deducciones y en los cálculos. Elementos de esfuerzo La forma más útil de representar los esfuerzos en la barra de la figura 2.30 es aislar un elemento pequeño de material, como el que se identifica con C en la figura 2.30c y luego mostrar los esfuerzos que actúan sobre todas sus caras. Un elemento de este tipo se denomina elemento de esfuerzo. El elemento de esfuerzo en el punto C es un bloque rectangular pequeño (no importa si es un cubo o un paralelepípedo rectangular) con su cara derecha coincidiendo con la sección mn. Las dimensiones de un elemento de esfuerzo se suponen infinitesimal- mente pequeñas, pero por claridad lo dibujamos a una escala grande, como en la figura 2.31a. En este caso, los bordes del elemento son paralelos a los ejes x, y y z, y las únicos esfuerzos son los normales sx que actúan sobre las caras x (recuerde que las caras x tienen sus normales paralelas al eje x). Como es más conveniente, con frecuencia dibujaremos una vista bidimen- sional del elemento (figura 2.31b) en lugar de una vista tridimensional. Esfuerzos sobre secciones inclinadas El elemento de esfuerzo de la figura 2.31 sólo muestra una vista limitada de los esfuerzos en una barra cargada axialmente. Para obtener una repre- sentación más completa, necesitamos investigar los esfuerzos que actúan sobre secciones inclinadas, como la sección cortada por el plano inclinado pq en la figura 2.32a. Puesto que los esfuerzos son los mismos en toda la barra, los que actúan sobre la sección inclinada deben estar distribuidos uniformemente, como se representa en los diagramas de cuerpo libre de la figura 2.32b (vista tridimensional) y en la figura 2.32c (vista bidimensio- nal). A partir del equilibrio del cuerpo libre sabemos que la resultante de los esfuerzos debe ser una fuerza horizontal P. (La resultante se traza con una línea discontinua en las figuras 2.32b y 2.32c.) Figura 2.31 Elemento de esfuerzo en el punto C de la barra cargada axialmente mostrada en la figura 2.30c: (a) vista tridimensional del elemento y (b) vista bidimensional del elemento. ) b ( ) a ( P A x = P A x = x y z O x y O x x s s s s secCiÓn 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 129
- 150. 130 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Como punto preliminar, necesitamos un esquema para especificar la orientación de la sección inclinada pq. Un método estándar es especificar el ángulo u entre el eje x y la normal n a la sección (consulte la figura 2.33a). De esta manera, el ángulo u para la sección inclinada mostrada en la figura es aproximadamente 30°. En contraste, la sección transversal mn (figu- ra 2.30a) tiene un ángulo u igual a cero (debido a que la normal a la sección es el eje x). Como ejemplos adicionales, considere, el elemento de esfuerzo de la figura 2.31. El ángulo u para la cara derecha es 0, para la cara superior es 90° (una sección longitudinal de la barra), para la cara izquierda es 180° y para la cara inferior es 270° (o –90°). Ahora regresemos a la tarea de determinar los esfuerzos que actúan sobre la sección pq (figura 2.33b). Como ya se mencionó, la resultante de estos esfuerzos es una fuerza P en la dirección x. Esta resultante se puede separar en dos componentes, una fuerza normal N que es perpendicular al plano inclinado pq y una fuerza cortante V que es tangencial a ella. Estas componentes de la fuerza son N P cos u V P sen u (2.26a,b) Asociados con las fuerzas N y V se tienen esfuerzos normales y cortantes que están distribuidos uniformemente sobre la sección inclinada (figuras (a) (b) (c) x y z O P P P B A p q p q x y z O P P P A x y O A Figura 2.32 Barra prismática en tensión mostrando los esfuerzos que actúan sobre una sección inclinada pq: (a) barra con fuerzas axiales P, (b) vista tridimensional de la barra cortada mostrando los esfuerzos y (c) vista bidimensional.
- 151. 2.33 c yd). El esfuerzo normal es igual al fuerza normal N dividida entre el área de la sección y el esfuerzo cortante es igual a la fuerza cortante V dividida entre el área de la sección. Por tanto, los esfuerzos son s A N 1 t A V 1 (2.27a,b) en donde A1 es el área de la sección inclinada: A1 co A s u (2.28) cos cos (a) (b) (c) x y O P P A x y n O P P N V A B p q q p A q p N A1 = A A1 = (d) A q p V A1 = A A1 = — – — u u u u su tu secCiÓn 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 131 Figura 2.33 Barra prismática en tensión mostrando los esfuerzos que actúan sobre una sección inclinada pq.
- 152. 132 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Como es usual, A representa el área de la sección transversal de la barra. Los esfuerzos s y t actúan en las direcciones que se muestran en la figura 2.33c y d, es decir, en las mismas direcciones que la fuerza normal N y que la fuerza cortante V, respectivamente. En este punto necesitamos establecer una notación y convención de signos estandarizadas para los esfuerzos que actúan sobre las secciones inclinadas. Utilizaremos un subíndice u para indicar que el esfuerzo ac- túa sobre una sección inclinada un ángulo u (figura 2.34), de igual forma empleamos un subíndice x para indicar que los esfuerzos actúan sobre una sección perpendicular al eje x (consulte la figura 2.30). Los esfuerzos nor- males su son positivos en tensión y los esfuerzos cortantes tu son positivos cuando tienden a producir una rotación del material en sentido contrario al de las manecillas del reloj, como se muestra en la figura 2.34. Figura 2.34 Convención de signos para esfuerzos que actúan sobre una sección inclinada. (Los esfuerzos normales son positivos en tensión y los esfuerzos cortantes son positivos cuando tienden a producir rotación en sentido contrario al de las manecillas del reloj). P O y x su tu u Para una barra en tensión, la fuerza normal N produce esfuerzos nor- males positivos su (consulte la figura 2.33c) y la fuerza cortante produce esfuerzos cortantes negativos tu (consulte la figura 2.33d). Estos esfuerzos están dados por las siguientes ecuaciones (consulte las ecuaciones 2.26, 2.27 y 2.28): su A N 1 P A cos2 u tu A V 1 P A senu cos u Introduciendo la notación sx = P/A, en donde sx es el esfuerzo normal sobre una sección trasversal y también empleando las relaciones trigono- métricas cos2 u 1 2 (1 cos 2u) senu cos u 1 2 (sen 2u) obtenemos las expresiones siguientes para los esfuerzos normal y cor- tante: x cos2 2 x (1 cos 2 ) (2.29a) x sen cos 2 x (sen 2 ) (2.29b) Estas ecuaciones dan los esfuerzos que actúan sobre una sección inclinada orientada en un ángulo u con respecto al eje x (figura 2.34). Es importante reconocer que las ecuaciones (2.29a) y (2.29b) sólo fue- ron deducidas a partir de la estática y, por tanto, son independientes del material. Entonces, estas ecuaciones son válidas para cualquier material, ya sea que se comporte lineal o no linealmente, elástica o inelásticamente.
- 153. Esfuerzos normales ycortantes máximos La forma en que varían los esfuerzos conforme la sección inclinada se corta en varios ángulos se muestra en la figura 2.35. El eje horizontal da el ángulo u conforme varía de –90° a +90°, el eje vertical indica los esfuerzos su y tu. Observe que un ángulo positivo u se mide en sentido contrario al de las manecillas del reloj desde el eje x (figura 2.34) y uno negativo se mide en sentido de las manecillas del reloj. Como se muestra en la gráfica, el esfuerzo normal su es igual a sx cuando u = 0. Entonces, a medida que u aumenta o disminuye, el esfuerzo normal disminuye hasta que en u = ±90° se hace cero, debido a que no hay esfuerzos normales sobre las secciones cortadas paralelas al eje longitudi- nal. El esfuerzo normal máximo se presenta en u = 0 y es smáx sx (2.30) Además, observamos que cuando u = ±45°, el esfuerzo normal es la mitad del valor máximo. El esfuerzo cortante tu es cero sobre las secciones transversales de la barra (u = 0) así como sobre las secciones longitudinales (u = ±90°). Entre estos extremos, el esfuerzo varía como se muestra en la gráfica, alcanzan- do el valor positivo máximo cuando u = –45° y el valor negativo máximo cuando u = +45°. Estos esfuerzos cortantes máximos tienen la misma magnitud: tmáx s 2 x (2.31) pero tienden a girar al elemento en direcciones opuestas. Los esfuerzos máximos en una barra en tensión se muestran en la figura 2.36. Hemos seleccionado dos elementos de esfuerzo, el elemento A está orientado en u = 0° y el elemento B está orientado en u = 45°. El ele- mento A tiene los esfuerzos normales máximos (ecuación 2.30) y el elemen- to B tiene los esfuerzos cortantes máximos (ecuación 2.31). En el caso del elemento A (figura 2.36b), los únicos esfuerzos son los normales máximos (no existen esfuerzos cortantes sobre ninguna de las caras). x 0.5 x –0.5 x o 0 90° 45° –45° –90° s su tu tu su s s u Figura 2.35 Gráfica del esfuerzo normal su y del esfuerzo cortante tu en función del ángulo u de la sección inclinada (consulte la figura 2.34 y las ecuaciones 2.29a y b). secCiÓn 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 133
- 154. 134 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente En el caso del elemento B (figura 2.36c), actúan esfuerzos normales y cortantes sobre todas las caras (excepto, por supuesto, en las caras anterior y posterior del elemento). Considere, por ejemplo, la cara a 45° (la superior derecha). Sobre ella, los esfuerzos normales y cortantes (de las ecuaciones 2.29a y b) son sx/2 y –sx/2, respectivamente. De aquí, el esfuerzo normal está en tensión (positivo) y el esfuerzo cortante actúa en el sentido de las manecillas del reloj (negativo) contra el elemento. Los esfuerzos sobre las ca- ras restantes se obtienen de una manera similar sustituyendo u = 135°, –45° y –135° en las ecuaciones (2.29a y b). Entonces, en este caso especial de un elemento orientado en u = 45°, los esfuerzos normales sobre las cuatro caras son los mismos (iguales a sx/2) y los cuatro esfuerzos cortantes tienen la misma magnitud (igual a sx/2). Asimismo, observe que los esfuerzos cortantes que actúan sobre planos per- pendiculares son iguales en magnitud y tienen direcciones ya sea hacia arriba o bien alejadas de la línea de intersección de los planos, como se analizó con detalle en la sección 1.6. Si una barra se carga en compresión en lugar de en tensión, el esfuerzo sx será de compresión y tendrá un valor negativo. En consecuencia, todos los esfuerzos que actúan sobre elementos de esfuerzo tendrán direcciones opuestas a las de una barra en tensión. Por supuesto, las ecuaciones (2.29a y b) aún se pueden usar para los cálculos simplemente sustituyendo sx como una cantidad negativa. No obstante que el esfuerzo cortante máximo en una barra cargada axialmente sólo es la mitad del esfuerzo normal máximo, el esfuerzo cor- tante puede ocasionar la falla si el material es mucho más débil en cortante Figura 2.36 Esfuerzos normales y cortantes que actúan sobre elementos de esfuerzo orientados en u = 0° y u = 45° para una barra en tensión. = 45° P O P y x A B (a) (b) y x x x O A (c) y x O B x 2 x 2 x 2 x 2 x 2 máx = s s s s s s s u t
- 155. que en tensión.Un ejemplo de una falla por cortante se representa en la figura 2.37, donde se muestra un bloque de madera que se sometió a com- presión y falló por cortante a lo largo de un plano a 45°. Un comportamiento similar se tiene en el acero dulce sometido a ten- sión. Durante un ensayo a tensión de una barra plana de acero al bajo car- bono con superficies pulidas, aparecen bandas de deslizamiento visibles en los lados de la barra a aproximadamente 45° respecto de su eje (figura 2.38). Estas bandas indican que el material está fallando en cortante a lo largo de planos sobre los cuales el esfuerzo cortante es máximo. Las bandas fueron observadas por primera vez por G. Piobert en 1842 y W. Lüders en 1860 (consulte las referencias 2.5 y 2.6) y en la actualidad se llaman bandas de Lüders o bandas de Piobert. Comienzan a aparecer cuando el esfuerzo de fluencia se alcanza en la barra (punto B en la figura 1.10 de la sección 1.3). Esfuerzo uniaxial El estado de esfuerzo que se describe en toda esta sección se llama esfuerzo uniaxial, por la obvia razón de que la barra se somete a tensión o compre- sión simple sólo en una dirección. Las orientaciones más importantes de los elementos de esfuerzo para esfuerzo uniaxial son u = 0 y u = 45° (figuras 2.36b y c); la primera tiene un esfuerzo normal máximo y la segunda tiene un esfuerzo cortante máximo. Si las secciones se cortan a través de la barra en otros ángulos, los esfuerzos que actúan sobre las cargas de los elementos de esfuerzo correspondientes se pueden determinar a partir de las ecuacio- nes (2.29a y b), como se ilustra en los ejemplos 2.10 y 2.11 siguientes. El esfuerzo uniaxial es un caso especial de un estado de esfuerzo más general conocido como esfuerzo plano, que se describe con detalle en el capítulo 7. Figura 2.37 Falla por cortante a lo largo de un plano a 45° de un bloque de madera sometido a compresión. Figura 2.38 Bandas de deslizamiento (o bandas de Lüders) en una probeta de acero pulido sometida a tensión. secCiÓn 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 135 Carga Carga Carga Carga
- 156. 136 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ejemplo 2.10 Una barra prismática con área de su sección transversal A = 1200 mm2 se comprime mediante una carga axial P = 90 kN (figura 2.39a). (a) Determine los esfuerzos que actúan sobre una sección inclinada pq cortada a través de la barra en un ángulo u = 25°. (b) Determine el estado de esfuerzo completo para u = 25° y muestre los es- fuerzos sobre un elemento de esfuerzo con la orientación adecuada. Figura 2.39 Ejemplo 2.10. Esfuerzos sobre una sección inclinada. (b) (c) (a) P 28.7 MPa 61.6 MPa 25° O y p q P P = 90 kN x = 25° 13.4 MPa 13.4 MPa 28.7 MPa 28.7 MPa 28.7 MPa 28.7 MPa 61.6 MPa 25° 61.6 MPa b d c a u Solución (a) Esfuerzos sobre la sección inclinada. Para determinar los esfuerzos que actúan sobre una sección con u = 25°, primero calculamos el esfuerzo normal sx que actúa sobre una sección transversal: sx P A 12 9 0 0 0 k m N m2 75 MPa
- 157. donde el signomenos indica que el esfuerzo es de compresión. Enseguida, calcu- lamos los esfuerzos normal y cortante con las ecuaciones (2.29a y b) con u = 25°, como sigue: su sx cos2 u ( 75 MPa)(cos 25°)2 61.6 MPa tu sx senu cos u (75 MPa)(sen 25°)(cos 25°) 28.7 MPa En la figura 2.39b se muestran estos esfuerzos que actúan sobre la sección inclinada. Observe que el esfuerzo normal su es negativo (de compresión) y el esfuerzo cortan- te tu es positivo (sentido contrario al de las manecillas del reloj). (b) Estado de esfuerzo completo. Para determinar el estado de esfuerzo comple- to necesitamos calcular los esfuerzos que actúan sobre todas las caras de un elemento de esfuerzo orientado a 25° (figura 2.39c). La cara ab, para la cual u = 25°, tiene la misma orientación que el plano inclinado que se muestra en la figura 2.39b. Por tanto, los esfuerzos son los mismos que los dados con anterioridad. Los esfuerzos sobre la cara opuesta cd son los mismos que sobre la cara ab, lo que se puede verificar sustituyendo u = 25° + 180° = 205° en las ecuaciones (2.29a y b). Para la cara ad sustituimos u = 25° – 90° = –65° en las ecuaciones (2.29a y b) y obtenemos su 13.4 MPa tu 28.7 MPa Estos mismos esfuerzos se aplican a la cara opuesta bc, como se puede verificar sustituyendo u = 25° + 90° = 115° en las ecuaciones (2.29a y b). Observe que el esfuerzo normal es de compresión y que el esfuerzo cortante actúa en el sentido de las manecillas del reloj. El estado de esfuerzo completo se muestra por el elemento de esfuerzo de la figura 2.39c. Un bosquejo de este tipo es una forma excelente para mostrar las direc- ciones de los esfuerzos y las orientaciones de los planos sobre los que actúan. secCiÓn 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 137
- 158. 138 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ejemplo 2.11 Una barra en compresión con sección transversal cuadrada de ancho b debe soportar una carga P = 8000 lb (figura 2.40a). La barra está hecha con dos piezas de material que están conectadas mediante una junta pegada (conocida como junta biselada) a lo largo del plano pq, que está a un ángulo a = 40° con respecto a la vertical. El ma- terial es un plástico estructural con esfuerzos permisibles en compresión y cortante de 1100 y 600 psi, respectivamente. Además, los esfuerzos permisibles en la junta pegada son 750 psi en compresión y 500 psi en cortante. Determine el ancho mínimo b de la barra. Solución Por conveniencia giremos la barra hasta una posición horizontal (figura 2.40b) que iguale a las figuras empleadas al deducir las ecuaciones para los esfuerzos sobre una sección inclinada (consulte las figuras 2.33 y 2.34). Con la barra en esta posi- ción observamos que la normal n respecto al plano de la junta pegada (plano pq) forma un ángulo bb = 90° – a, o 50°, con el eje de la barra. Como el ángulo u se define como positivo cuando es en el sentido contrario al de las manecillas del reloj (figura 2.34), concluimos que u = –50° para la junta pegada. El área de la sección transversal de la barra se relaciona con la carga P y el esfuerzo sx que actúa sobre las secciones transversales mediante la ecuación A s P x (a) Por tanto, para encontrar el área necesaria, debemos determinar el valor de sx que corresponde a cada uno de los cuatro esfuerzos permisibles. Luego, el valor menor de sx determinará el área necesaria. Los valores de sx se obtienen reacomodando las ecuaciones (2.29a y b) como sigue: sx co s s u 2 u sx senu tu cos u (2.32a,b) Ahora aplicamos estas ecuaciones a la junta pegada y al plástico. (a) Valores de sx con base en los esfuerzos permisibles en la junta pegada. Para compresión en la junta pegada tenemos su = –750 psi y u = –50°. Sustituyendo estos valores en la ecuación (2.32a), obtenemos sx (cos 750 5 p 0 s ° i )2 1815 psi (b) Para el cortante en la junta pegada tenemos un esfuerzo permisible de 500 psi. Sin embargo, no es inmediatamente evidente si tu es +500 psi o –500 psi. Un enfo-
- 159. que es sustituirlos dos valores +500 psi y –500 psi en la ecuación (2.32b) y después seleccionar el valor de sx que sea negativo. El otro valor de sx será positivo (tensión) y no se aplica a esta barra. Otro enfoque es inspeccionar la propia barra (figura 2.40b) y observar a partir de las direcciones de las cargas que el esfuerzo cortante actúa en el sentido de las manecillas del reloj contra el plano pq, lo que significa que el esfuerzo cortante es negativo. Por lo tanto, sustituimos tu = –500 psi y u = –50° en la ecuación (2.32b) y obtenemos sx 1015 psi 500 psi (sen 50°)(cos 50°) (c) (b) Valores de sx con base en los esfuerzos permisibles en el plástico. El es- fuerzo de compresión máximo en el plástico se tiene sobre una sección transversal. Por tanto, como el esfuerzo permisible en compresión es 1100 psi, de inmediato sabemos que sx i s p 0 0 1 1 (d) El esfuerzo cortante máximo ocurre sobre un plano a 45° y numéricamente es igual a sx/2 (consulte la ecuación 2.31). Puesto que el esfuerzo permisible en cortante es 600 psi, obtenemos sx i s p 0 0 2 1 (e) El mismo resultado se puede obtener con la ecuación (2.32b) sustituyendo tu = 600 psi y u = 45°. (c) Ancho mínimo de la barra. Al comparar los cuatro valores de sx (ecuacio- nes b, c, d y e), observamos que el menor es sx = –1015 psi. Por tanto, este valor gobierna el diseño. Sustituyendo en la ecuación (a) y empleando sólo valores numé- ricos obtenemos el área necesaria: A 1 8 0 0 1 0 5 0 p lb si 7.88 in2 Como la barra tiene una sección transversal cuadrada (A = b2 ), el ancho mínimo es bmín A 7.88 in2 2.81 in Cualquier ancho mayor que bmín garantizará que no se rebasen los esfuerzos permi- sibles. Figura 2-40 Ejemplo 2.11. Esfuerzos sobre una sección inclinada. D
- 160.
- 161. 2 S T 3 3 [ $ $ ² ²$ $² Q a ba a b b u secCiÓn 2.6 Esfuerzos sobre secciones inclinadas 139
- 162. 140 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente La energía de deformación es un concepto fundamental en la mecánica apli- cada, y sus principios se usan ampliamente para determinar la respuesta de máquinas y estructuras sometidas a cargas estáticas y dinámicas. En esta sección introducimos el tema de energía de deformación en su forma más simple considerando sólo elementos cargados axialmente sometidos a car- gas estáticas. En capítulos posteriores se analizan elementos estructurales más complicados—barras en torsión en la sección 3.9 y vigas en flexión en la sección 9.8—. Además, el uso de la energía de deformación en conexión con cargas dinámicas se describe en las secciones 2.8 y 9.10. Para ilustrar las ideas básicas, consideremos de nuevo una barra pris- mática con longitud L sometida una fuerza de tensión P (figura 2.41). Supone- mos que la carga se aplica lentamente, de manera que aumenta gradualmente de cero a su valor máximo P. Una carga de este tipo se denomina carga estática debido a que no hay efectos dinámicos o inerciales debidos a algún movimiento. La barra se alarga gradualmente conforme se aplica la carga y al final alcanza su alargamiento máximo d al mismo tiempo que la carga alcan- za su valor total P. Después de esto, la carga y el alargamiento permanecen sin cambio. Durante el proceso de carga, la carga P se mueve lentamente la distan- cia d y realiza una cierta cantidad de trabajo. Para evaluar éste, recordamos de la mecánica elemental que una fuerza constante realiza un trabajo igual al producto de la fuerza por la distancia a través de la cual se mueve. Sin embargo, en nuestro caso la fuerza varía en magnitud de cero a su valor máximo P. Para encontrar el trabajo realizado por la carga en estas condi- ciones, necesitamos conocer la manera en que varía la fuerza. Esta infor- mación la proporciona un diagrama carga-desplazamiento como el de la figura 2.42. En este diagrama el eje vertical representa la carga axial y el eje horizontal representa el alargamiento correspondiente de la barra. La forma de la curva depende de las propiedades del material. Si denotamos con P1 cualquier valor de la carga entre cero y el valor máximo P y el alargamiento correspondiente de la barra con d1. Entonces un incremento dP1 en la carga producirá un aumento dd1 en el alargamiento. El trabajo realizado por la carga durante este alargamiento incremental es el producto de la carga por la distancia a través de la cual se mueve la carga, es decir, el trabajo es igual a P1dd1. Este trabajo se representa en la figura por el área de la franja sombreada debajo de la curva carga-desplazamiento. El trabajo total realizado por la carga conforme aumenta de cero al valor máximo P es la suma de todas las franjas elementales: W d 0 P1dd1 (2.33) En términos geométricos, el trabajo realizado por la carga es igual al área debajo de la curva carga-desplazamiento. Cuando la carga alarga la barra se producen deformaciones unitarias. La presencia de estas deformaciones unitarias aumenta el nivel de energía de 2.7 ENERGÍA DE DEFORMACIÓN Figura 2.41 Barra prismática sometida a una carga aplicada estáticamente. P L d Figura 2.42 Diagrama carga- desplazamiento. P dP1 d 1 O P P1 1 d d d d
- 163. la propia barra.Por tanto, se define una cantidad nueva, llamada energía de deformación, que es la energía absorbida por la barra durante el pro- ceso de carga. A partir del principio de conservación de la energía sabemos que esta energía de deformación es igual al trabajo realizado por la carga siempre que no se agregue o se reste energía en forma de calor. Por tanto, U W 0 P1d 1 (2.34) en donde U es el símbolo para la energía de deformación. En ocasiones a la energía de deformación se le refiere como trabajo interno para distinguirlo del trabajo externo realizado por la carga. El trabajo y la energía se expresan en las mismas unidades. En unida- des SI, la unidad de trabajo y energía es el joule (J), que es igual a un newton metro (1 J = N∙m). En el sistema inglés, el trabajo y la energía se expresan en pie-libras (ft-lb), pie-kips (ft-k), pulgada-libras (in-lb) y pulgada-kips (in-k).* Energía de deformación elástica e inelástica Si la fuerza P (figura 2.41) se remueve lentamente de la barra, ésta se acor- tará. Si no rebasa el límite elástico del material, la barra regresará a su longitud original. Si rebasa el límite elástico, quedará una deformación per manente (consulte la sección 1.4). Por tanto, toda la energía de deformación o parte de ella se recuperará en forma de trabajo. Este comportamiento se muestra en el diagrama carga-desplazamiento de la figura 2.43. Durante la carga, el trabajo realizado por aquélla es igual al área debajo de la curva (área OABCDO). Cuando se remueve la carga, el diagrama carga-despla- zamiento sigue la línea BD si el punto B está más allá del límite elástico y se producirá un alargamiento permanente OD. Por tanto, la energía de deformación recuperada durante la descarga, denominada energía de de- formación elástica, está representada por el triángulo sombreado BCD. El área OABDO representa energía que se pierde en el proceso de deformación permanente de la barra. Esta energía se conoce como energía de deforma- ción inelástica. La mayor parte de las estructuras se diseñan con la expectativa que el material permanecerá dentro del intervalo elástico en condiciones ordi- narias de servicio. Supongamos que la carga a la cual el esfuerzo en el material llega el límite elástico se representa por el punto A en la curva carga-desplazamiento (figura 2.43). Siempre que la carga este abajo de este valor, toda la energía de deformación se recuperará durante la descarga y no queda un alargamiento permanente. Por tanto, la barra actúa como un re- sorte elástico, almacenando y liberando energía conforme la carga se aplica y se remueve. Figura 2.43 Energía de deformación elástica e inelástica. * Los factores de conversión para trabajo y energía se dan en la tabla A-5 del apéndice A. secCiÓn 2.7 Energía de deformación 141 P A B C D O d Energía de deformación elástica Energía de deformación inelástica
- 164. 142 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Comportamiento linealmente elástico Ahora supongamos que el material de la barra sigue la ley de Hooke, de modo que la curva carga-desplazamiento es una línea recta (figura 2.44). Entonces la energía de deformación U almacenada en la barra (igual al tra- bajo W realizado por la carga) es U W P 2 (2.35) que es el área del triángulo sombreado OAB en la figura.* La relación entre la carga P y el alargamiento d para una barra de ma- terial linealmente elástico está dada por la ecuación d E P A L (2.36) Al combinar esta ecuación con la ecuación (2.35) nos permite expresar la energía de deformación de una barra linealmente elástica en cualquiera de las siguientes formas: U E 2 A L 2 U 2 P E 2 L A (2.37a,b) La primera ecuación expresa la energía de deformación como una función de la carga y la segunda la expresa como una función del alargamiento. A partir de la primera ecuación observamos que al aumentar la longitud de una barra se incrementa la cantidad de energía de deformación aunque la carga no cambie (debido a que más material se deforma por la carga). Por otra parte, al aumentar el módulo de elasticidad o bien el área de la sección transversal disminuye la energía de deformación debido a que las deforma- ciones en la barra se reducen. Estas ideas se ilustran en los ejemplos 2.12 y 2.15. Las ecuaciones de energía de deformación análogas a las ecuaciones (2.37a) y (2.37b) se pueden escribir para un resorte linealmente elástico reemplazando la rigidez EA/L de la barra prismática con la rigidez k del resorte. Por tanto, U k 2 2 U 2 P k 2 (2.38a,b) Pueden obtenerse otras formas de estas ecuaciones reemplazando k con 1/f, donde f es la flexibilidad. Figura 2.44 Diagrama carga- desplazamiento para una barra de material linealmente elástico. P A B O P P 2 U = d d d * El principio que afirma que el trabajo de las cargas externas es igual a la energía de deformación (para el caso de comportamiento linealmente elástico) fue enunciado primero por el ingeniero francés B. P. E. Clapeyron (1799-1864) y se conoce como teorema de Clapeyron (referencia 2.7).
- 165. Barras no uniformes Laenergía de deformación total U de una barra formada de varios segmen- tos es igual a la suma de las energías de deformación de los segmentos in- dividuales. Por ejemplo, la energía de deformación de la barra representada en la figura 2.45 es igual a la energía de deformación del segmento AB más la energía de deformación del segmento BC. Este concepto se expresa en términos generales mediante la siguiente ecuación: U n i 1 Ui (2.39) en donde Ui es la energía de deformación del segmento i de la barra y n es el número de segmentos. (Esta relación es válida ya sea que el material se comporte de una manera lineal o no lineal). Ahora suponga que el material de la barra es linealmente elástico y que la fuerza axial interna es constante dentro de cada segmento. Entonces podemos emplear la ecuación (2.37a) para obtener las energías de deforma- ción de los segmentos y la ecuación (2.39) se transforma en U n i 1 2 N E i 2 i L A i i (2.40) donde Ni es la fuerza axial que actúa en el segmento i y Li, Ei y Ai son pro- piedades del segmento i. (El uso de esta ecuación se ilustra en los ejemplos 2.12 y 2.15 al final de esta sección). Podemos obtener la energía de deformación de una barra prismática con una fuerza axial que varía continuamente (figura 2.46) aplicando la ecuación (2.37a) a un elemento diferencial (que se muestra sombreado en la figura) y luego integrando a lo largo de la longitud de la barra: U L 0 [N 2E (x A )] ( 2 x d ) x (2.41) En esta ecuación, N(x) y A(x) son la fuerza axial y el área de la sección transversal a una distancia x desde el extremo de la barra. (El ejemplo 2.13 ilustra el uso de esta ecuación). Comentarios Las expresiones anteriores para la energía de deformación (ecuaciones 2.37 a 2.41) muestran que la energía de deformación no es una función lineal de las cargas, ni siquiera cuando el material es linealmente elástico. Por tanto, es importante tomar en cuenta que no podemos obtener la energía de defor mación de una estructura que soporta más de una carga combinando las energías de deformación obtenidas a partir de las cargas individuales que actúan por separado. En el caso de la barra no prismática que se muestra en la figura 2.45, la energía de deformación total no es la suma de la energía de deformación debida a la carga P1 que actúa sola y la energía de deformación debida a la carga P2 actuando sola. Entonces, debemos evaluar la energía de deforma- ción con todas las cargas que actúan simultáneamente, como se demuestra más adelante en el ejemplo 2.13. Figura 2.45 Barra formada de segmentos prismáticos que tienen diferentes áreas de sus secciones transversales y distintas fuerzas axiales. B A C P1 P2 Figura 2.46 Barra no prismática con fuerza axial variable. B A P L x dx secCiÓn 2.7 Energía de deformación 143
- 166. 144 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Aunque sólo hemos considerado elementos en tensión en los análisis anteriores de energía de deformación, todos los conceptos y las ecuaciones se aplican igualmente bien a elementos en compresión. Dado que el trabajo realizado por una carga axial es positivo sin importar si la carga ocasiona tensión o compresión, se deduce que la energía de deformación siempre es una cantidad positiva. Este hecho es también evidente en las expresiones para la energía de deformación de barras linealmente elásticas (como las ecuaciones 2.37a y 2.37b). Estas expresiones siempre son positivas debido a que los términos de la carga y el alargamiento están elevados al cuadrado. La energía de deformación es una forma de energía potencial (o “ener- gía de posición”) porque depende de las ubicaciones relativas de las partículas o elementos que componen el miembro. Cuando una barra o un resorte se comprimen, sus partículas se agrupan más juntas; cuando se estira, las distancias entre las partículas aumentan. En los dos casos la energía de de- formación del elemento se incrementa en comparación con su energía de deformación en la posición sin carga. Desplazamientos ocasionados por una carga individual El desplazamiento de una estructura linealmente elástica que sólo soporta una carga se puede determinar a partir de su energía de deformación. Para ilustrar el método, considere una armadura de dos barras (figura 2.47) so- metida a una fuerza vertical P. Nuestro objetivo es determinar el desplaza- miento vertical d en el nodo B donde se aplica la carga. Cuando la carga P se aplica lentamente a la armadura, realiza trabajo conforme se mueve por el desplazamiento vertical d. Sin embargo, no reali- za trabajo a medida que se mueve lateralmente, es decir, a los lados. Por lo tanto, como el diagrama carga-desplazamiento es lineal (consulte la figura Figura 2.47 Estructura soportando una carga individual P. A C B P B' d
- 167. 2.44 y laecuación 2.35), la energía de deformación U almacenada en la estructura, igual al trabajo realizado por la carga, es U W P 2 d de donde obtenemos 2 P U (2.42) Esta ecuación muestra que en ciertas condiciones especiales, como se des- taca en el párrafo siguiente, el desplazamiento de una estructura se puede determinar directamente a partir de la energía de deformación. Las condiciones que se deben cumplir a fin de usar la ecuación (2.42) son las siguientes: (1) la estructura se debe comportar de una manera lineal- mente elástica y (2) sólo puede actuar una carga sobre la estructura. Ade- más, el único desplazamiento que se puede determinar es el correspondiente a la propia carga (es decir, el desplazamiento debe ocurrir en la dirección de la carga y debe estar en el punto donde se aplica la carga). Por tanto, este método para determinar desplazamientos está extremadamente limitado en su aplicación y no es un buen indicador de la gran importancia de los princi- pios de la energía de deformación en la mecánica estructural. Sin embargo, el método sí proporciona una introducción al uso de la energía de deforma- ción. (El método se ilustra más adelante en el ejemplo 2.14). Densidad de energía de deformación En muchas situaciones es conveniente emplear una cantidad denominada densidad de energía de deformación, que se define como la energía de deformación por unidad de volumen de material. Las expresiones para la densidad de energía de deformación en el caso de materiales linealmente elásticos se pueden obtener con las fórmulas para la energía de deformación de una barra prismática (ecuaciones 2.37a y b). Como la energía de de- formación de la barra está uniformemente distribuida en todo su volumen, podemos determinar la densidad de energía de deformación dividiendo la energía de deformación total U entre el volumen AL de la barra. Por tanto, la densidad de energía de deformación, denotada con el símbolo u, puede expresarse en cualquiera de estas formas: u 2E P A 2 2 u E 2 d L2 2 (2.43a,b) Si reemplazamos P/A con el esfuerzo s y d/L con la deformación unitaria , obtenemos u E 2 2 u 2E 2 (2.44a,b) Estas ecuaciones proporcionan la densidad de energía de deformación en un material linealmente elástico en términos del esfuerzo normal s o de la deformación unitaria normal . secCiÓn 2.7 Energía de deformación 145
- 168. 146 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Las expresiones en las ecuaciones (2.44a y b) tienen una interpreta- ción geométrica simple. Son iguales al área s/2 del triángulo debajo del diagrama esfuerzo-deformación unitaria para un material que sigue la ley de Hooke (s = E). En una situación más general donde el material no si- gue la ley de Hooke, la densidad de energía de deformación aún es igual al área debajo de la curva esfuerzo-deformación unitaria, pero se debe evaluar el área para cada material particular. La densidad de energía de deformación tiene unidades de energía di- vidida entre el volumen. Las unidades en el SI son joules por metro cúbico (J/m3 ) y en el sistema inglés son pie-libras por pie cúbico, pulgada-libras por pulgada cúbica y otras unidades similares. Como todas estas unidades se reducen a unidades de esfuerzo (recuerde que 1 J = 1 Nm), también po- demos utilizar unidades como pascales (Pa) y libras por pulgada cuadrada (psi) para la densidad de energía de deformación. La densidad de energía de deformación del material cuando se esfuerza hasta el límite de proporcionalidad se denomina módulo de resilencia ur , y se determina sustituyendo el límite de proporcionalidad spl en la ecuación (2.44a): ur s 2E 2 pl (2.45) Por ejemplo, un acero dulce que tiene spl = 36,000 psi y E = 30 × 106 psi tiene un módulo de resilencia ur = 21.6 psi (o 149 kPa). Observe que el módulo de resilencia es igual al área debajo de la curva esfuerzo-deforma- ción unitaria hasta el límite de proporcionalidad. La resilencia representa la habilidad de un material para absorber y liberar energía dentro del intervalo elástico. Otra cantidad, denominada tenacidad, se refiere a la habilidad de un material para absorber energía sin fracturarse. El módulo correspondiente, de nominado módulo de tenacidad ut, es la densidad de energía de deforma- ción cuando el material se esfuerza hasta el punto de falla y es igual al área debajo de toda la curva esfuerzo-deformación unitaria. Entre mayor sea el módulo de tenacidad de un material, mayor será su capacidad para absorber energía sin fallar. Por tanto, un módulo de tenacidad elevado es importante cuando el material se somete a cargas de impacto (consulte la sección 2.8). Las expresiones anteriores para la densidad de energía de deformación (ecuaciones 2.43 a 2.45) se dedujeron para esfuerzo uniaxial, es decir, para materiales sometidos sólo a tensión o compresión. Las fórmulas para la densidad de energía de deformación en otros estados de esfuerzo se presen- tan en los capítulos 3 y 7.
- 169. Ejemplo 2.12 Tres barrasredondas con la misma longitud L pero con formas diferentes se mues- tran en la figura 2.48. La primera barra tiene un diámetro d en toda su longitud, la se- gunda tiene un diámetro d en un quinto de su longitud y la tercera tiene un diámetro d en un quinceavo de su longitud. En el resto de la longitud, la segunda y la tercera barra tienen un diámetro 2d. Las tres barras se someten a la misma carga axial P. Compare las cantidades de energía de deformación almacenadas en las barras suponiendo un comportamiento linealmente elástico. (No tome en cuenta los efectos de las concentraciones de esfuerzo y los pesos de las barras). Figura 2.48 Ejemplo 2.12. Cálculo de la energía de deformación. Solución (a) Energía de deformación U1 de la primera barra. La energía de deformación de la primera barra se determina directamente de la ecuación (2.37a): U1 2 P E 2 L A (a) en donde A = πd2 /4. continúa L 5 — L 15 — d P (a) 2d P (b) d 2d P (c) d L secCiÓn 2.7 Energía de deformación 147
- 170. 148 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente (b) Energía de deformación U2 de la segunda barra. La energía de deforma- ción se determina sumando las energías de deformación en los tres segmentos de la barra (consulte la ecuación 2.40). Por tanto, U2 n i 1 2 N E i 2 i L A i i P 2 2 ( E L A /5) P 2 2 E (4 (4 L A /5 ) ) 5 P E 2 L A 2U 5 1 (b) que es sólo 40% de la energía de deformación de la primera barra. Por tanto, aumen- tando el área de la sección transversal en parte de la longitud reduce en gran medida la cantidad de energía de deformación que se puede almacenar en la barra. (c) Energía de deformación U3 de la tercera barra. De nuevo empleando la ecuación (2.40), obtenemos U3 n i 1 2 N E i 2 i L A i i P2 2 (L E / A 15) P2 2 (1 E 4 (4 L A /1 ) 5) 2 3 0 P E 2 L A 3 1 U 0 1 (c) La energía de deformación ahora ha disminuido a 30% de la energía de deformación de la primera barra. Nota: al comparar estos resultados observamos que la energía de deformación disminuye conforme aumenta la parte de la barra con el área mayor. Si se aplica la misma cantidad de trabajo a las tres barras, el esfuerzo mayor será en la tercera, debido a que ésta tiene la menor capacidad de absorción de energía. Si la región que tiene el diámetro d se hace aún menor, la capacidad de absorción de energía disminuirá todavía más. Por tanto, concluimos que sólo se requiere una cantidad pequeña de trabajo para llevar el esfuerzo de tensión a un valor mayor en una barra con una ranura, y entre más estrecha sea esta última, más severa será su condición. Cuando las cargas son dinámicas y la habilidad para absorber energía es importante, la presencia de ranuras es muy perjudicial. En el caso de cargas estáticas, los esfuerzos máximos son más importantes que la habilidad para absorber energía. En este ejemplo las tres barras tienen el mismo esfuerzo máximo P/A (siempre que se amortigüen las concentraciones de esfuerzo) y, por tanto, las tres barras tienen la misma capacidad de soporte de carga cuando ésta se aplica estáticamente.
- 171. Ejemplo 2.13 Determine laenergía de deformación de una barra prismática que cuelga de su ex- tremo superior (figura 2.49). Considere las cargas siguientes: (a) el peso de la barra y (b) el peso de la barra más una carga P en el extremo inferior. (Suponga un com- portamiento linealmente elástico.) Solución (a) Energía de deformación debida al peso de la barra (figura 2.49a). La barra está sometida a una fuerza axial variante, la fuerza interna es cero en su extremo inferior y máxima en su extremo superior. Para determinar la fuerza axial, conside- ramos un elemento con longitud dx (que se muestra sombreado en la figura) a una distancia x desde el extremo superior. La fuerza axial interna N(x) que actúa sobre este elemento es igual al peso de la barra debajo del elemento: N(x) gA(L x) (d) en donde g es el peso específico del material y A es el área de la sección transversal de la barra. Sustituyendo en la ecuación (2.41) e integrando se obtiene la energía de deformación total: U L 0 [N 2 ( E x A )] ( 2 x d ) x L 0 [gA(L 2EA x)]2 dx g 6 2 A E L3 (2.46) (b) Energía de deformación debida al peso de la barra más la carga P (figura 2.49b). En este caso la fuerza axial N(x) que actúa sobre el elemento es N(x) gA(L x) P (e) (compare con la ecuación d). Ahora de la ecuación (2.41) obtenemos U L 0 g2 6 A E L3 g 2 P E L2 2 P E 2 L A [gA(L x) P]2 dx 2EA (2.47) Nota: el primer término en esta expresión es igual que la energía de deforma- ción de una barra que cuelga bajo su propio peso (ecuación 2.46) y el último término es igual que la energía de deformación de una barra sometida a una fuerza axial P (ecuación 2.37a). Sin embargo, el término medio contiene tanto a g como a P, mos- trando que depende del peso de la barra y de la magnitud de la carga aplicada. Por tanto, este ejemplo ilustra que la energía de deformación de una barra so- metida a dos cargas no es igual a la suma de las energías de deformación producidas por las cargas individuales que actúan por separado. Figura 2.49 Ejemplo 2.13. (a) Barra colgada por su propio peso y (b) barra que cuelga por su propio peso y también soporta una carga P. P L x dx (a) L x dx (b) secCiÓn 2.7 Energía de deformación 149
- 172. 150 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ejemplo 2.14 Determine el desplazamiento vertical dB del nodo B de la armadura que se muestra en la figura 2.50. Observe que la única carga que actúa sobre la armadura es la carga vertical P en el nodo B. Suponga que los dos elementos de la armadura tienen la misma rigidez axial EA. Solución Como sólo hay una carga que actúa sobre la armadura, podemos determinar el desplazamiento correspondiente a esa carga igualando el trabajo de la carga con la energía de deformación de los elementos. Sin embargo, para encontrar la energía de deformación debemos conocer las fuerzas en los elementos (consulte la figura 2.37a). A partir del equilibrio de las fuerzas que actúan en el nodo B observamos que la fuerza axial F en cualquier barra es F 2 c P os b (f) en donde b es el ángulo que se muestra en la figura. Además, de la geometría de la armadura vemos que la longitud de cada barra es L1 co H s b (g) en donde H es la altura de la armadura. Ahora podemos obtener la energía de deformación de las dos barras con la ecuación (2.37a): U (2) F 2E 2 L A 1 4EA P c 2 H os3 b (h) También, el trabajo de la carga P (de la ecuación 2.35) es W P 2 dB (i) donde dB es el desplazamiento hacia abajo del nodo B. Igualando U y W, y despe- jando dB, obtenemos dB 2EA P c H os3 b (2.48) Observe que encontramos este desplazamiento empleando sólo el equilibrio y la energía de deformación, no necesitamos trazar un diagrama de desplazamiento en el nodo B. B C A H P b b Figura 2.50 Ejemplo 2.14. Desplazamiento de una armadura que soporta una sola carga P.
- 173. Ejemplo 2.15 El cilindrode un compresor de aire está sujeto por pernos que pasan por las bridas del cilindro (figura 2.51a). En la parte (b) de la figura se muestra un detalle de uno de los pernos. El diámetro d del vástago es 0.500 in y el diámetro de la raíz dr de la sección roscada es 0.406 in. El agarre g de los pernos es 1.50 in y las roscas se extienden una distancia t = 0.25 in en el agarre. Debido la acción de ciclos repetidos de presión alta y baja en la cámara, los pernos podrían romperse. Para reducir la posibilidad de que fallen los pernos, los diseñadores sugieren dos modificaciones posibles: (1) rebajar los vástagos de los pernos de modo que su diámetro sea igual que el diámetro de la rosca dr, como se muestra en la figura 2.52a. (2) Reemplazar cada par de pernos por un solo perno largo como se ve en la figura 2.52b. Los pernos largos son similares a los pernos originales (figura 2.51b) excepto que el agarre se aumenta hasta la distancia L = 13.5 in. Compare la capacidad de absorción de energía de las tres configuraciones de los pernos: (a) pernos originales, (b) pernos con diámetro del vástago reducido y (c) pernos largos. (Suponga un comportamiento linealmente elástico y no tenga en cuenta los efectos de las concentraciones de esfuerzos). Figura 2.51 Ejemplo 2.15. (a) Cilindro con émbolo y pernos de sujeción y (b) detalle de un perno. Solución (a) Pernos originales. Los pernos originales se pueden idealizar como barras que consisten de dos segmentos (figura 2.51b). El segmento izquierdo tiene una longitud g – t y un diámetro d, y el segmento derecho tiene una longitud t y un diá- metro dr. La energía de deformación de un perno sometido a una carga de tensión P se puede obtener sumando las energías de deformación de los dos segmentos (ecuación 2.40): U1 n i 1 2 N E i 2 i L A i i P2 2 (g EAs t) 2 P E 2 A t r (j) en donde As es el área de la sección transversal del vástago y Ar es el área de la sec- ción transversal en la raíz de las roscas; por tanto, As p 4 d2 Ar p 4 d r 2 (k) continúa secCiÓn 2.7 Energía de deformación 151 Cámara Émbolo Cilindro Perno t d dr g d (a) (b)
- 174. 152 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Sustituyendo estas expresiones en la ecuación (j), obtenemos la siguiente fórmula para la energía de deformación de uno de los pernos: U1 2P p 2 ( E g d2 t) p 2 E P d 2 t r 2 (l) (b) Pernos con diámetro reducido del vástago. Estos pernos se pueden idealizar como barras prismáticas con longitud g y diámetro dr (figura 2.52a). Por tanto, la energía de deformación de un perno (consulte la ecuación 2.37a) es U2 2 P E 2 A g r p 2P E 2 d g r 2 (m) La razón de las energías de deformación para los casos (1) y (2) es U U 2 1 (g t g )d d r 2 2 td2 (n) o, al sustituir valores numéricos, U U 2 1 1.40 (1.50 in)(0.500 in) 2 (1.50 in 0.25 in)(0.406 in)2 (0.25 in)(0.500 in)2 Por tanto, al utilizar pernos con diámetros reducidos de los vástagos resulta en un aumento de 40% en la cantidad de energía de deformación que pueden absorber los pernos. Si este esquema se implementa reducirá el número de fallas causadas por las cargas de impacto. (c) Pernos largos. Los cálculos para los pernos largos (figura 2.52b) son los mismos que para los pernos originales excepto que el agarre g cambia al agarre L. Por tanto, la energía de deformación de un perno largo (compare con la ecua ción l) es U3 2P p 2 ( E L d2 t) p 2P Ed 2 t r 2 (o) Como un perno largo sustituye dos de los pernos originales, debemos comparar las energías de deformación tomando la razón entre U3 y 2U1, como se muestra: 2 U U 3 1 2 ( ( L g t t ) ) d d r 2 r 2 2 td td 2 2 (p) Sustituyendo valores numéricos se tiene 2 U U 3 1 4.18 (13.5 in 0.25 in)(0.406 in)2 (0.25 in)(0.500 in)2 2(1.50 in 0.25 in)(0.406 in)2 2(0.25 in)(0.500 in)2 Entonces, utilizar pernos largos aumenta la capacidad de absorción de energía en 318 por ciento y logra la mayor seguridad desde el punto de vista de la energía de deformación. Nota: al diseñar pernos también se debe considerar los esfuerzos máximos de tensión, los esfuerzos máximos de soporte, las concentraciones de esfuerzos y muchos otros factores. Figura 2.52 Ejemplo 2.15. Modificaciones propuestas para los pernos: (a) pernos con diámetros reducidos del vástago y (b) pernos con longitud aumentada. t dr dr g d (a) L (b)
- 175. Las cargas sepueden clasificar como estáticas o dinámicas, dependiendo de si permanecen constantes o varían con el tiempo. Una carga estática se aplica lentamente para que no cause efectos vibratorios o dinámicos en la estructura. La carga aumenta gradualmente de cero a su valor máximo y después permanece constante. Una carga dinámica puede adoptar muchas formas, algunas cargas se aplican y se remueven repentinamente (cargas de impacto), otras persisten durante periodos largos y varían continuamente de intensidad (cargas fluc tuantes). Las cargas de impacto se producen cuando dos objetos colisionan o cuando un objeto en caída golpea una estructura. Las cargas fluctuantes se producen por maquinaria rotatoria, tránsito, rachas de viento, olas de agua, sismos y procesos de manufactura. Como un ejemplo de cómo responden las estructuras a las cargas di- námicas, analizaremos el impacto de un objeto que cae hacia el extremo inferior de una barra prismática (figura 2.53). Un collarín con masa M, ini- cialmente en reposo, cae desde una altura h hacia un brida en el extremo de la barra AB. Cuando el collarín golpea la brida, la barra comienza a alargarse, creando esfuerzos axiales dentro de la barra. En un intervalo de tiempo muy breve, del orden de algunos milisegundos, la brida se moverá hacia abajo y alcanzará su posición de desplazamiento máximo. Después, la barra se acorta, luego se alarga, se acorta de nuevo conforme la barra vibra longitudinalmente y el extremo de la barra se mueve hacia arriba y abajo. Las vibraciones son análogas a las que suceden cuando un resorte se estira y luego se libera, o cuando una persona salta con una cuerda elástica sujetada a su tobillo. Las vibraciones de la barra se extinguen pronto debido a varios efectos de amortiguamiento y luego la barra llega al reposo con la masa M soportada por la brida. Es obvio que la respuesta de la barra al collarín descendente es muy complicada y un análisis completo y exacto requiere el uso de técnicas ma- temáticas avanzadas. Sin embargo, podemos hacer un análisis aproximado empleando el concepto de energía de deformación (sección 2.7) y formu- lando varias suposiciones simplificadas Iniciemos considerando la energía del sistema justo antes de que se li- bere el collarín (figura 2.53a). La energía potencial del collarín con respecto a la elevación de la brida es Mgh, donde g es la aceleración de la gravedad.* Esta energía potencial se convierte en energía cinética conforme cae el co- llarín. En el instante que el collarín golpea la brida, su energía potencial con respecto a la elevación de la brida es cero y su energía cinética es Mn2 /2, donde n = √2gh es su velocidad.** 2.8 CARGA DE IMPACTO Figura 2.53 Carga de impacto sobre una barra prismática AB debida a un objeto en caída con masa M. h B (a) Collarín deslizante con masa M Brida A L h B M A (b) d h A L h máx M A (b) * En unidades SI, la aceleración de la gravedad g = 9.81 m/s2 , en unidades inglesas, g = 32.2 ft/s2 . Para valores más precisos de g, o para un análisis de masa y peso, consulte el apéndice A. **En trabajos de ingeniería es usual que la velocidad se tome como una cantidad vectorial. Sin embargo, como la energía cinética es un escalar, emplearemos la palabra “velocidad” para denominar la magnitud de la velocidad o su rapidez. secCiÓn 2.8 Carga de impacto 153
- 176. 154 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Durante el impacto resultante, la energía cinética del collarín se con- vierte en otras formas de energía. Parte de la energía cinética se transforma en la energía de deformación de la barra estirada. Algo de la energía se disipa produciendo calor y causando deformaciones plásticas localizadas del collarín y de la brida. Una pequeña parte permanece como la energía cinética del collarín, que o se mueve hacia abajo aún más (mientras está en contacto con la brida) o bien rebota hacia arriba. Para hacer un análisis simplificado de esta situación tan compleja, idealizaremos el comportamiento haciendo las siguientes suposiciones. (1) Supondremos que el collarín y la brida están construidos de tal manera que el collarín “se pega” a la brida y se mueve hacia abajo con ella (es decir, el collarín no rebota). Este comportamiento es más probable que se dé cuando la masa del collarín es grande comparada con la masa de la barra. (2) No tendremos en cuenta todas las pérdidas de energía y supondremos que la energía cinética de la masa en caída se transforma completamente en ener- gía de deformación de la barra. Esta suposición predice esfuerzos mayores en la barra que los que se anticiparían si se tomaran en cuenta pérdidas de energía. (3) No tomaremos en cuenta cualquier cambio en la energía potencial de la barra (debido al movimiento vertical de sus elementos) ni tomaremos en cuenta la existencia de energía de deformación en la barra debida a su propio peso. Estos dos efectos son extremadamente pequeños. (4) Supondremos que los esfuerzos en la barra permanecen dentro del inter- valo linealmente elástico. (5) Supondremos que la distribución de esfuerzos en toda la barra es la misma que cuando está cargada estáticamente por una fuerza en su extremo inferior, es decir, supondremos que los esfuerzos son uniformes en todo el volumen de la barra. (En realidad las ondas del esfuer- zo longitudinal viajarán por la barra y debido a esto causaría variaciones en la distribución del esfuerzo). Con base en las suposiciones anteriores, podremos calcular el alarga- miento máximo de la barra y los esfuerzos de tensión máximos producidos por la carga de impacto. (Recuerde que no tomamos en cuenta el peso de la barra y sólo hemos determinado los esfuerzos debidos al collarín que cae). Alargamiento máximo de la barra El alargamiento máximo de la barra dmáx (figura 2.53b) se puede obtener a partir del principio de conservación de la energía igualando la energía po- tencial perdida por la masa en caída con la energía de deformación máxima adquirida por la barra. La energía potencial pérdida es W(h + dmáx), donde W = Mg es el peso del collarín y h + dmáx es la distancia que se desplaza. La energía de deformación de la barra es EA d2 máx/2L , donde EA es la rigidez axial y L es la longitud de la barra (consulte la figura 2.37b). Con estos datos obtenemos la siguiente ecuación: W(h dmáx) EA 2 d L 2 máx (2.49) Esta ecuación es cuadrática en dmáx y se puede despejar la raíz positiva; el resultado es dmáx W EA L W EA L 2 2h W EA L 1/2 (2.50)
- 177. Observe que elalargamiento máximo de la barra aumenta si el peso del collarín o bien la altura de la caída aumentan. El alargamiento disminuye si la rigidez EA/L aumenta. La ecuación anterior se puede escribir en una forma más simple intro- duciendo la notación dest W EA L M E g A L (2.51) en donde dest es el alargamiento de la barra debida al peso del collarín en con- diciones de carga estática. Entonces, la ecuación (2-50) se transforma en dmáx dest (d2 est 2hdest)1/2 (2.52) o bien dmáx dest 1 1 2 d h est 1/2 (2.53) En esta ecuación observamos que el alargamiento de la barra ante la carga de impacto es mucho mayor que si aplicara la misma carga de manera está- tica. Suponga, por ejemplo, que el peso h es 40 multiplicado por el despla- zamiento estático dest; entonces el alargamiento máximo sería 10 multipli- cado por el alargamiento estático. Cuando la altura h es grande comparada con el alargamiento estático, podemos ignorar los “unos” en el lado derecho de la ecuación (2.53) y ob- tenemos dmáx 2hdest M E v A 2 L (2.54) en donde M = W/g y v 2gh es la velocidad de la masa en caída cuando golpea la brida. Esta ecuación también se puede obtener directamente de la ecuación (2.49) omitiendo dmáx en el lado izquierdo de la ecuación y luego despejando dmáx. Debido a los términos que se omitieron, los valores de dmáx calculados con la ecuación (2.54) siempre son menores que los que se obtienen con la ecuación (2.53). Esfuerzo máximo en la barra El esfuerzo máximo se puede calcular fácilmente a partir del alargamiento máximo debido a que suponemos que la distribución de esfuerzos es uni- forme en toda la longitud de la barra. De la ecuación general d = PL/EA = sL/E, sabemos que smáx Ed L máx (2.55) Sustituyendo de la ecuación (2.50), obtenemos la siguiente ecuación para el esfuerzo de tensión máximo: smáx W A W A 2 2W AL hE 1/2 (2.56) Introduciendo la notación sest W A M A g E L dest (2.57) secCiÓn 2.8 Carga de impacto 155
- 178. 156 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente en donde sest es el esfuerzo cuando la carga actúa estáticamente, podemos escribir la ecuación (2.56) en la siguiente forma: smáx sest s2 est 2h L E sest 1/2 (2.58) o bien smáx sest 1 1 2 L h s E est 1/2 (2.59) Esta ecuación es análoga a la ecuación (2.53) y de nuevo muestra que una carga de impacto produce efectos mucho mayores que cuando la misma carga se aplica estáticamente. Considerando otra vez el caso en el que la altura h es grande en com- paración con el alargamiento de la barra (compare con la ecuación 2.54), obtenemos smáx 2hE L sest M A v L 2E (2.60) De este resultado observamos que un aumento en la energía cinética Mn2 /2 de la masa que cae aumenta el esfuerzo, en tanto que un aumento en el vo- lumen AL de la barra reducirá el esfuerzo. Esta situación es muy diferente a la de tensión estática de la barra, donde el esfuerzo es independiente de la longitud L y del módulo de elasticidad E. Las ecuaciones anteriores para el alargamiento máximo y el esfuerzo máximo se aplican sólo en el instante en que la brida de la barra está en su posición más baja. Después que se alcanza el alargamiento máximo en la barra, ésta vibrará axialmente hasta llegar al reposo en el alargamiento está- tico. De allí en adelante el alargamiento y el esfuerzo tienen valores dados por las ecuaciones (2.51) y (2.57). Si bien las ecuaciones anteriores se dedujeron para el caso de una barra prismática, se pueden usar para cualquier estructura linealmente elástica sometida a una carga en caída, siempre que conozcamos la rigidez apropia- da de la estructura. En particular, las ecuaciones se pueden utilizar para un resorte sustituyendo la rigidez k del resorte (consulte la sección 2.2) por la rigidez EA/L de la barra prismática. Factor de impacto La razón entre la respuesta dinámica de una estructura y la respuesta estáti- ca (para la misma carga) se conoce como factor de impacto. Por ejemplo,
- 179. el factor deimpacto de la barra de la figura 2.53 es la razón entre alarga- miento máximo y el alargamiento estático. Factor de impacto = dmáx dest (2.61) Este factor representa la cantidad en la cual se amplifica el alargamiento estático debida a los efectos dinámicos del impacto. Se pueden escribir ecuaciones análogas a la (2.61) para otros factores de impacto, como el factor de impacto para el esfuerzo en la barra (la razón smáx entre sest). Cuando el collarín cae desde una altura considerable, el factor de impacto puede ser muy grande, de 100 o mayor. Carga aplicada repentinamente Un caso especial de impacto ocurre cuando la carga se aplica repentina- mente sin velocidad inicial. Para explicar este tipo de carga considere otra vez la barra prismática que se muestra en la figura 2.53 y suponga que el collarín deslizante se baja despacio hasta que apenas toca la brida. Luego el collarín se libera repentinamente. Aunque en este caso no existe energía cinética al inicio de la extensión de la barra, el comportamiento es muy di- ferente del de la carga estática de la barra. En condiciones de carga estática, la carga se libera de forma gradual y siempre existe equilibrio entre la carga aplicada y la fuerza resistente de la barra. Sin embargo, considere qué sucede cuando el collarín se libera repen- tinamente desde su punto de contacto con la brida. Inicialmente el alarga- miento de la barra y el esfuerzo en la barra son cero, pero el collarín se mue- ve hacia abajo ante la acción de su propio peso. Durante este movimiento la barra se alarga y su fuerza resistente aumenta gradualmente. El movimiento continúa hasta que en algún instante la fuerza resistente es apenas igual a W, el peso del collarín. En este instante particular el alargamiento de la barra es dest. Sin embargo, ahora el collarín tiene cierta energía cinética que adquiere durante el desplazamiento hacia abajo dest. Por tanto, el collarín continúa moviéndose hacia abajo hasta que su velocidad se hace cero por la fuerza resistente en la barra. El alargamiento máximo para esta condición se obtie- ne con la ecuación (2.53) igualando h a cero; de donde obtenemos dmáx 2dest (2.62) A partir de esta ecuación observamos que una carga aplicada repentinamen- te produce un alargamiento que es el doble del causado por la misma carga aplicada estáticamente. Por tanto, el factor de impacto es 2. secCiÓn 2.8 Carga de impacto 157
- 180. 158 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Después que se ha alcanzado el alargamiento máximo 2dest, el extremo de la barra se moverá hacia arriba y comienza una serie de vibraciones ha- cia arriba y hacia abajo que finalmente llegan al reposo en el alargamiento estático producido por el peso del collarín.* Limitaciones Los análisis anteriores se basaron en la suposición de que no ocurren pérdi- das de energía durante el impacto. En la realidad siempre se tienen pérdidas de energía y la mayor parte de ellas se disipan en forma de calor y de de- formación localizada de los materiales. Debido a estas pérdidas la energía cinética de un sistema inmediatamente después de un impacto es menor que antes del impacto. En consecuencia, se convierte menos energía en energía de deformación de la barra que la que se supuso con anterioridad. Como resultado, el desplazamiento real del extremo de la barra de la figura 2.53 es menor que el anticipado mediante nuestro análisis simplificado. También supusimos que los esfuerzos en la barra permanecen dentro del límite de proporcionalidad. Si el esfuerzo máximo excede este límite, el análisis se hace más complicado debido a que el alargamiento de la barra ya no es proporcional a la fuerza axial. Otros factores que se deben considerar son los efectos de las ondas de esfuerzo, amortiguamiento e imperfecciones en las superficies de contacto. Por tanto, debemos recordar que todas las fórmulas en esta sección se basan en condiciones muy idealizadas y propor- cionan sólo una aproximación burda de las condiciones verdaderas (por lo general al sobrestimar el alargamiento). Los materiales que presentan ductilidad considerable más allá del lí- mite de proporcionalidad ofrecen una resistencia mucho mayor a las cargas de impacto que los materiales frágiles. También se debe considerar que las barras con ranuras, agujeros y otras formas de concentraciones de esfuerzos (consulte las secciones 2.9 y 2.10) son muy débiles contra el impacto; una sacudida ligera puede producir la fractura, incluso cuando el material es dúctil ante cargas estáticas. * La ecuación (2.62) fue obtenida por primera vez por el matemático y científico francés J. V. Poncelet (1788-1867); consulte la referencia 2.8.
- 181. Una barra prismáticaredonda de acero (E = 210 GPa), longitud L = 2.0 m y diá- metro d = 15 mm cuelga verticalmente de un soporte en su extremo superior (figura 2.54). Un collarín deslizante con masa M = 20 kg cae desde una altura h = 150 mm sobre una brida en el extremo inferior de la barra sin rebotar. (a) Calcule el alargamiento máximo de la barra debida al impacto y determine el factor de impacto correspondiente. (b) Calcule el esfuerzo de tensión máximo en la barra y determine el factor de impacto correspondiente. Solución Como la configuración de la barra y el collarín en este ejemplo es igual a la configuración que se muestra en la figura 2.53, podemos emplear las ecuaciones derivadas con anterioridad (ecuaciones 2.49 a 2.60). (a) Alargamiento máximo. El alargamiento de la barra producido por el collarín en caída se puede determinar con la ecuación (2.53). El primer paso es determinar el alargamiento estático de la barra debido al peso del collarín. Como el peso del collarín es Mg, el cálculo del alargamiento es como sigue: dest M E g A L 0.0106 mm (20.0 kg)(9.81 m/s2 )(2.0 m) (210 GPa)(p/4)(15 mm)2 De este resultado observamos que d h est 0. 1 0 5 1 0 06 m m m m 14,150 Ahora se pueden sustituir los valores numéricos en la ecuación (2.53) para obtener el alargamiento máximo: dmáx dest 1 1 2 d h 1/2 (0.0106 mm)[1 1 2(14,150)] 1.79 mm continúa Ejemplo 2.16 Figura 2.54 Ejemplo 2.16. Carga de impacto sobre una barra vertical. L = 2.0 m d = 15 mm h = 150 mm M = 20 kg secCiÓn 2.8 Carga de impacto 159
- 182. 160 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Como la altura de caída es muy grande comparada con el alargamiento estático, obtenemos casi el mismo resultado calculando el alargamiento máximo con la ecua- ción (2.54): dmáx 2hdest [2(150 mm)(0.0106 mm)]1/2 1.78 mm El factor de impacto es igual a la razón entre alargamiento máximo y el alargamiento estático: Factor de impacto d d m est áx 0 1 .0 .7 1 9 06 m m m m 169 Este resultado demuestra que los efectos de una carga dinámicamente aplicada pue- den ser muy grandes comparados con los efectos de la misma carga cuando actúa estáticamente. (b) Esfuerzo de tensión máximo. El esfuerzo máximo producido por el collarín en caída se obtiene de la ecuación (2.55) como sigue: smáx Ed L máx 188 MPa (210 GPa)(1.79 mm) 2.0 m Este esfuerzo se puede comparar con el esfuerzo estático (consulte la ecuación 2.57), que es sest W A M A g 1.11 MPa (20 kg)(9.81 m/s2 ) (p/4)(15 mm)2 La razón entre smáx y sest es 188/1.11 = 169, es igual al factor de impacto para los alargamientos. Este resultado era de esperarse, debido a que los esfuerzos son di- rectamente proporcionales a los alargamientos correspondientes (consulte las ecua- ciones 2.55 y 2.57).
- 183. Ejemplo 2.17 Una barrahorizontal AB con longitud L recibe un impacto en su extremo libre por un bloque pesado con masa M que se mueve horizontalmente con velocidad n (consulte figura 2.55). (a) Determine el acortamiento máximo dmáx de la barra debido al impacto y determine el factor de impacto correspondiente. (b) Determine el esfuerzo de compresión máximo smáx de la barra y el factor de impacto correspondiente. (Sea EA la rigidez axial de la barra). Solución La carga sobre la barra en este ejemplo es muy diferente de las cargas sobre las barras representadas en las figuras 2.53 y 2.54. Por tanto, debemos hacer un análisis con base en la conservación de la energía. (a) Acortamiento máximo de la barra. Para este análisis adoptamos las mismas suposiciones anteriores. Así, no tomaremos en cuenta todas las pérdidas de energía y supondremos que la energía cinética del bloque en movimiento se transforma por completo en energía de deformación de la barra. La energía cinética del bloque en el instante del impacto es Mn2 /2. La energía de deformación de la barra cuando el bloque llega al reposo en el instante de acorta- miento máximo es EA d2 máx/2L , según lo establece la ecuación (2.37b). Por tanto, podemos escribir la siguiente ecuación de conservación de la energía: M 2 v2 EA 2 d L 2 máx (2.63) Despejando dmáx, obtenemos dmáx M E v A 2 L (2.64) Esta ecuación es agual a la ecuación (2.54), lo que podríamos haber anticipado. Para determinar el factor de impacto necesitamos conocer el desplazamiento estático del extremo de la barra. En este caso el desplazamiento estático es el acor- tamiento de la barra debido al peso del bloque aplicado como una carga de compre- sión sobre ella (consulte la ecuación 2.51): dest W EA L M E g A L Por tanto, el factor de impacto es Factor de impacto d d m est áx M EA g v 2 L 2 (2.65) El valor determinado con esta ecuación debe ser mucho mayor que 1. (b) Esfuerzo de compresión máximo en la barra. El esfuerzo máximo en la barra se determina a partir del acortamiento máximo mediante la ecuación (2.55): smáx Ed L máx E L M E v A 2 L M A v L 2 E (2.66) Esta ecuación es agual a la ecuación (2.60). El esfuerzo estático sest en la barra es igual a W/A o Mg/A que (en combina- ción con la ecuación 2.66) conduce al mismo factor de impacto que antes (ecuación 2.65). Figura 2.55 Ejemplo 2.17. Carga de impacto sobre una barra horizontal máx L B A v M d secCiÓn 2.8 Carga de impacto 161
- 184. 162 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente El comportamiento de una estructura no sólo depende de la naturaleza del material con que esté hecha, sino también del carácter de las cargas. En al- gunas situaciones las cargas son estáticas —se aplican en forma gradual, ac- túan durante largos periodos y cambian lentamente—. Otras cargas son de carácter dinámico, como ejemplos están las cargas de impacto que actúan repentinamente (sección 2.8) y las cargas repetidas recurrentes en grandes números de ciclos. Algunos patrones comunes de las cargas repetidas se presentan en la figura 2.56. La primera gráfica (a) muestra una carga que se aplica, se remueve y se aplica de nuevo, siempre actúa en la misma dirección. La segunda gráfica (b) muestra una carga alternante que invierte su dirección durante cada ciclo de carga y la tercera gráfica (c) ilustra una carga fluc- tuante que varía con respecto a un valor promedio. Las cargas repetidas se asocian generalmente con maquinaría, motores, turbinas, generadores, ejes, impulsores, partes de aeronaves, partes de automóviles y similares. Algunas de estas estructuras se someten a millones (e incluso a miles de millones) de ciclos de carga durante su vida útil. Es probable que una estructura sometida a cargas dinámicas falle a un esfuerzo menor que cuando las mismas cargas se aplican de manera estática, en especial cuando se repiten durante un número grande de ciclos. En esos casos es usual que la falla sea por fatiga o por fractura progresiva. Un ejemplo conocido de una falla por fatiga se tiene al someter a esfuerzo un sujetapapeles metálico hasta el punto de rompimiento al flexionarlo repe- tidamente hacia delante y hacia atrás. Si el sujetapapeles se dobla sólo una vez, no se rompe. Pero si la carga se invierte al flexionarlo en la dirección opuesta, y si todo el ciclo de carga se repite varias veces, el sujetapapeles finalmente se romperá. La fatiga se define como el deterioro de un material por acción de ciclos repetidos de esfuerzo y deformación, lo que resulta en un agrietamiento progresivo que finalmente produce la fractura. En una falla por fatiga típica, se forma una grieta microscópica en un punto de esfuerzo elevado (por lo general en una concentración de esfuer zos, que se describirá en la siguiente sección) y se alarga gradualmente conforme se aplican las cargas repetidamente. Cuando la grieta se vuelve tan grande que el material restante no puede resistir las cargas, ocurre una fractura repentina del material (figura 2.57). Dependiendo de la naturaleza del material, puede tomar desde algunos ciclos de carga hasta cientos de millones de ellos para producir una falla por fatiga. Como ya se destacó, la magnitud de la carga que ocasiona una falla por fatiga es menor que la carga que se puede soportar en forma estática. Para determinar la carga de falla se deben realizar ensayos del material. En el caso de carga repetida, el material se prueba a varios niveles de esfuerzo y se registra el número de ciclos antes de la falla. Por ejemplo, una probeta de material se coloca en una máquina de ensayos a la tensión y se carga repetidamente hasta un cierto esfuerzo, por ejemplo s1. Los ciclos de carga se continúan hasta que ocurra la falla y se registra el número n de ciclos de carga. Luego el ensayo se repite para un esfuerzo diferente, por ejemplo s2. Si s2 es mayor que s1, el número de ciclos antes de la falla será menor. Si s2 es menor que s1, el número será mayor. Al final, se acumulan datos sufi- cientes para trazar una curva de resistencia a la fatiga o diagrama S-N, en *2.9 CARGA REPETIDA Y FATIGA Figura 2.56 Tipos de cargas repetidas: (a) carga que actúa sólo en una dirección, (b) carga alternante o invertida y (c) carga fluctuante que varía con respecto a un valor promedio. O Tiempo (a) Carga O Tiempo (b) (c) Carga O Tiempo Carga
- 185. el que setraza el esfuerzo de falla (S) contra el número (N) de ciclos antes de la falla (figura 2.58). Es usual que el eje vertical sea una escala lineal y el eje horizontal una escala logarítmica. La curva de resistencia a la fatiga de la figura 2.58 muestra que entre menor sea el esfuerzo, mayor será el número de ciclos para producir la fa- lla. Para algunos materiales la curva tiene una asíntota horizontal conocida como límite de fatiga o límite de resistencia a la fatiga. Cuando existe, este límite es el esfuerzo debajo del cual no ocurrirá una falla por fatiga sin importar cuántas veces se repita la carga. La forma precisa de una curva de resistencia a la fatiga depende de muchos factores, incluidas las pro- piedades del material, la geometría de la probeta de ensayo, la velocidad del ensayo, el patrón de carga y la condición de la superficie de la probeta. En publicaciones técnicas se reportan para su consulta los resultados de muchos ensayos a la fatiga hechos en una gran variedad de materiales y componentes estructurales. Los diagramas S-N típicos para el acero y el aluminio se muestran en la figura 2.59. La ordenada es el esfuerzo de falla, expresado como porcentaje del esfuerzo último para el material y la abscisa es el número de ciclos en que ocurre la falla. Observe que el número de ciclos está trazado en una escala logarítmica. La curva para el acero se vuelve horizontal en aproxima- Figura 2.57 Falla por fatiga de una barra cargada repetidamente en tensión; la grieta se propagó en forma gradual sobre la sección transversal hasta que la fractura ocurrió repentinamente. (Cortesía de MTS Systems Corporation) Figura 2.58 Curva de resistencia a la fatiga, o diagrama S-N, mostrando el límite de fatiga. O Número n de ciclos a la falla Esfuerzo de falla Límite de fatiga s Figura 2.59 Curvas de resistencia comunes para acero y aluminio en carga alternante (invertida). Número n de ciclos antes de la falla Esfuerzo de falla (porcentaje del esfuerzo último de tensión) Aluminio Acero 103 104 105 106 107 108 100 80 60 40 20 0 secCiÓn 2.9 Carga repetida y fatiga 163
- 186. 164 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente damente 107 ciclos y el límite de fatiga es casi 50% del esfuerzo de tensión último para carga estática ordinaria. El límite de fatiga para el aluminio no está tan definido como el del acero, pero un valor común del límite de fatiga es el esfuerzo a 5 × 108 ciclos o aproximadamente 25% del esfuerzo último. Ya que en general las fallas por fatiga inician con una grieta microscó- pica en un punto de esfuerzo muy localizado (es decir, en una concentración de esfuerzos), la condición de la superficie del material es extremadamente importante. Las probetas muy pulidas tienen límites de resistencia a la fa- tiga mayores. Las superficies rugosas, en especial las que se encuentran en concentraciones de esfuerzos alrededor de agujeros o ranuras, disminuyen en gran medida el límite de resistencia a la fatiga. La corrosión, que causa diminutas irregularidades en la superficie, tiene un efecto similar. Para el acero, la corrosión ordinaria puede reducir el límite de fatiga en más de 50 por ciento. Cuando se determinan los esfuerzos en barras cargadas axialmente, es usual emplear la fórmula básica s = P/A, en la cual P es la fuerza axial en la barra y A es el área de su sección transversal. Esta fórmula se basa en la supo- sición de que la distribución del esfuerzo es uniforme en toda la sección. En realidad, las barras con frecuencia tienen agujeros, ranuras, muescas, filetes, roscas u otros cambios abruptos en su geometría que producen perturbaciones en el patrón uniforme de esfuerzos. Estas discontinuidades en la geometría causan esfuerzos elevados en regiones muy pequeñas de la barra y se conocen como concentraciones de esfuerzos. Las discontinuidades se llaman ele- vadores de esfuerzos. Las concentraciones de esfuerzos también aparecen en cargas puntuales. Por ejemplo, una carga puede actuar sobre un área muy pequeña y producir esfuerzos elevados en la región alrededor de su punto de aplicación. Un ejem- plo es una carga aplicada a través de una conexión con pasador, caso en el cual la carga se aplica sobre el área de soporte del pasador. Los esfuerzos que existen en concentraciones de esfuerzos se pueden determinar mediante métodos experimentales o bien por métodos avanza- dos de análisis, incluyendo el método del elemento finito. Los resultados de la investigación para muchos casos de interés práctico están disponibles en publicaciones técnicas (por ejemplo, en la referencia 2.9). Algunos datos de concentración de esfuerzos comunes se dan más adelante en esta sección y también en los capítulos 3 y 5. Principio de Saint-Venant Para ilustrar la naturaleza de las concentraciones de esfuerzos, considere los esfuerzos en una barra con sección transversal rectangular (ancho b, espesor t) sometida a una carga concentrada P en el extremo (figura 2.60). El es- fuerzo pico directamente debajo de la carga puede ser varias veces el valor del esfuerzo promedio P/bt, dependiendo del área sobre la cual se aplica. Sin embargo, el esfuerzo máximo disminuye rápidamente conforme nos alejamos del punto de la aplicación de la carga, como se muestra mediante *2.10 CONCENTRACIONES DE ESFUERZOS Figura 2.60 Distribuciones de esfuerzos cerca del extremo de una barra con sección transversal rectangular (ancho b, espesor t) sometida a una carga concentrada P que actúa sobre un área pequeña. P b P bt = P bt = P bt = s s s
- 187. secCiÓn 2.10 Concentracionesde esfuerzos 165 los diagramas de esfuerzos en la figura. A una distancia desde el extremo de la barra igual al ancho b de la misma, la distribución de esfuerzos es casi uniforme y el esfuerzo máximo es sólo un pequeño porcentaje mayor que el esfuerzo promedio. Esta observación es cierta para la mayor parte de las concentraciones de esfuerzos, como agujeros y ranuras. Por lo anterior, podemos establecer un enunciado general de que la ecuación s = P/A define los esfuerzos axiales sobre una sección transver- sal de la barra sólo cuando la sección está alejada al menos una distancia b de cualquier carga concentrada o discontinuidad en su forma, donde b es la dimensión lateral más grande de la barra (como el ancho o el diámetro). El enunciado anterior sobre los esfuerzos en una barra prismática es parte de una observación general conocida como principio de Saint-Ve- nant. Con raras excepciones, este principio se aplica a cuerpos linealmente elásticos de todo tipo. Para comprender el principio de Saint-Venant ima- gine que tenemos un cuerpo con un sistema de cargas que actúan sobre una parte pequeña de su superficie. Por ejemplo, suponga que tenemos una barra prismática con ancho b sometida a un sistema de varias cargas concentradas que actúan en el extremo (figura 2.61a). Por simplicidad, suponga que las cargas son simétricas y que sólo tienen una resultante vertical. A continuación, considere un sistema de carga diferente pero estáti- camente equivalente que actúa sobre la misma región pequeña de la barra. (“Estáticamente equivalente” significa que los dos sistemas de carga tienen la misma fuerza resultante y el mismo momento resultante). Por ejemplo, la carga distribuida uniformemente que se muestra en la figura 2.61b es estáti- camente equivalente al sistema de cargas concentradas que se muestra en la figura 2.61a. El principio de Saint-Venant establece que los esfuerzos en el cuerpo causados por cualquiera de los sistemas de carga son los mismos, siempre que nos alejemos de la región cargada una distancia al menos igual a la dimensión mayor de la región cargada (distancia b en nuestro ejemplo). Figura 2.61 Ilustración del principio de Saint-Venant: (a) sistema de cargas concentradas que actúan sobre una región pequeña de una barra y (b) sistema estáticamente equivalente. b b ) b ( ) a (
- 188. 166 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Por tanto, las distribuciones del esfuerzo que se muestran en la figura 2.60 son una ilustración del principio de Saint-Venant. Por supuesto, este “prin- cipio” no es una ley rigurosa de la mecánica sino que es una observación de sentido común basada en la experiencia teórica y práctica. El principio de Saint-Venant tiene una gran importancia práctica en el diseño y análisis de barras, vigas, ejes y otras estructuras que se encuentran en la mecánica de materiales. Ya que los efectos de las concentraciones del esfuerzo son localizados, podemos emplear todas las fórmulas estándares de los esfuerzos (como s = P/A) en secciones transversales a una distan- cia suficientemente alejada de la fuente de la concentración. Cerca de ese lugar los esfuerzos dependen de los detalles de la carga y de la forma del elemento. Además, las fórmulas aplicables a elementos completos, como las fórmulas para alargamientos, desplazamientos y energía de deforma- ción, dan resultados satisfactorios aun cuando se presenten concentraciones de esfuerzos. La explicación yace en el hecho que las concentraciones de esfuerzos están localizadas y tienen poco efecto sobre el comportamiento general de un elemento.* Factores de concentración de esfuerzos Ahora consideremos algunos casos particulares de concentraciones de es- fuerzos causadas por discontinuidades en la forma de la barra. Comenza- mos con una barra con sección transversal rectangular que tiene un agujero circular y que está sometida a una fuerza de tensión P (figura 2.62a). La barra es relativamente esbelta y su ancho b es mucho mayor que su espesor t. El agujero tiene un diámetro d. Figura 2.60 (Repetida.) P b P bt = P bt = P bt = s s s Figura 2.62 Distribución del esfuerzo en una barra plana con un agujero circular. *El principio de Saint-Venant se denomina así en honor del famoso matemático y experto en elasticidad francés Barré de Saint-Venant (1789-1886) (referencia 2.10). El principio se aplica por lo general a barras y vigas sólidas, pero no a secciones abiertas con pared delgada. Para ver un análisis de las limitaciones del principio de Saint-Venant, consulte la referencia 2.11. max P P P (a) (b) c/2 d c/2 b s
- 189. El esfuerzo normalque actúa sobre la sección transversal a través del centro del agujero tiene la distribución que se muestra en la figura 2.62b. El esfuerzo máximo smáx ocurre en los bordes del agujero y puede ser bastante mayor que el esfuerzo nominal s = P/ct en la misma sección transversal. (Observe que ct es el área neta en la sección transversal que pasa por el agujero). La intensidad de una concentración de esfuerzos usualmente se expresa por la razón entre el esfuerzo máximo y el esfuerzo nominal, y se llama factor de concentración de esfuerzos K: K n m o á m x (2.67) Para una barra en tensión, el esfuerzo nominal es el esfuerzo promedio ba sado en el área neta de la sección transversal. En otros casos se puede em- plear una variedad de esfuerzos. Ahora bien, siempre que se utilice un fac- tor de concentración de esfuerzos es importante observar cuidadosamente cómo se define el esfuerzo nominal. En la figura 2.63 se ve una gráfica del factor de concentración de esfuer- zos K para una barra con un agujero. Si el agujero es pequeño, el factor K es igual a 3, lo que significa que el esfuerzo máximo es tres veces el esfuerzo nominal. Conforme el agujero es más grande en proporción al ancho de la barra, K se hace menor y el efecto de la concentración no es tan severo. De acuerdo con el principio de Saint-Venant sabemos que, a distancias iguales al ancho b de la barra alejadas del agujero en cualquier dirección axial, la distribución del esfuerzo es prácticamente uniforme e igual a P dividida entre el área transversal total (s = P/bt). Figura 2.63 Factor de concentración de esfuerzos K para barras planas con agujeros circulares. P P c/2 d c/2 b K 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 3.0 2.5 2.0 1.5 d b K = t = espesor P ct máx nom nom = s s s secCiÓn 2.10 Concentraciones de esfuerzos 167
- 190. 168 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Los factores de concentración de esfuerzos para otros dos casos de in- terés práctico se dan en las figuras 2.64 y 2.65. Estas gráficas son para ba- rras planas y barras circulares, respectivamente, que disminuyen su tamaño debido a un escalón formando un reborde. Para reducir los efectos de la concentración de esfuerzo se utilizan filetes para redondear las esquinas entrantes.* Sin los filetes, los factores de concentración de efectos serían ex- tremadamente grandes, como se indica en el lado izquierdo de cada gráfica donde K tiende al infinito conforme el radio del filete R tiende a cero. En los dos casos el esfuerzo máximo ocurre en la parte menor de la barra en la región del filete.** Figura 2.64 Factor de concentración de esfuerzos K para barras planas con filetes en los rebordes. La línea discontinua es para un filete de un cuarto de círculo. P R c P b K 0 0.05 0.10 1.1 1.2 1.3 1.5 0.15 0.20 0.25 0.30 3.0 2.5 2.0 1.5 R c K = t = espesor P ct máx nom nom = b – c 2 R = b c = 2 b s s s Figura 2.65 Factor de concentración de esfuerzos K para barras redondas con filetes en los rebordes. La línea discontinua es para un filete de un cuarto de círculo. * Un filete es una superficie curva y cóncava formada donde dos superficies se unen. Su propó- sito es redondear lo que de otra manera sería una arista aguda entrante. ** Los factores de concentración de esfuerzos dados en las gráficas son teóricos, para barras de material linealmente elástico. Las gráficas están trazadas a partir de fórmulas dadas en la referencia 2.9. K 0 0.05 0.10 1.1 1.2 1.5 0.15 0.20 0.25 0.30 3.0 2.5 2.0 1.5 R D1 K = P 1/4 D2 máx nom nom = D2 – D1 2 R = = 2 P R P D1 D2 D1 D2 s s s p
- 191. Diseño por concentracionesde esfuerzos Debido a la posibilidad de fallas por fatiga, las concentraciones de esfuer- zos son especialmente importantes cuando el elemento se somete a carga repetida. Como se explicó en la sección anterior, las grietas comienzan en el punto de máximo esfuerzo y luego se difunden de manera gradual por todo el material conforme se repite la carga. En un diseño práctico, el límite de fatiga (figura 2.58) se considera como el esfuerzo último para el material cuando el número de ciclos es extremadamente grande. El esfuerzo permisi- ble se obtiene aplicando un factor de seguridad con respecto a este esfuerzo último. Luego el esfuerzo pico en la concentración de esfuerzo se compara con el esfuerzo permisible. En muchas situaciones es demasiado estricto el uso del valor total teó- rico del factor de concentración de esfuerzos. Los ensayos de fatiga por lo general producen la falla a niveles mayores del esfuerzo nominal que los obtenidos dividiendo el límite de fatiga entre K. En otras palabras, un elemento estructural sometido a carga repetida no es tan sensitivo a una concentración de esfuerzos como indica el valor de K y, por tanto, con fre- cuencia se emplea un factor reducido de concentración de esfuerzos. Otros tipos de cargas dinámicas, como las cargas de impacto, también requieren que se tomen en cuenta los efectos de concentración de esfuerzos. A menos que se disponga de mejor información, se debe utilizar el factor de concentración de esfuerzos completo. Los elementos sometidos a tempera- turas bajas también son muy susceptibles a fallas en las concentraciones de esfuerzos y por lo tanto se debe tener cuidado especial en esos casos. La importancia de las concentraciones de esfuerzos cuando un elemen- to se somete a carga estática depende del tipo de material. En los materiales dúctiles, como el acero estructural, a menudo se puede ignorar una con- centración de esfuerzo. La razón es que el material en el punto de esfuerzo máximo (por ejemplo alrededor de un agujero) tiene fluencia y ocurrirá flujo plástico, reduciendo de esta manera la intensidad de la concentración de esfuerzo y haciendo casi uniforme la distribución de esfuerzo. Por otro lado, en materiales frágiles (como el vidrio), una concentración de esfuer- zo permanecerá hasta el punto de fractura. Por tanto, podemos hacer una observación general que con cargas estáticas y un material dúctil no es pro- bable que el efecto de concentración de esfuerzo sea importante, pero con cargas estáticas y un material frágil se debe considerar el factor total de concentración de esfuerzos. La intensidad de las concentraciones de esfuerzos se puede reducir si las partes tienen una proporción adecuada. Los filetes de buen tamaño re- ducen las concentraciones de esfuerzos en las aristas reentrantes. Las su perficies lisas en puntos de esfuerzo elevado, como en el interior de un agujero, inhiben la formación de grietas. Un refuerzo alrededor de agujeros también puede ser benéfico. Hay muchas otras técnicas para uniformar las distribuciones de los esfuerzos en un elemento estructural y debido a esto se puede reducir el factor de concentración de esfuerzos. Esas técnicas, que se estudian en cursos de diseño en ingeniería, son de gran importancia en el diseño de aviones, barcos y máquinas. Muchas fallas estructurales innece- sarias han ocurrido debido a que los diseñadores erraron en reconocer los efectos de las concentraciones de esfuerzos y de la fatiga. secCiÓn 2.10 Concentraciones de esfuerzos 169
- 192. 170 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Hasta este punto nuestros análisis han tratado principalmente con elementos y estructuras compuestas de materiales que siguen la ley de Hooke. Aho- ra consideraremos el comportamiento de elementos cargados axialmente cuando el esfuerzo excede el límite de proporcionalidad. En esos casos los esfuerzos, las deformaciones y los desplazamientos dependen de la for- ma de la curva esfuerzo-deformación unitaria en la región más allá del límite de proporcionalidad (consulte la sección 1.3 donde se presentan algunos diagramas esfuerzo-deformación unitaria). Curvas esfuerzo-deformación unitaria no lineales Para fines de análisis y diseño, con frecuencia representamos la curva es- fuerzo-deformación unitaria real de un material mediante una curva idea- lizada esfuerzo-deformación unitaria que se puede expresar como una función matemática. Algunos ejemplos se muestran en la figura 2-66. El primer diagrama (figura 2.66a) consiste en dos partes, una región inicial linealmente elástica seguida de una región no lineal definida por una expre- sión matemática apropiada. El comportamiento de algunas aleaciones de aluminio algunas veces se puede representar con mucha precisión mediante una curva de este tipo, al menos en la región antes de que las deformaciones se hagan excesivamente grandes (compare la figura 2.66a con la figura 1.13). En el segundo ejemplo (figura 2.66b), se utiliza una sola expresión matemática para toda la curva esfuerzo-deformación unitaria. La expresión mejor conocida de este tipo es la ley esfuerzo-deformación unitaria de Ram- berg-Osgood, que se describe más adelante con más detalle (consulte las ecuaciones 2.70 y 2.71). *2.11 COMPORTAMIENTO NO LINEAL Figura 2.66 Tipos de comportamiento idealizado del material: (a) curva esfuerzo- deformación unitaria elástica no lineal, (b) curva esfuerzo-deformación unitaria general no lineal, (c) curva esfuerzo- deformación unitaria elastoplástica y (d) curva esfuerzo-deformación unitaria bilineal. O No lineal Linealmente elástica = E = ƒ( ) (a) O No lineal = ƒ ( ) (b) s s s e e e e e s s Y Y O Perfectamente plástica Linealmente elástica (c) e e s s O Endurecimiento por deformación Linealmente elástica (d) e s En la figura 2.66c se ve el diagrama esfuerzo-deformación unitaria em- pleado para el acero estructural. Como el acero tiene una región linealmente elástica seguida de una región de fluencia considerable (consulte los diagra- mas esfuerzo-deformación unitaria de las figuras 1.10 y 1.12), su compor- tamiento se puede representar mediante dos líneas rectas. Se supone que el material sigue la ley de Hooke hasta el esfuerzo de fluencia sY, después de lo cual fluye ante un esfuerzo constante, este último comportamiento se conoce como plasticidad perfecta. La región perfectamente plástica conti- núa hasta que las deformaciones unitarias son 10 o 20 veces mayores que la deformación unitaria de fluencia. Un material que tiene un diagrama esfuer- zo-deformación unitaria de este tipo se denomina material elastoplástico (o material elástico-plástico). O No lineal Linealmente elástica = E = ƒ( ) (a) O No lineal = ƒ ( ) (b) s s s e e e e e s s Y Y O Perfectamente plástica Linealmente elástica (c) e e s s O Endurecimiento por deformación Linealmente elástica (d) e s
- 193. A la larga,cuando la deformación unitaria se hace extremadamente grande, la curva esfuerzo-deformación unitaria para el acero se eleva arriba del esfuerzo de fluencia debido al endurecimiento por deformación, como se explica en la sección 1.3. Sin embargo, en el instante que inicia el en- durecimiento por deformación, los desplazamientos son tan grandes que la estructura habrá perdido su utilidad. En consecuencia, es práctica co- mún analizar las estructuras de acero con base en el diagrama elastoplástico que se muestra en la figura 2.66c, tanto para análisis de tensión como de compresión. Un análisis basado en estas suposiciones se denomina análisis elastoplástico, o simplemente, análisis plástico y se describe en la siguien- te sección. En la figura 2.66d se muestra un diagrama esfuerzo-deformación uni- taria formado por dos líneas con pendientes diferentes, se llama diagrama bilineal esfuerzo-deformación unitaria. Observe que en las dos partes del diagrama la relación entre el esfuerzo y la deformación unitaria es lineal, pero sólo en la primera parte el esfuerzo es proporcional a la deformación unitaria (ley de Hooke). Este diagrama idealizado se puede emplear para representar materiales con endurecimiento por deformación o se puede uti- lizar como una aproximación a diagramas con las formas no lineales gene- rales que se muestran en las figuras 2.66a y b. Cambios en la longitud de barras El alargamiento o acortamiento de una barra puede determinarse si se co- noce la curva esfuerzo-deformación unitaria del material. Para ilustrar el procedimiento general, consideraremos la barra ahusada AB que se muestra en la figura 2.67a. Tanto el área de la sección transversal como la fuerza axial varían a lo largo de la longitud de la barra y el material tiene una curva esfuerzo-deformación unitaria general no lineal (figura 2.67b). Dado que la barra está estáticamente determinada, podemos encontrar las fuerzas axia- les internas en todas las secciones transversales a partir sólo del equilibrio estático. Luego podemos determinar los esfuerzos dividiendo las fuerzas entre las áreas de las secciones transversales y las deformaciones unitarias Figura 2.67 Cambio en la longitud de una barra ahusada formada de un material que tiene una curva esfuerzo-deformación unitaria no lineal. x L (a) dx B A (b) O s e secCiÓn 2.11 Comportamiento no lineal 171
- 194. 172 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente a partir de la curva esfuerzo-deformación unitaria. Por último, podemos determinar el cambio en la longitud a partir de las deformaciones unitarias, como se describe en el párrafo siguiente. El cambio en la longitud de un elemento dx de la barra (figura 2.67a) es dx donde es la deformación unitaria a una distancia x desde el extremo de la barra. Integrando esta expresión desde un extremo de la barra hasta el otro, obtenemos el cambio en la longitud de toda la barra: L 0 e dx (2.68) donde L es la longitud de la barra. Si las deformaciones unitarias se expre- san en términos analíticos, es decir, mediante fórmulas algebraicas, será posible integrar la ecuación (2.68) con métodos matemáticos formales y así obtener una expresión para el cambio en la longitud. Si los esfuerzos y las deformaciones unitarias se expresan en forma numérica, es decir, por una serie de valores numéricos, podemos proceder como sigue. Podemos dividir la barra en segmentos pequeños con longitud ∆x, determinar el esfuerzo y la deformación unitaria promedios para cada segmento y después calcular el alargamiento de toda la barra sumando los alargamientos de los segmen- tos individuales. Este proceso equivale a evaluar la integral en la ecuación (2.68) por métodos numéricos en lugar de integración formal. Si las deformaciones unitarias son uniformes en toda la longitud de la barra, como en el caso de una barra prismática sometida a una fuerza axial constante, la integración de la ecuación (2.68) es trivial y el cambio en la longitud es d eL (2.69) como se esperaba (compare con la ecuación 1.2 en la sección 1.2). Ley esfuerzo-deformación unitaria de Ramberg-Osgood Las curvas esfuerzo-deformación unitaria para varios metales, incluyendo el aluminio y el magnesio, pueden representarse exactamente por la ecua- ción de Ramberg-Osgood: e e 0 s s 0 a s s 0 m (2.70) En esta ecuación, s y son el esfuerzo y la deformación unitaria, respec- tivamente, y 0, s0, a y m son constantes del material (obtenidas mediante ensayos de tensión). Una forma alternativa de la ecuación es e s E s E 0a s s 0 m (2.71) en donde E = s0/0 es el módulo de elasticidad en la parte inicial de la curva esfuerzo-deformación unitaria.* En la figura 2.68 se muestra una gráfica de la ecuación (2.71) para una aleación de aluminio para la cual las constantes son las siguientes: * La ley de esfuerzo-deformación unitaria de Ramberg-Osgood se presenta en la referencia 2.12.
- 195. E = 10× 106 psi, s0 = 38,000 psi, a = 3/7 y m = 10. La ecuación de esta curva particular esfuerzo-deformación unitaria es e 10 s 106 61 1 4.0 38, s 000 10 (2.72) donde s tiene unidades de libras por pulgada cuadrada (psi). Una ecuación similar para una aleación de aluminio, pero en unidades SI (E = 70 GPa, s0 = 260 MPa, a = 3/7 y m = 10) es la siguiente: e 70, s 000 62 1 8.2 2 s 60 10 (2.73) donde s tiene unidades de megapascales (MPa). El cálculo del cambio de longitud de una barra, empleando la ecuación (2.73) para la relación esfuer- zo-deformación unitaria, se ilustra en el ejemplo 2.18. Estructuras estáticamente indeterminadas Si una estructura es estáticamente indeterminada y el material se comporta en forma no lineal, los esfuerzos, las deformaciones unitarias y los despla- zamientos se determinan resolviendo las mismas ecuaciones generales que se describieron en la sección 2.4 para estructuras linealmente elásticas, que son, ecuaciones de equilibrio, ecuaciones de compatibilidad y relaciones fuerza-desplazamiento (o relaciones equivalentes esfuerzo-deformación unitaria). La diferencia principal es que las relaciones fuerza-desplazamien- to ahora son no lineales, lo que significa que no se pueden obtener solucio- nes analíticas excepto en situaciones muy simples. Entonces, las ecuaciones se deben resolver de forma numérica, utilizando un programa de cómputo adecuado. (psi) 0 50,000 20,000 30,000 40,000 10,000 0.020 0 3 0 . 0 0 1 0 . 0 Aleación de aluminio E = 10 × 106 psi = psi = + 10 × 106 1 614.0 38,000 ⎞ ⎠ ⎞ ⎠ 10 s s s s e e Figura 2.68 Curva esfuerzo-deformación unitaria para una aleación de aluminio empleando la ecuación de Ramberg- Osgood (ecuación 2.72). secCiÓn 2.11 Comportamiento no lineal 173
- 196. 174 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Ejemplo 2.18 Una barra prismática AB con longitud L = 2.2 m y área de su sección transversal A = 480 mm2 soporta dos cargas concentradas P1 = 108 kN y P2 = 27 kN, como se muestra en la figura 2.69. El material de la barra es una aleación de aluminio que tie- ne una curva esfuerzo-deformación unitaria no lineal, representada por la ecuación de Ramberg-Osgood siguiente (ecuación 2.73): e 70, s 000 62 1 8.2 2 s 60 10 en donde s tiene unidades de MPa. (La forma general de esta curva esfuerzo-defor- mación unitaria se muestra en la figura 2.68.) Determine el desplazamiento dB del extremo inferior de la barra para cada una de las siguientes condiciones: (a) la carga P1 actúa sola, (b) la carga P2 actúa sola y (c) las cargas P1 y P2 actúan simultáneamente. Solución (a) Desplazamiento debido sólo a la carga P1. La carga P1 produce un esfuerzo uniforme de tensión en toda la longitud de la barra igual a P1/A o 225 MPa. Sustitu- yendo este valor en la relación esfuerzo-deformación unitaria da = 0.003589. Por tanto, el alargamiento de la barra, igual al desplazamiento en el punto B, es (consulte la ecuación 2.69) dB eL (0.003589)(2.2 m) 7.90 mm (b) Desplazamiento debido sólo a la carga P2. El esfuerzo en la mitad superior de la barra es P2/A o 56.25 MPa y no hay esfuerzo en la mitad inferior. Continuando como en el inciso (a), obtenemos el siguiente alargamiento: dB eL/2 (0.0008036)(1.1 m) 0.884 mm (c) Desplazamiento debido a las dos cargas que actúan simultáneamente. El esfuerzo en la mitad inferior de la barra es P1/A y en la mitad superior es (P1 + P2)/A. Los esfuerzos correspondientes son 225 MPa y 281.25 MPa, y las defor- maciones correspondientes son 0.003589 y 0.007510 (de la ecuación de Ramberg- Osgood). Por tanto el alargamiento de la barra es dB (0.003589)(1.1 m) (0.007510)(1.1 m) 3.95 mm 8.26 mm 12.2 mm Los tres valores calculados de dB ilustran un principio importante relativo a una estructura hecha de un material que se comporta no linealmente: En una estructura no lineal, el desplazamiento producido por dos (o más) car gas que actúan simultáneamente no es igual a la suma de los desplazamientos pro ducidos por las cargas actuando por separado. Figura 2.69 Ejemplo 2-18. Alargamiento de una barra de material no lineal empleando la ecuación de Ramberg- Osgood. P2 P1 L 2 L 2 B A
- 197. En la secciónanterior analizamos el comportamiento de estructuras cuando los esfuerzos en el material exceden el límite de proporcionalidad. Ahora describiremos un material de mucha importancia en el diseño de ingenie- ría: el acero, el metal estructural que más se utiliza. El acero dulce (o ace- ro estructural) se puede modelar como un material elastoplástico con un diagrama esfuerzo-deformación unitaria como se muestra en la figura 2.70. Un material elastoplástico al inicio se comporta de una manera linealmente elástica con un módulo de elasticidad E. Después del inicio de la fluencia plástica las deformaciones unitarias aumentan a un esfuerzo más o menos constante, llamado esfuerzo de fluencia sY. La deformación unitaria al ini- cio de la fluencia se conoce como deformación unitaria de fluencia Y. El diagrama carga-desplazamiento para una barra prismática de mate- rial elastoplástico sometida a una carga de tensión (figura 2.71) tiene la mis- ma forma que el diagrama esfuerzo-deformación unitaria. Al inicio, la barra se alarga de una manera linealmente elástica y sigue la ley de Hooke. Por tanto, en esta región de carga podemos determinar el cambio de longi- tud a partir de la fórmula conocida d = PL/EA. Una vez que se alcanza el esfuerzo de fluencia, la barra se puede alargar sin un aumento en la carga y el alargamiento no tiene una magnitud específica. La carga a la cual inicia la fluencia se llama carga de fluencia Py y el alargamiento correspondiente de la barra se denomina desplazamiento de fluencia dY. Observe que para una barra prismática individual, la carga de fluencia PY es igual a sY A y el desplazamiento de fluencia dY es igual a PYL/EA o sYL/E. (Son válidos comentarios similares en una barra en compresión, siempre que no ocurra pandeo). Si una estructura sólo consiste de elementos cargados axialmente es es- táticamente determinada (figura 2.72), su comportamiento general sigue el mismo patrón. La estructura se comporta de una manera linealmente elás- tica hasta que uno de sus elementos alcanza el esfuerzo de fluencia. Luego ese elemento comenzará a alargarse (o acortarse) sin cambio adicional en la carga axial en ese elemento. Así, toda la estructura fluirá y su diagrama carga-desplazamiento tiene la misma forma que para una sola barra (figura 2.71). Estructuras estáticamente indeterminadas La situación es más compleja si una estructura es estáticamente indetermi- nada. Si un elemento fluye, otros elementos continuarán resistiendo cual- quier aumento en la carga. Sin embargo, finalmente suficientes elementos fluirán causando que toda la estructura fluya. Para ilustrar el comportamiento de una estructura estáticamente inde- terminada, emplearemos la configuración simple que se muestra en la figura 2.73. Esta estructura consiste de tres barras que soportan una carga P aplica- da mediante una placa rígida. Las dos barras exteriores tienen longitud L1, la barra interior tiene longitud L2 y las tres barras tienen la misma área de sección transversal A. El diagrama idealizado esfuerzo-deformación unita- ria para el acero se muestra en la figura 2.70 y el módulo de elasticidad en las regiones linealmente elásticas es E = sY/Y. *2.12 ANÁLISIS ELASTOPLÁSTICO Figura 2.70 Diagrama idealizado esfuerzo-deformación unitaria para un material elastoplástico, como el acero estructural. Pendiente = E Y Y O s s e e Figura 2.71 Diagrama carga- desplazamiento para una barra prismática de material elastoplástico. P P O P PY Y PY = YA Y = Pendiente = PYL EA YL E EA L = s d d d s = = L Figura 2.72 Estructura estáticamente determinada, consiste en elementos cargados axialmente. P secCiÓn 2.12 Análisis elastoplástico 175
- 198. 176 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Como sucede en el caso normal de una estructura estáticamente inde- terminada, iniciamos el análisis con las ecuaciones de equilibrio y com patibilidad. De acuerdo con el equilibrio de la placa rígida en la dirección vertical obtenemos 2F1 F2 P (a) donde F1 y F2 son las fuerzas axiales en las barras externas e interna, res- pectivamente. Como la placa se mueve hacia abajo como un cuerpo rígido al aplicar la carga, la ecuación de compatibilidad es d1 d2 (b) donde d1 y d2 son los alargamientos de las barras exterior e interior, respec- tivamente. Ya que dependen sólo del equilibrio y de la geometría, las dos ecuaciones anteriores son válidas en todos los niveles de la carga P; no im- porta si las deformaciones unitarias se encuentran en la región linealmente elástica o en la región plástica. Cuando la carga P es pequeña, los esfuerzos en las barras son menores que el esfuerzo de fluencia sY y el material está sometido a esfuerzos dentro de la región linealmente elástica. Por lo tanto, las relaciones fuerza-despla zamiento entre las fuerzas en las barras y sus alargamientos son d1 F E 1L A 1 d2 F E 2 A L2 (c) Al sustituir en la ecuación de compatibilidad (ecuación b), obtenemos F1L1 F2L2 (d) Al resolver de manera simultánea las ecuaciones (a) y (d), se obtiene F1 L1 PL 2 2 L2 F2 L1 PL 2 1 L2 (2.74a,b) De esta manera, ahora hemos determinado las fuerzas en las barras en la región linealmente elástica. Los esfuerzos correspondientes son s1 F A 1 A(L1 PL2 2L2) s2 F A 2 PL1 A(L1 2L2) (2.75a,b) Estas ecuaciones para las fuerzas y los esfuerzos son válidas siempre que los esfuerzos en las tres barras permanezcan menores que el esfuerzo de fluencia sY. Conforme la carga P aumenta gradualmente, los esfuerzos en las barras se incrementan hasta que se alcanza el esfuerzo de fluencia en la barra in- terior o bien en las barras exteriores. Supongamos que las barras exteriores son mayores que la barra interior, como se muestra en la figura 2.73: L1 L2 (e) Entonces, la barra interior está sometida a un esfuerzo mucho mayor que las otras (consulte las ecuaciones 2.75a y b) y alcanzará primero el esfuerzo de fluencia. Cuando eso sucede, la fuerza en la barra interior es F2 = sY A. La magnitud de la carga P cuando se alcanza el esfuerzo de fluencia por Figura 2.73 Análisis elastoplástico de una estructura estáticamente indeterminada. P Placa rígida F1 L1 F2 F1 L1 L2
- 199. primera vez enuna de las barras se llama carga de fluencia PY. Podemos determinar PY igualando F2 a sY A en la ecuación (2.74b) y despejando la carga: PY sY A 1 2 L L 1 2 (2.76) Siempre que la carga P sea menor que PY, la estructura se comporta de una manera linealmente elástica y las fuerzas en la barras se pueden determinar a partir de las ecuaciones (2.74a y b). El desplazamiento hacia abajo de la barra rígida en la carga de fluencia, llamado desplazamiento de fluencia dY, es igual al alargamiento de la barra interior cuando su esfuerzo alcanza por primera vez el esfuerzo de fluen - cia sY: dY F E 2 A L2 s2 E L2 sY E L2 (2.77) La relación entre la carga aplicada P y el desplazamiento hacia abajo d de la barra rígida se representa en el diagrama carga-desplazamiento de la figura 2.74. El comportamiento de la estructura hasta la carga de fluencia PY está representado por la línea OA. Con un aumento adicional en la carga, las fuerzas F1 en las barras ex- teriores aumentan, pero la fuerza F2 en la barra interior permanece con el valor constante sY A debido a que ahora esta barra es perfectamente plástica (consulte la figura 2.71). Cuando las fuerzas F1 alcanzan el valor sY A, las barras exteriores también fluyen y, por tanto, la estructura no puede soportar ninguna carga adicional. Entonces, las tres barras se alargarán plásticamente ante esta carga constante, llamada carga plástica PP. La carga plástica está representada por el punto B en el diagrama carga-desplazamiento (figura 2.74) y la línea horizontal BC representa la región de deformación plástica continua sin ningún aumento en la carga. La carga plástica PP se puede calcular del equilibrio estático (ecua ción a) sabiendo que F1 sY A F2 sY A (f) Por tanto, a partir del equilibrio obtenemos PP 3sY A (2.78) El desplazamiento plástico dP en el instante justo que la carga alcanza la carga plástica PP es igual al alargamiento de las barras exteriores en el ins- tante que alcanzan el esfuerzo de fluencia. Por tanto, dP F E 1 A L1 s1 E L1 sY E L1 (2.79) Al comparar dP con dY, observamos que en este ejemplo la razón entre el desplazamiento plástico y el desplazamiento de fluencia es d dP Y L L1 2 (2.80) Figura 2.74 Diagrama carga- desplazamiento para la estructura estáticamente indeterminada que se muestra en la figura 2.73. P A B C PY Y O PP P d d d secCiÓn 2.12 Análisis elastoplástico 177
- 200. 178 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Además, la razón entre la carga plástica y la carga de fluencia es P PP Y L1 3L1 2L2 (2.81) Por ejemplo, si L1 = 1.5L2, las razones son dP/dY = 1.5 y PP/PY = 9/7 = 1.29. En general, la razón de los desplazamientos siempre es mayor que la razón de las cargas correspondientes y la región AB parcialmente plástica en el diagrama carga-desplazamiento (figura 2.74) siempre tiene una pendiente menor que la región elástica OA. Por supuesto, la región completamente plástica BC tiene la pendiente menor (cero). Comentarios generales Para comprender por qué la gráfica de carga-desplazamiento es lineal en la región parcialmente plástica (recta AB en la figura 2.74) y tiene una pendiente que es menor que en la región linealmente elástica, considere lo siguiente. En la región parcialmente plástica de la estructura, las barras exteriores aún se comportan de una manera linealmente elástica. Por tanto, su alargamiento es una función lineal de la carga. Como su alargamiento es igual que el desplazamiento hacia abajo de la placa rígida, el desplazamien- to de la placa rígida también debe ser una función lineal de la carga. En con- secuencia, tenemos una línea recta entre los puntos A y B. Sin embargo, la pendiente del diagrama carga-desplazamiento en esta región es menor que en la región lineal inicial debido a que la barra interior fluye plásticamente y sólo las barras exteriores ofrecen una resistencia creciente a la carga cre- ciente. En efecto, ha disminuido la rigidez de la estructura. De acuerdo con la descripción relacionada con la ecuación (2.78), ve- mos que el cálculo de la carga plástica PP sólo requiere el uso de la estática, ya que todos los elementos han fluido y se conocen sus fuerzas axiales. En contraste, el cálculo de la carga de fluencia PY requiere un análisis estática- mente indeterminado, lo que significa que se deben resolver las ecuaciones de equilibrio, de compatibilidad y de fuerza-desplazamiento. Después que se ha alcanzado la carga plástica PP, la estructura continúa deformándose como lo muestra la línea BC en el diagrama carga-desplaza- miento (figura 2.74). Finalmente, ocurre el endurecimiento por deformación y luego la estructura es capaz de soportar cargas adicionales. Sin embargo, la presencia de desplazamientos muy grandes por lo general significa que la estructura ya no debe usarse, por lo que es usual que la carga plástica PP se considere como la carga de falla. El análisis anterior fue sobre el comportamiento de una estructura cuan- do se le aplica carga por primera vez. Si la carga se remueve antes de que se alcance la carga de fluencia, la estructura se comportará elásticamente y regresará a su condición original sin esfuerzo. Sin embargo, si sobrepasa la carga de fluencia, algunos elementos de la estructura retendrán una defor- mación permanente cuando se remueva la carga, creando así una condición preesforzada. En consecuencia, la estructura tendrá esfuerzos residuales en ella aunque no actúen cargas externas. Si la carga se aplica una segunda vez, la estructura se comportará de una manera diferente.
- 201. Ejemplo 2.19 La estructuraque se muestra en la figura 2.75a consiste en una viga horizontal AB (supuesta rígida) soportada por dos barras idénticas (barras 1 y 2) hechas de un material elastoplástico. Las barras tienen longitud L y área de sección transversal A, y el material tiene un esfuerzo de fluencia sY, deformación de fluencia Y y módulo de elasticidad E = sY/Y. La viga tiene una longitud 3b y soporta una carga P en el extremo B. (a) Determine la carga de fluencia PY y el desplazamiento de fluencia corres- pondiente dY en el extremo de la barra (punto B). (b) Determine la carga plástica PP y el desplazamiento plástico correspondiente dP en el punto B. (c) Elabore un diagrama carga-desplazamiento relacionando la carga P con el desplazamiento dB del punto B. Figura 2.75 Ejemplo 2.19. Análisis elastoplástico de una estructura estáticamente indeterminada. (b) (a) P P B A A B C PY B Y O P = 2 Y PY PP = 6 5 F1 F2 b b b L 1 2 d d d d Solución Ecuación de equilibrio. Como la estructura es estáticamente indeterminada, iniciamos con las ecuaciones de equilibrio y compatibilidad. Considerando el equi- librio de la viga AB, tomamos momentos con respecto al punto A y obtenemos MA 0 F1(b) F2(2b) P(3b) 0 en donde F1 y F2 son las fuerzas axiales en las barras 1 y 2, respectivamente. Esta ecuación se simplifica a F1 2F2 3P (g) Ecuación de compatibilidad. La ecuación de compatibilidad se basa en la geo- metría de la estructura. Ante la acción de la carga P la viga rígida gira con respecto al punto A y, por tanto, el desplazamiento hacia abajo en cada punto a lo largo de la viga es proporcional a su distancia desde el punto A. Entonces, la ecuación de com- patibilidad es d2 2d1 (h) donde d2 es el alargamiento de la barra 2 y d1 es el alargamiento de la barra 1. continúa secCiÓn 2.12 Análisis elastoplástico 179
- 202. 180 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente (a) Carga de fluencia y desplazamiento de fluencia. Cuando la carga P es pe- queña y los esfuerzos en el material son en la región linealmente elástica, las rela- ciones fuerza-desplazamiento para las dos barras son d1 F E 1 A L d2 F E 2 A L (i,j) Al combinar estas ecuaciones con la ecuación de compatibilidad (ecuación h) se obtiene F E 2 A L 2 F E 1 A L o F2 2F1 (k) Ahora, sustituyendo en la ecuación de equilibrio (ecuación g), determinamos F1 3 5 P F2 6 5 P (l,m) La barra 2, que tiene la fuerza mayor, será la primera en llegar al esfuerzo de fluen- cia. En ese instante la fuerza en la barra 2 será F2 = sY A. Al sustituir ese valor en la ecuación (m), se obtiene la carga de fluencia PY como sigue: PY 5s 6 YA (2.82) El alargamiento correspondiente de la barra 2 (de la ecuación j) es d2 = sY L/E y por lo tanto el desplazamiento de fluencia en el punto B es dY 3 2 2 3s 2E YL (2.83) Tanto PY como dY se indican en el diagrama carga-desplazamiento (figura 2.75b). (b) Carga plástica y desplazamiento plástico. Cuando se alcanza la carga plás- tica PP, las dos barras se alargan hasta el esfuerzo de fluencia y las dos fuerzas F1 y F2 serán iguales a sY A. Se deduce del equilibrio (ecuación g) que la carga plásti ca es PP sYA (2.84) En esta carga, la barra izquierda (barra 1) apenas ha alcanzado el esfuerzo de fluen- cia; por tanto, su alargamiento (de la ecuación i) es d1 = sY L/E y el desplazamiento plástico del punto B es dP 3d1 3s E YL (2.85) La razón entre la carga plástica PP y la carga de fluencia PY es 6/5 y la razón entre desplazamiento plástico dP y el desplazamiento de fluencia dY es 2. Estos valores también se muestran en el diagrama carga-desplazamiento. (c) Diagrama carga-desplazamiento. El comportamiento completo carga-des- plazamiento de la estructura se representa en la figura 2.75b. El comportamiento es linealmente elástico en la región de O a A, parcialmente plástico de A a B y comple- tamente plástico de B a C.
- 203. En este capítuloinvestigamos el comportamiento de barras cargadas axialmente some- tidas a cargas distribuidas, como el propio peso y también cambios de temperaturas y deformaciones previas. Desarrollamos relaciones fuerza-desplazamiento para emplearlas en el cálculo de cambios de longitud de barras en condiciones uniformes (es decir, fuerza constante sobre toda su longitud) y no uniformes (es decir, las fuerzas axiales, y tal vez también el área de la sección transversal, varían sobre la longitud de la barra). Luego se desarrollaron ecuaciones de equilibrio y compatibilidad para estructuras estáticamente indeterminadas en un procedimiento de superposición que conduce a la solución de todas las fuerzas desconocidas, esfuerzos, etcétera. Desarrollamos ecuaciones para esfuerzos normal y cortante sobre secciones inclinadas y, a partir de estas ecuaciones, determina- mos los esfuerzos normal máximo y cortante máximo a lo largo de la barra. Se presentó una variedad de temas avanzados en las últimas partes del capítulo. Los conceptos princi- pales presentados en este capítulo son los siguientes: 1. El alargamiento o acortamiento de barras prismáticas sometidas a cargas centroida- les de tensión o compresión es proporcional tanto a la carga como a la longitud de la barra e inversamente proporcional a la rigidez axial (EA) de la barra; esta relación se llama relación fuerza-desplazamiento. 2. Los cables son elementos que trabajan sólo en tensión y se debe usar un módulo de elasticidad efectivo (Ee) y un área de sección transversal efectiva (Ae) para to- mar en cuenta el efecto de apriete que ocurre cuando los cables se someten a una carga. 3. La rigidez axial por unidad de longitud de una barra se refiere a su rigidez (k) y la relación inversa es la flexibilidad (f = 1/k) de la barra. 4. La suma de los desplazamientos de los segmentos individuales de una barra prismá- tica es igual al alargamiento o acortamiento de toda la barra (d). Se utilizan diagra- mas de cuerpo libre para determinar la fuerza axial (N) en cada segmento i; si las fuerzas axiales y/o las áreas de las secciones transversales varían continuamente, se requiere una expresión integral. 5. Si la estructura de la barra es estáticamente indeterminada, se requieren ecua- ciones adicionales (más allá de las disponibles en la estática) para calcular fuerzas desconocidas. Las ecuaciones de compatibilidad se emplean para relacionar los desplazamientos de la barra con las condiciones de apoyo y así generar relaciones adicionales entre las incógnitas. Es conveniente emplear una superposición de es- tructuras “liberadas” (o estáticamente determinadas) para representar la estructura real estáticamente indeterminada de la barra. 6. Los efectos térmicos resultan en desplazamientos proporcionales al cambio de temperatura y a la longitud de la barra pero no en esfuerzos en estructuras estática- mente determinadas. El coeficiente de dilatación térmica (a) del material también se requiere para calcular los desplazamientos axiales debidos a los efectos térmicos. 7. El desajuste y las deformaciones previas inducen fuerzas sólo en barras estática- mente indeterminadas. 8. Los esfuerzos normal máximo y cortante máximo se pueden obtener considerando un elemento inclinado de esfuerzo para una barra cargada por fuerzas axiales. El es- fuerzo normal máximo ocurre a lo largo del eje de la barra, pero el esfuerzo cortante máximo ocurre a una inclinación de 45° respecto del eje de la barra y el esfuerzo cortante máximo es la mitad del esfuerzo normal máximo. capítulo 2 Resumen y repaso del capítulo 181 RESUMEN Y REPASO DEL CAPÍTULO
- 204. 182 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Cambios de longitud de elementos cargados axialmente 2.2.1 El brazo ABC on forma de “L” que se muestra en la figura se encuentra en un plano vertical y tiene una articulación que gira con respecto a un pasador horizontal en A. El bra- zo tiene un área de sección transversal constante y un peso total W. Un resorte vertical con rigidez k soporta el brazo en el punto B. Obtenga una fórmula para el alargamiento del resorte debido al peso del brazo. b b C B A k b 2 — Prob. 2.2.1 2.2.2 Un cable de acero con diámetro nominal de 25 mm (consulte la tabla 2.1) se utiliza en un patio de construcción para levantar una sección de un puente que pesa 38 kN, como se muestra en la figura. El cable tiene un módulo de elastici- dad efectivo E = 140 GPa. (a) Si el cable tiene una longitud de 14 m, ¿cuánto se estirará al levantar la carga? (b) Si el cable está clasificado para una carga máxima de 70 kN, ¿cuál es el factor de seguridad con respecto a la falla del cable? Prob. 2.2.2 PROBLEMAS DEL CAPÍTULO 2 2.2.3 Un alambre de acero y uno de cobre tienen longitudes iguales y soportan cargas iguales P (consulte la figura). Los módulos de elasticidad para el acero y el cobre son Es = 30,000 ksi y Ec = 18,000 ksi, respectivamente. (a) Si los alambres tienen diámetros iguales, ¿cuál es la razón entre el alargamiento del alambre de cobre y el alarga- miento del alambre de acero? (b) Si los alambres se estiran la misma cantidad, ¿cuál es la razón entre el diámetro del alambre de cobre y el diámetro del alambre de acero? P Alambre de acero P Alambre de cobre Prob. 2.2.3 2.2.4 ¿Qué distancia h se mueve hacia abajo la jaula que se muestra en la figura cuando se coloca el peso W dentro de ella? (Consulte la figura). Considere sólo los efectos del estiramiento del cable, que tiene una rigidez axial EA = 10,700 kN. La polea en A tiene un diámetro dA = 300 mm y la polea en B tiene un diámetro dB = 150 mm. Además, la distancia L1 = 4.6 m, la distancia L2 = 10.5 mm y el peso W = 22 kN. (Nota: al calcular la longitud del cable, incluya las partes del cable que se arrollan alrededor de las poleas en A y B).
- 205. Prob. 2.2.4 2.2.5 Unaválvula de seguridad en la parte superior de un recipiente que contiene vapor a una presión p tiene un orificio de descarga con diámetro d (consulte la figura). La válvula está diseñada para liberar vapor cuando la presión alcance el valor pmáx. Si la longitud natural del resorte es L y su rigidez es k, ¿cuál deberá la dimensión h de la válvula? (Exprese su resul- tado como una fórmula para determinar h.) h d p Prob. 2.2.5 2.2.6 El dispositivo que se muestra en la figura consiste en un indicador ABC soportado por un resorte con rigidez k = 800 N/m. El resorte está colocado a una distancia b = 150 mm del extremo articulado A del índice. El dispositivo se ajusta de manera que cuando no hay carga P, el índice indica cero en la L1 L2 A B W Jaula escala angular. Si la carga es P = 8 N, ¿a qué distancia x se deberá colo- car la carga para que el indicador marque 3° en la escala? k 0 A B P C x b Prob. 2-2.6 2.2.7 Dos barras rígidas, AB y CD, se apoyan sobre una su- perficie horizontal (consulte la figura). La barra AB gira en A y la barra CD gira en D. Las barras están conectadas entre sí por dos resortes linealmente elásticos con rigidez k. Antes de que se aplique la carga P, las longitudes de los resortes son tales que las barras son paralelas y los resortes no están sometidos a esfuerzo. Deduzca una fórmula para el desplazamiento dC en el punto C cuando la carga P actúa cerca del punto B como se muestra. (Suponga que las barras giran ángulos muy pequeños ante la acción de la carga P.) b b b B D A C dC P Prob. 2.2.7 capítulo 2 Problemas 183
- 206. 184 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.2.8 La armadura de tres barras ABC que se muestra en la figura tiene un claro L = 3 m y está construida de tubos de acero que tienen un área de la sección transversal A = 3900 mm2 y un módulo de elasticidad E = 200 GPa. Cargas idén- ticas P actúan vertical y horizontalmente en el nodo C, como se muestra. (a) Si P = 650 kN, ¿cuál es el desplazamiento horizontal del nodo B? (b) ¿Cuál es el valor máximo permisible de la carga Pmáx si el desplazamiento del nodo B está limitado a 1.5 mm? L B A 45° 45° P P C Prob. 2.2.8 2.2.9 Un alambre de aluminio con diámetro d = 1/10 in y longitud L = 12 ft se somete a una carga de tensión P (con- sulte la figura). El aluminio tiene un módulo de elasticidad E = 10 600 ksi. Si el alargamiento máximo permisible del alambre es 1/8 in y el esfuerzo permisible en tensión es 10 ksi, ¿cuál es la carga permisible Pmáx? P d P L Prob. 2.2.9 2.2.10 Una barra uniforme AB con peso W = 25 N está so- portada por dos resortes, como se muestra en la figura. El re- sorte a la izquierda tiene una rigidez k1 = 300 N/m y longitud natural L1 = 250 mm. Las cantidades correspondientes para el resorte a la derecha son k2 = 400 N/m y L2 = 200 mm. La distancia entre los resortes es L = 350 mm y el resorte a la derecha está suspendido de un soporte que se ubica a una distancia h = 80 mm debajo del punto de soporte del resorte a la izquierda. No tome en cuenta el peso de los resortes. (a) ¿A qué distancia x desde el resorte a la izquierda [par- te (a) de la figura] se debe colocar una carga P = 18 N a fin de llevar la barra a la posición horizontal? (b) Si ahora se quita P, ¿qué valor nuevo de k1 se requiere para que la barra [parte (a) de la figura] se suspenda en posi- ción horizontal ante el peso W? (c) Si P se remueve y k1 = 300 N/m, ¿qué distancia b se deberá mover el resorte k1 a la derecha tal que la barra [parte (a) de la figura] quede en una posición horizontal ante el pe- so W? (d) Si ahora el resorte a la izquierda se reemplaza con dos resortes en serie (k1 = 300 N/m, k3) con longitud natural global L1 = 250 mm [consulte la parte (b) de la figura], ¿qué valor de k3 se requiere para que la barra quede en una posición horizontal ante el peso W? L1 2 — W h L A k3 L1 2 — k1 k2 L2 B (b) (a) P W Posición nueva de k1 sólo para el inciso (c) Carga P sólo para el inciso (a) x h L A k1 L1 k2 L2 B b Prob. 2.2.10 2.2.11 Un tubo circular hueco de hierro colado (Ec = 12,000 ksi) soporta una barra de latón (Eb = 14,000 ksi) y un peso W = 2 kips, como se muestra. El diámetro exterior del tubo es dc = 6 in. (a) Si el esfuerzo permisible de compresión en el tubo es 5000 psi y su acortamiento permisible es 0.02 in, ¿cuál es el espesor de pared mínimo permisible tc’mín? (Incluya los pesos de la barra y la tapa de acero en sus cálculos.)
- 207. (b) ¿Cuál esel alargamiento de la barra de latón dr debida a la carga W y a su propio peso? (c) ¿Cuál es el espacio libre h mínimo requerido? Tapa de acero (ts = 1 in) Tubo de hierro colado (dc = 6 in, tc) W Lc = 4 ft h Lr = 3.5 ft Tuerca y arandela ( ) dw = 3 4 — in Barra de latón (dr = 1 2 — ) in Prob. 2.2.11 *2.2.12 La viga horizontal rígida ABCD que se muestra en la figura está soportada por las barras verticales BE y CF, y está sometida a las dos fuerzas verticales P1 = 400 kN y P2 = 360 kN que actúan en los puntos A y D, respectivamente (consulte la figura). Las barras BE y CF están hechas de acero (E = 200 GPa) y tienen áreas de sus secciones transversales ABE = 11,100 mm2 y ACF = 9280 mm2 . Las distancias entre varios puntos en las barras se muestran en la figura. Determine los desplazamientos verticales dA y dD de los puntos A y D, respectivamente. A P1 = 400 kN P2 = 360 kN B C 1.5 m 1.5 m 2.4 m 0.6 m 2.1 m D F E Prob. 2.2.12 **2.2.13 La armadura ABC consiste de dos barras rígidas AB y BC, cada una con longitud b (consulte la primera parte de la figura). Las barras tienen conexiones articuladas en A, B y C, y están unidas por un resorte con rigidez k. El resorte está sujeto a los puntos medios de las barras. La armadura tiene un soporte articulado en A y un soporte de rodillo en C, y las barras están en un ángulo a con respecto a la horizontal. Cuando se aplica una carga vertical P en el nodo B (con- sulte la segunda parte de la figura) el soporte de rodillo C se mueve hacia la derecha, el resorte se estira y el ángulo de las barras disminuye de a a u. Determine el ángulo u y el aumento d en la distancia en- tre los puntos A y C. (Utilice los datos siguientes: b = 8.0 in, k = 16 lb/in, a = 45° y P = 10 lb). **2.2.14 Resuelva el problema anterior con los siguientes datos: b = 200 mm, k = 3.2 kN/m, a = 45° y P = 50 N. C A B u u P a a k C A B b 2 — b 2 — b 2 — b 2 — Prob. 2.2.13 y 2.2.14 capítulo 2 Problemas 185
- 208. 186 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Cambios de longitud en condiciones no uniformes 2.3.1 Calcule el alargamiento de una barra de cobre con sec- ción transversal circular y con sus extremos ahusados cuando se estira por cargas axiales con magnitud 3.0 k (consulte la figura). La longitud de los segmentos extremos es 20 in y la lon- gitud del segmento prismático medio es 50 in. Además, los diámetros en las secciones transversales A, B, C y D son 0.5, 1.0, 1.0 y 0.5 in, respectivamente, y el módulo de elasticidad es 18,00 ksi. (Sugerencia: utilice el resultado del ejemplo 2.4.) A B C D 3.0 k 20 in 20 in 3.0 k 50 in Prob. 2.3.1 2.3.2 Una barra rectangular larga de cobre sometida a una carga de tensión P cuelga de un pasador que está soportado por dos postes de acero (consulte la figura). La barra de cobre tiene una longitud de 2.0 m, un área de sección transversal de 4800 mm2 y un módulo de elasticidad Ec = 120 GPa. Cada poste de acero tiene una altura de 0.5 m, un área de sección transversal de 450 mm2 y un módulo de elasticidad Es = 200 GPa. (a) Determine el desplazamiento hacia abajo d del ex- tremo inferior de la barra de cobre debido a una carga P = 180 kN. (b) ¿Cuál es la carga máxima permisible Pmáx si el despla- zamiento d está limitado a 1.0 mm? P Poste de acero Barra de cobre Prob. 2.3.2 2.3.3 Una barra AD (consulte la figura) tiene un área de sec- ción transversal de 0.40 in2 y está cargada por fuerzas P1 = 2700 lb, P2 = 1800 lb y P3 = 1300 lb. Las longitudes de los segmentos de la barra son a = 60 in, b = 24 in y c = 36 in. (a) Suponiendo que el módulo de elasticidad es E = 30 × 106 psi, calcule el cambio de longitud d de la barra. ¿Se alarga o se acorta la barra? (b) ¿En qué cantidad P se debe aumentar la carga P3 para que la barra no cambié de longitud cuando se apliquen las tres cargas? a b c B P1 P2 P3 D C A Prob. 2.3.3 2.3.4 Una barra rectangular con longitud L tiene una ranura a la mitad de su longitud (consulte la figura). La barra tiene un ancho b, espesor t y módulo de elasticidad E. La ranura tiene un ancho b/4. (a) Obtenga una fórmula para el alargamiento d de la ba- rra debido a las cargas axiales P. (b) Calcule el alargamiento de la barra si el material es acero de alta resistencia, el esfuerzo axial en la región media es 160 MPa, la longitud es 750 mm y el módulo de elastici- dad es 210 GPa. b 4 — L 4 — L 4 — L 2 — b t P P Probs. 2.3.4 y 2.3.5 2.3.5 Resuelva el problema anterior si el esfuerzo axial en la región media es 24,000 psi, la longitud es 30 in y el módulo de elasticidad es 30 × 106 psi. 2.3.6 Un edificio de dos pisos tiene columnas de acero AB en el primer piso y BC en el segundo piso, como se muestra en la figura. La carga sobre el techo P1 es igual a 400 kN y la carga en el segundo piso P2 es igual a 720 kN. Cada columna tiene una longitud L = 3.75 m. Las área de las secciones transversa- les de las columnas del primer y segundo piso son 11,000 mm2 y 3900 mm2 , respectivamente. (a) Suponiendo que E = 206 GPa, determine el acorta- miento total dAC de las dos columnas debido a la acción com- binada de las cargas P1 y P2.
- 209. (b) ¿Qué cargaadicional P0 se puede colocar en la parte superior de la columna (punto C) si el acortamiento total dAC no debe exceder 4.0 mm? P1 = 400 kN P2 = 720 kN B A C L = 3.75 m L = 3.75 m Prob. 2.3.6 2.3.7 Una barra de acero con una longitud de 8 ft tiene una sección transversal circular d1 = 0.75 in en la mitad de su longitud y diámetro d2 = 0.5 in en la otra mitad (consulte la figura). El módulo de elasticidad es E = 30 × 106 psi. (a) ¿Cuál es el alargamiento de la barra ante una carga de tensión P = 5000 lb? (b) Si con el mismo volumen de material se hace una barra con diámetro constante d y longitud 8.0 ft, ¿cuál será el alargamiento con la misma carga P? d1 = 0.75 in P d2 = 0.50 in 4.0 ft 4.0 ft P = 5000 lb Prob. 2.3.7 2.3.8 Una barra ABC con longitud L consiste de dos partes con segmentos iguales pero diámetros diferentes. El segmento AB tiene un diámetro d1 = 100 mm y el segmento BC tiene un diámetro d2 = 60 mm. Los dos segmentos tienen una longitud L/2 = 0.6 m. En el segmento AB se perfora un agujero lon- gitudinal con diámetro d en la mitad de su longitud (distancia L/4 = 0.3 m). La barra está hecha de plástico que tiene un módulo de elasticidad E = 4.0 GPa y sobre sus extremos ac- túan cargas de compresión P = 110 kN. (a) Si el acortamiento de la barra está limitado a 8.0 mm, ¿cuál es el diámetro máximo permisible dmáx del agujero? [Consulte la parte (a) de la figura]. (b) Ahora, si dmáx se fija en d2/2, ¿a qué distancia b desde el extremo C se debe aplicar la carga P para limitar el acor- tamiento de la barra a 8.0 mm? [Consulte la parte (b) de la figura.] (c) Por último, si se aplican cargas P en los extremos y dmáx = d2/2, ¿cuál es la longitud permisible x del agujero si el acortamiento está limitado a 8.0 mm? [Consulte la parte (c) de la figura.] Prob. 2.3.8 (c) d2 dmáx = d1 P P A B C x L 2 x — L 2 — d2 2 — (b) d2 dmáx = d1 L 4 P P b A B C — L 4 — L 2 — d2 2 — (a) d2 dmáx d1 L 4 P P A B C — L 4 — L 2 — capítulo 2 Problemas 187
- 210. 188 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.3.9 Un pilote de madera clavado en el suelo soporta una carga P completamente por fricción sobre su superficie (con- sulte la figura). La fuerza de fricción f por unidad de longitud del pilote se supone que esta distribuida uniformemente sobre la superficie del mismo. La longitud del pilote es L, su área de la sección transversal es A y su módulo de elasticidad es E. (a) Deduzca una fórmula para el acortamiento d del pilo- te en términos de P, L, E y A. (b) Dibuje un diagrama mostrando cómo el esfuerzo de compresión sc varía en toda la longitud del pilote. 2.3.10 Considere los tubos de cobre soldados empleando una junta “sudada”. Utilice las propiedades y dimensiones dadas. (a) Determine el alargamiento total del segmento 2-3-4 (d2–4) para una fuerza de tensión aplicada de P = 5 kN. Use Ec = 120 GPa. (b) Si la resistencia a la fluencia en cortante de la sol- dadura de estaño-plomo es ty = 30 MPa y la resistencia a la fluencia en tensión del cobre es sy = 200 MPa, ¿cuál es la carga máxima Pmáx que se puede aplicar a la junta si el factor de seguridad deseado en cortante es FSt = 2 y en tensión es FSs = 1.7? (c) Determine el valor de L2 en el cual las propiedades del tubo y la soldadura son iguales. 2.3.11 La barra circular no prismática en voladizo que se muestra tiene un agujero cilíndrico interno con diámetro d/2 de 0 a x, de manera que el área neta de la sección transversal para el segmento 1 es (3/4)A. La carga P se aplica en x y la carga P/2 se aplica en x = L. Suponga que E es constante. Prob. 2.3.9 Prob. 2.3.10 L P f Juntas soldadas Soldadura de estaño-plomo en el espacio entre los tubos de cobre; suponga que el espesor de la soldadura es cero Número de segmento L2 L4 L3 Junta sudada 1 2 3 4 5 P P d0 = 22.2 mm t = 1.65 mm d0 = 18.9 mm t = 1.25 mm L3 = 40 mm L2 = L4 = 18 mm
- 211. L h B A C Prob. 2.3.12 *2.3.13 Unabarra plana con sección transversal rectangular, longitud L y espesor t constante se somete a fuerzas de tensión P (consulte la figura). El ancho de la barra varía linealmente de b1 en su extremo menor a b2 en su extremo mayor. Suponga que el ángulo de ahusamiento es pequeño. (a) Obtenga la siguiente fórmula para el alargamiento de la barra: d Et(b P 2 L b1) ln b b 2 1 (b) Calcule el alargamiento, suponiendo L = 5 ft, t = 1.0 in, P = 25 k, b1 = 4.0 in, b2 = 6.0 in y E = 30 × 10 6 psi. (a) Determine la fuerza de reacción R1. (b) Determine las fuerzas axiales Ni en los segmentos 1 y 2. (c) Determine la distancia x requerida para obtener un desplazamiento axial en la junta 3 de d3 = PL/EA. (d) En el inciso (c), ¿cuál es el desplazamiento en la junta 2, d2? (e) Si P actúa en x = 2L/3 y P/2 en la junta 3 se reem- plaza con bP, encuentre b de manera que d3 = PL/EA. (f) Trace la fuerza axial (AFD: N(x), 0 ≤ x ≤ L) y los diagrama del desplazamiento axial (ADD: d(x), 0 ≤ x ≤ L) em- pleando los resultados de los incisos (b) a (d) anteriores. 2 3 d A R1 d 2 — P 2 — A 3 4 — L – x x 0 0 AFD 0 0 ADD P Segmento 1 Segmento 2 Prob. 2.3.11 2.3.12 Una barra prismática AB con longitud L, área de sec- ción transversal A, módulo de elasticidad E y peso W cuelga verticalmente por su peso propio (consulte la figura). (a) Obtenga una fórmula para el desplazamiento hacia abajo dC del punto C, ubicado a una distancia h desde el extre- mo inferior de la barra. (b) ¿Cuál es el alargamiento dB de toda la barra? (c) ¿Cuál es la razón b entre el alargamiento de la mitad superior de la barra y el alargamiento de la mitad inferior de la barra? Prob. 2.3.13 P P t b1 b2 L capítulo 2 Problemas 189
- 212. 190 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente *2.3.14 Un poste AB que soporta equipo en un laboratorio está ahusado uniformemente en toda su altura H (consulte la figura). La secciones transversales del poste son cuadradas, con dimensiones b × b en su parte superior y 1.5b × 1.5b en su base. Deduzca una fórmula para el acortamiento d del poste debido a la carga de compresión P que actúa en su parte supe- rior. (Suponga que el ángulo de ahusamiento es pequeño y no tome en cuenta el peso del poste.) H P A B A b b B 1.5b 1.5b Prob. 2.3.14 *2.3.15 Una barra larga esbelta con forma de cono circular recto con longitud L y diámetro d en su base cuelga vertical- mente por la acción de su propio peso (consulte la figura). El peso del cono es W y el módulo de elasticidad del mate rial es E. Deduzca una fórmula para el aumento d de la longitud de la barra debido a su peso. (Suponga que el ángulo de ahusa- miento del cono es pequeño). 2.3.16 Un tubo uniformemente ahusado AB con sección transversal circular y longitud L se muestra en la figura. Los diámetros promedio en sus extremos son dA y dB = 2dA. Su- ponga que E es constante. Deduzca una fórmula para el alar- gamiento d del tubo cuando se somete a cargas P que actúan en sus extremos Utilice los siguientes datos numéricos: dA = 35 mm, L = 300 mm, E = 2.1 Gpa, P = 25 KN para los casos siguientes: (a) Se perfora un agujero con diámetro constante dA de B hacia A para formar una sección hueca con longitud x = 1/2 [consulte la parte (a) de la figura]. (b) Se perfora un agujero con diámetro variable d(x) de B hacia A para formar una sección hueca con longitud x = 1/2 y espesor constante t [consulte la parte (b) de la figura]. (Suponga que t = dA/20.) Prob. 2.3.16 **2.3.17 Los cables principales de suspensión de un puente colgante [consulte la parte (a) de la figura] siguen una curva que es casi parabólica debido a que la carga principal sobre los cables es el peso de la calzada del puente, que tiene una inten- sidad uniforme a lo largo de la horizontal. Por tanto, represen- temos la región central AOB de uno de los cables principales [consulte la parte (b) de la figura] como un cable parabólico soportado en los puntos A y B, y que sostiene una carga uni- Prob. 2.3.15 d L P (a) (b) P B x L P A dA dA dB B x L P A dA d(x) dB t constante
- 213. forme con intensidadq a lo largo de la horizontal. El claro del cable es L, la flecha es h, la rigidez axial es EA, y el origen de las coordenadas está en el centro del claro. (a) Deduzca la fórmula siguiente para el alargamiento del cable AOB que se muestra en la parte (b) de la figura: d 8 q h L E 3 A 1 1 3 6 L h 2 2 ( ) (b) Calcule el alargamiento d del claro central de uno de los cables principales del puente Golden Gate, para el cual la dimensiones y propiedades son L = 4200 ft, h = 470 ft, q = 12,700 lb/ft y E = 28,800,000 psi. El cable consiste de 27,572 alambres paralelos con diámetro 0.196 in. Sugerencia: determine la fuerza de tensión T en cual- quier punto en el cable a partir de un diagrama de cuerpo libre de una parte del cable; luego determine el alargamiento de un elemento del cable con longitud ds; por último, integre a lo largo de la curva del cable para obtener una ecuación para el alargamiento d. B A O L 2 q y (b) (a) x h — L 2 — Prob. 2.3.17 **2.3.18 Una barra ABC gira en un plano horizontal con res- pecto a un eje vertical en el punto medio C (consulte la figura). La barra, que tiene una longitud 2L y área de su sección trans- versal A, gira a una velocidad angular constante v. Cada mitad de la barra (AC y BC) tiene un peso W1 y soporta un peso W2 en su extremo. Deduzca la fórmula siguiente para el alargamiento de una mitad de la barra (es decir, el alargamiento de AC o bien de BC): 3 L g 2 EA 2 (W1 3W2) en donde E es el módulo de elasticidad del material de la barra y g es la aceleración debida a la gravedad. A C B v L L W2 W1 W1 W2 Prob. 2.3.18 Estructuras estáticamente indeterminadas 2.4.1 El conjunto que se muestra en la figura consiste de un núcleo de latón (diámetro d1 = 0.25 in) rodeado por una cubierta de acero (diámetro interior d2 = 0.28 in, diámetro exterior d3 = 0.35 in). Una carga P comprime el núcleo y la cubierta, que tienen longitudes L = 4.0 in. Los módulos de elasticidad del latón y del acero son Eb = 15 × 106 psi y Es = 30 × 106 psi, respectivamente. (a) ¿Qué carga P comprimirá el conjunto en 0.003 in? (b) Si el esfuerzo permisible en el acero es 22 ksi y el esfuerzo permisible en el latón es 16 ksi, ¿cuál es la carga de compresión permisible Pperm? (Sugerencia: utilice las ecuacio- nes obtenidas en el ejemplo 2.5.) Prob. 2.4.1 P Cubierta de acero Núcleo de latón d3 d1 d2 L capítulo 2 Problemas 191
- 214. 192 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.4.2 Un conjunto cilíndrico que consiste de un núcleo de la- tón y una cubierta de aluminio se comprime por una carga P (consulte la figura). Las longitudes de la cubierta de aluminio y del núcleo de latón son 350 mm, el diámetro del núcleo es 25 mm y su diámetro exterior es 40 mm. Además, los módulos de elasticidad del aluminio y el latón son 72 GPa y 100 GPa, respectivamente. (a) Si la longitud del conjunto disminuye en 0.1% cuando se aplica la carga P, ¿cuál es la magnitud de ésta? (b) ¿Cuál es la carga máxima permisible Pmáx si los es- fuerzos permisibles en el aluminio y el latón son 80 MPa y 120 MPa, respectivamente? (Sugerencia: utilice las ecuacio- nes obtenidas en el ejemplo 2.5.) Cubierta de aluminio Núcleo de latón 25 mm 40 mm P 350 mm Prob. 2.4.2 2.4.3 Tres barras prismáticas, dos de material A y una de ma- terial B, transmiten una carga de tensión P (consulte la figura). Las dos barras exteriores (material A) son idénticas. El área de la sección transversal de la barra central (material B) es 50% mayor que el área de la sección transversal de una de las ba- rras exteriores. Además, el módulo de elasticidad del material A es el doble que el del material B. (a) ¿Qué fracción de la carga P se transmite por la barra central? (b) ¿Cuál es la razón entre esfuerzo en la barra central y el esfuerzo en las barras exteriores? (c) ¿Cuál es la razón entre la deformación unitaria en la barra central y la deformación unitaria en las barras exteriores? A A B P Prob. 2.4.3 2.4.4 Una barra circular ACB con diámetro d que tiene un agujero cilíndrico con longitud x y diámetro d/2 de A a C está empotrada rígidamente entre los apoyos A y B. Una carga P actúa en L/2 desde los extremos A y B. Suponga que E es constante. (a) Obtenga fórmulas para las reacciones RA y RB en los apoyos A y B, respectivamente, debidas a la carga P [consulte la parte (a) de la figura]. (b) Obtenga una fórmula para el desplazamiento d en el punto de aplicación de la carga [consulte la parte (a) de la figura]. (c) ¿Para qué valor de x es RB = (6/5)RA? [Consulte la parte (a) de la figura.] (d) Repita el inciso (a) si la barra ahora está ahusada li- nealmente de A a B, como se muestra en la parte (b) de la figura y x = L/2. (e) Repita el inciso (a) si ahora la barra gira hasta una posición vertical, la carga P se remueve y la barra cuelga por su propio peso (suponga una densidad = r). [Consulte la parte (c) de la figura.] Suponga que x = L/2. P, d d RA d 2 — L 2 — RB (a) C B A L – x x
- 215. 2.4.5 Tres cablesde acero soportan en conjunto una carga de 12 k (consulte la figura). El diámetro del cable central es ¾ in y el diámetro de cada cable exterior es ½ in. La tensión en los cables se ajusta de manera que cada cable soporte un tercio de la carga (es decir, 4 k). Después la carga se aumenta en 9 k para un total de 21 k. (a) ¿Qué porcentaje de la carga total está soportado ahora por el cable central? (b) ¿Cuáles son los esfuerzos sM y sO en el cable central y en los exteriores, respectivamente? (Nota: consulte la tabla 2.1 en la sección 2.2 para obtener las propiedades de los ca- bles.) Prob. 2.4.5 2.4.6 Una barra de plástico AB con longitud L = 0.5 m tiene un diámetro d1 = 30 mm (consulte la figura). Un manguito de plástico CD con longitud c = 0.3 m y diámetro exterior d2 = 45 mm está pegado firmemente a la barra de manera que no ocurre deslizamiento entre la barra y el manguito. La barra está hecha de un acrílico con módulo de elasticidad E1 = 3.1 GPa y el manguito está hecho de una poliamida con E2 = 2.5 GPa. (a) Calcule el alargamiento d de la barra cuando es jalada por fuerzas axiales P = 12 kN. (b) Si el manguito se extiende hasta la longitud total de la barra, ¿cuál es el alargamiento? (c) Si el manguito se remueve, ¿cuál es el alargamiento? d d 2 — C B A L – x x (c) RA RB dA = d d 2 — dB = RA d 2 — RB C B A P, d (b) L – x x L 2 — P aplicada a L 2 — L 2 — Prob. 2.4.4 Prob. 2.4.6 L c b b P P B A C D d1 d2 capítulo 2 Problemas 193
- 216. 194 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.4.7 La barra ABCD cargada axialmente que se muestra en la figura está sostenida entre dos soportes rígidos. La barra tiene un área de su sección transversal A1 de A a C y 2A1 de C a D. (a) Deduzca fórmulas para las reacciones RA y RD en los extremos de la barra. (b) Determine los desplazamientos dB y dC en los puntos B y C, respectivamente. (c) Trace un diagrama del desplazamiento axial en el que la abscisa sea la distancia desde el soporte izquierdo hasta cualquier punto en la barra y la ordenada sea el desplazamien- to horizontal d en ese punto. A B A1 2A1 C P D L 4 — L 4 — L 2 — Prob. 2.4.7 2.4.8 La barra ABCD con extremos fijos consiste de tres seg- mentos prismáticos, como se muestra en la figura. Los seg- mentos en los extremos tienen un área de sección transversal A1 = 840 mm2 y longitud L1 = 200 mm. El segmento central tiene un área de sección transversal A2 = 1260 mm2 y longitud L2 = 250 mm. Las cargas PB y PC son de 25.5 kN y 17.0 kN, respectivamente. (a) Determine las reacciones RA y RD en los soportes fijos. (b) Determine la fuerza axial de compresión FBC en el segmento central de la barra. 2.4.9 Los tubos de aluminio y acero que se muestran en la figura están sujetos a soportes rígidos en los extremos A y B, y a una placa rígida C en su unión. La longitud del tubo de alu- minio es el doble de la del tubo de acero. Dos cargas iguales y colocadas de manera simétrica actúan sobe la placa en C. (a) Obtenga fórmulas para los esfuerzos axiales sa y ss en los tubos de aluminio y acero, respectivamente. (b) Calcule los esfuerzos para los siguientes datos: P = 12 k, área de la sección transversal del tubo de aluminio Aa = 8.92 in2 , área de la sección transversal del tubo de acero As = 1.03 in2 , módulo de elasticidad del aluminio Ea = 10 × 10 6 psi y módulo de elasticidad del acero Es = 29 × 10 6 psi. P C P B A Tubo de acero Tubo de aluminio 2L L Prob. 2.4.9 2.4.10 Una barra no prismática ABC se compone de dos seg- mentos: AB con longitud L1 y área de su sección transversal A1 y BC con longitud L2 y área de su sección transversal A2. El módulo de elasticidad E, la densidad masa r y la aceleración debida a la gravedad g son constantes. Al inicio, la barra ABC está horizontal y después se restringe en A y C y se gira hasta una posición vertical. Luego la barra cuelga verticalmente por su propio peso (consulte la figura). Sea A1 = 2A2 = A y L1 = 3 5 L, L2 = 2 5 L. (a) Obtenga fórmulas para las reacciones RA y RC en los soportes A y C, respectivamente, debidas a la gravedad. (b) Deduzca una fórmula para el desplazamiento hacia abajo dB del punto B. (c) Formule expresiones para los esfuerzos axiales a una distancia pequeña arriba de los puntos B y C, respectiva mente. Prob. 2.4.8 A1 A1 A2 D A B C PB PC L1 L1 L2
- 217. Prob. 2.4.10 2.4.11 Unabarra bimetálica (o barra compuesta) con sección transversal cuadrada y dimensiones 2b × 2b está construida de dos metales diferentes que tienen módulos de elasticidad E1 y E2 (consulte la figura). Las dimensiones de las secciones transversales de las dos partes de la barra son iguales. La barra se comprime por fuerzas P que actúan a través de placas extre- mas rígidas. La línea de acción de las cargas tiene una excen- tricidad e con una magnitud tal que cada parte de la barra se somete a un esfuerzo de compresión de manera uniforme. (a) Determine las fuerzas axiales P1 y P2 en las dos partes de la barra. (b) Determine la excentricidad e de las cargas. (c) Determine la razón s1/s2 de los esfuerzos en las dos partes de la barra. 2.4.12 Una barra rígida con peso W = 800 N cuelga de tres alambres verticales igualmente espaciados (longitud L = 150 mm, espaciamiento a = 50 mm): dos alambres son de acero y uno de aluminio. Los alambres también soportan una carga P que actúa sobre la barra. El diámetro de los alambres de acero es ds = 2 mm y el diámetro del alambre de aluminio es da = 4 mm. Suponga Es = 210 GPa y Ea = 70 GPa. (a) ¿Qué carga Pperm se puede soportar en el punto medio de la barra (x = a) si el esfuerzo permisible en los alambres de acero es 220 MPa y en el alambre de aluminio es 80 MPa? [Consulte la parte (a) de la figura.] (b) ¿Cuál es el valor de Pperm si la carga se ubica en x = a/2? [Consulte la parte (a) de la figura.] (c) Repita el inciso (b) si el segundo y el tercer alambre se cambian como se muestra en la parte (b) de la figura. C B A Elementos de esfuerzo A2 A1 L1 L2 RC RA Prob. 2.4.11 2b P e b b b b P e E1 E2 Prob. 2.4.12 (a) x a a P S A S L (b) x a a P S S A L Barra rígida con peso W Barra rígida con peso W capítulo 2 Problemas 195
- 218. 196 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente *2.4.13 Una barra horizontal rígida con peso W = 7200 lb está soportada por tres barras circulares esbeltas que están igualmente espaciadas (consulte la figura). Las dos barras ex- teriores están hechas de aluminio (E1 = 10 × 106 psi) con diá- metro d1 = 0.4 in y longitud L1 = 40 in. La barra interior es de magnesio (E2 = 6.5 × 106 psi) con diámetro d2 y longitud L2. Los esfuerzos permisibles en el aluminio y el magnesio son 24,000 psi y 13,000 psi, respectivamente. Si se desea que las tres barras estén cargadas hasta sus valores máximos permisibles, ¿cuál deberá ser el diámetro d2 y la longitud L2 de la barra central? W = peso de la barra rígida d1 d1 d2 L1 Prob. 2.4.13 2.4.14 Una barra circular de acero ABC (E = 200 GPa) tiene un área de su sección transversal A1 de A a B y área de su sec- ción transversal A2 de B a C (consulte la figura). La barra está soportada rígidamente en el extremo A y está sometida a una carga P igual a 40 kN en el extremo C. Un collarín circular de acero BD que tiene área de su sección transversal A3 soporta la barra en B. El collarín se ajusta firmemente en B y D donde no hay carga. Determine el alargamiento dAC de la barra debido a la carga P. (Suponga L1 = 2L3 = 250 mm, L2 = 225 mm, A1 = 2A3 = 960 mm2 y A2 = 300 mm2 .) **2.4.15 Una barra rígida AB con longitud L = 66 in está ar- ticulada en el apoyo A y soportada por dos alambres verticales sujetos en los puntos C y D (consulte la figura). Los dos alam- bres tienen la misma área de sección transversal (A = 0.0272 in2 ) y están hechos del mismo material (módulo E = 30 × 10 6 psi). El alambre en C tiene una longitud h = 18 in y el alambre en D tiene una longitud del doble que la del alambre en C. Las distancias horizontales son c = 20 in y d = 50 in. (a) Determine los esfuerzos de tensión sC y sD en los alambres debidos a la carga P = 340 lb que actúa en el extremo B de la barra. (b) Encuentre el desplazamiento hacia abajo dB en el ex- tremo B de la barra. P A B D C L c d h 2h Prob. 2.4.15 *2.4.16 Una barra rígida ABCD está articulada en el punto B y soportada por dos resortes en A y D (consulte la figura). Los resortes en A y D tienen rigideces k1 = 10 kN/m y k2 = 25 kN/m, respectivamente, y las dimensiones a, b y c son 250 mm, 500 mm y 200 mm, respectivamente. Una carga P actúa en el punto C. Si el ángulo de rotación de la barra debido a la acción de la carga P está limitado a 3°, ¿cuál es la carga máxima permisible Pmáx? A B C P D c = 200 mm k1 = 10 kN/m k2 = 25 kN/m a = 250 mm b = 500 mm Prob. 2.4.16 **2.4.17 Una barra trimetálica es comprimida uniformemente por una fuerza axial P = 9 kips que se aplica mediante una placa extrema rígida (consulte la figura). La barra consiste en un núcleo circular de acero rodeado de tubos de latón y cobre. Prob. 2.4.14 A1 A3 A2 L3 L1 L2 P C D B A
- 219. El núcleo decobre tiene un diámetro de 1.25 in, el tubo de latón tiene un diámetro exterior de 1.75 in y el tubo de cobre tiene un diámetro exterior de 2.25 in. Los módulos de elasti- cidad correspondientes son Es = 30,000 ksi, Eb = 16,000 ksi y Ec = 18,000 ksi. Calcule los esfuerzos de compresión ss, sb y sc en el acero, latón y cobre, respectivamente, debidos a la fuerza P. P = 9 k Tubo de cobre Tubo de latón Núcleo de acero 1.25 in 1.75 in 2.25 in Prob. 2.4.17 Efectos térmicos 2.5.1 Los rieles de una vía de ferrocarril están soldados en sus extremos (para formar rieles continuos y así eliminar el sonido del golpeteo de las ruedas) cuando la temperatura es 60°F. ¿Qué esfuerzo de compresión s se produce en los rieles cuando se calientan con el sol a 120°F si el coeficiente de dila- tación térmica a = 6.5 × 10–6 /°F y el módulo de elasticidad E = 30 × 106 psi? 2.5.2 Un tubo de aluminio tiene una longitud de 60 m a una temperatura de 10°C. Un tubo adyacente de acero a la misma temperatura es 5 mm más largo que el de aluminio. ¿A qué temperatura (grados Celsius) será el tubo de alu minio 15 mm más largo que el de acero? (Suponga que los co- eficientes de dilatación térmica del aluminio y el acero son aa = 23 × 10–6 /°C y as = 12 × 10–6 /°C, respectivamente.) 2.5.3 Una barra rígida con peso W = 750 lb cuelga de tres alambres igualmente espaciados, dos de acero y uno de alu- minio (consulte la figura). El diámetro de los alambres es 1/8 in. Antes de aplicar la carga los tres alambres tenían la misma longitud. ¿Qué aumento de temperatura ∆T en los tres alambres dará como resultado que toda la carga la soporten los alam- bres de acero? (Suponga Es = 30 × 106 psi, as = 6.5 × 10–6 /°F y aa = 12 × 10–6 /°F.) W = 750 lb S A S Prob. 2.5.3 2.5.4 Una barra de acero de 15 mm de diámetro se sostiene firmemente (pero sin esfuerzos iniciales) entre dos muros rígi- dos por la configuración que se muestra en la figura. (Para la barra de acero utilice a = 12 × 10–6 /°C y E = 200 GPa.) (a) Calcule la caída de temperatura ∆T (grados Celsius) a la cual el esfuerzo cortante promedio en el perno de 12 mm de diámetro es 45 MPa. (b) ¿Cuáles son los esfuerzos de soporte promedio en el perno y la horquilla en A y la arandela (dw = 20 mm) y el muro (t = 18 mm) en B? Prob. 2.5.4 15 mm 18 mm Perno de 12 mm de diámetro Horquilla, t = 10 mm Arandela, dw = 12 mm A ΔT B capítulo 2 Problemas 197
- 220. 198 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.5.5 Una barra AB con longitud L se sostiene entre dos soportes rígidos y se calienta de manera no uniforme de tal manera que el aumento de temperatura ∆T a una distancia x desde el extremo A está dado por la expresión ∆T = ∆TBx3 / L3, donde ∆TB es el aumento de temperatura en el extremo B de la barra [consulte la parte (a) de figura]. (a) Deduzca una fórmula para el esfuerzo de compresión sc en la barra. (Suponga que el material tiene un módulo de elasticidad E y un coeficiente de dilatación térmica a.) (b)Ahora modifique la fórmula del inciso (a) si el soporte rígido en A se reemplaza por un soporte elástico en A que tiene una constante de resorte k [consulte la parte (b) de la figura]. Suponga que sólo la barra AB está sometida al aumento de temperatura. (a) L A ΔT ΔTB B x 0 (b) L A k ΔT ΔTB B x 0 Prob. 2.5.5 2.5.6 Una barra plástica ACB que tiene dos secciones tras- versales circulares sólidas se sostiene entre soportes rígidos, como se muestra en la figura. Los diámetros en las partes iz- quierda y derecha son 50 mm y 75 mm, respectivamente. Las longitudes correspondientes son 225 mm y 300 mm. Además, el módulo de elasticidad E es 6.0 GPa y el coeficiente de di- latación térmica a es 100 × 10–6 /°C. La barra se somete a un aumento de temperatura uniforme de 30°C. (a) Calcule las siguientes cantidades: (1) la fuerza de compresión N en la barra; (2) el esfuerzo máximo de compre- sión sc y (3) el desplazamiento dC del punto C. (b) Repita el inciso (a) si el soporte rígido en A se reem- plaza por un soporte elástico que tiene una constante de resor- te k = 50 MN/m [consulte la parte (b) de la figura; suponga que sólo la barra ABC se somete al aumento de temperatura]. (a) 300 mm 75 mm 225 mm A B C 50 mm (b) 300 mm 75 mm 225 mm A B C 50 mm k Prob. 2.5.6 2.5.7 Una barra circular de acero AB (diámetro d1 = 1.0 in, longitud L1 = 3.0 ft) tiene un manguito de bronce (diámetro exterior d2 = 1.25 in, longitud L2 = 1.0 ft) ajustado por con- tracción sobre ella de manera que las dos partes están firme- mente unidas (consulte la figura). Calcule el alargamiento total d de la barra de acero debi- do al aumento de temperatura ∆T = 500°F. (Las propiedades de los materiales son las siguientes: para el acero, Es = 30 × 10 6 psi y as = 6.5 × 10–6 /°F; para el bronce, Eb = 15 × 10 6 psi y ab = 11 × 10–6 /°F). d2 d1 B A L2 L1 Prob. 2.5.7 2.5.8 Un manguito de latón S está ajustado sobre un perno de acero B (consulte la figura) y la tuerca se aprieta sólo hasta que está firme. El perno tiene un diámetro dB = 25 mm y el manguito tiene diámetros interior y exterior d1 = 26 mm y d2 = 36 mm, respectivamente. Calcule el aumento de temperatura ∆T necesario para producir un esfuerzo de compresión de 25 MPa en el man- guito.
- 221. (Use las siguientespropiedades del material: para el mangui- to, aS = 21 × 10–6 /°C y ES = 100 GPa; para el perno, aB = 10 × 10–6 /°C y EB = 200 GPa). (Sugerencia: utilice los resultados del ejemplo 2-8.) Manguito (S) Perno (B) d2 d1 dB Prob. 2.5.8 2.5.9 Barras rectangulares de cobre y aluminio se sostienen por pasadores en sus extremos, como se muestra en la figura. Espaciadores delgados proporcionan una separación entre las barras. Las barras de cobre tienen dimensiones transversales 0.5 in × 2.0 in y la barra de aluminio tiene dimensiones 1.0 in × 2.0 in. Determine el esfuerzo cortante en los pasadores de 7/16 in de diámetro si la temperatura se aumenta en 100°F. (Para el cobre, Ec = 18 000 ksi y ac = 9.5 × 10–6 /°F; para el aluminio, Ea = 10 000 ksi y aa = 13 × 10–6 /°F). (Sugerencia: utilice los resultados del ejemplo 2.8.) Barra de cobre Barra de cobre Barra de aluminio Prob. 2.5.9 *2.5.10 Una barra rígida ABCD está articulada en el extremo A y soportada por dos cables en los puntos B y C (consulte la figura). El cable en B tiene un diámetro nominal dB = 12 mm y el cable en C tiene un diámetro nominal dC = 20 mm. Una carga P actúa en el extremo D de la barra. ¿Cuál es la carga permisible P si la temperatura aumenta en 60°C y se requiere que cada cable tenga un factor de segu- ridad de al menos 5 contra su carga última? (Nota: los cables tienen módulos de elasticidad efectivos E = 140 GPa y el coeficiente de dilatación térmica a = 12 × 10–6 /°C. Otras propiedades de los cables se encuentran en la tabla 2.1 de la sección 2.2.) Prob. 2.5.10 *2.5.11 Un marco triangular rígido está articulado en C y se sostiene por dos alambres idénticos en los puntos A y B (con- sulte la figura). Cada alambre tiene una rigidez axial EA = 120 k y un coeficiente de dilatación térmica a = 12.5 × 10–6 /°F. (a) Si una carga vertical P = 500 lb actúa en el punto D, ¿cuáles son las fuerzas de tensión TA y TB en los alambres A y B, respectivamente? (b) Si mientras actúa la carga P se aumenta la tempe ratura de los dos alambres en 180°F, ¿cuáles son las fuerzas TA y TB? (c) ¿Qué aumento adicional en la temperatura ocasionará que el alambre B se afloje? B C D A P b b 2b Prob. 2.5.11 Desajustes y deformaciones previas 2.5.12 Un alambre de acero AB se estira entre dos soportes rígidos (consulte la figura). El esfuerzo previo inicial en el alambre es 42 MPa cuando la temperatura es 20°C. (a) ¿Cuál es el esfuerzo s en el alambre cuando la tem- peratura baja a 0°C? (b) ¿A qué temperatura T el esfuerzo en el alambre es cero? (Suponga a = 14 × 10−6 /°C y E = 200 GPa). Prob. 2.5.12 P D C B A b 2b dB dC 2b B A Alambre de acero capítulo 2 Problemas 199
- 222. 200 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.5.13 Una barra de cobre AB con longitud de 25 in y diá- metro de 2 in se coloca en posición vertical a temperatura ambiente con un espacio libre de 0.008 in entre el extremo A y una restricción rígida (consulte la figura). La barra está so- portada en el extremo B por un resorte elástico con constante de resorte k = 1.2 × 106 lb/in. (a) Calcule el esfuerzo axial de compresión sc en la barra si la temperatura sólo de la barra aumenta 50°F. (Para el cobre utilice a = 9.6 × 10–6 /°F y E = 16 × 10 6 psi.) (b) ¿Cuál es la fuerza en el resorte? (No tome en cuenta los efectos de la gravedad.) (c) Repita el inciso (a) si k → ∞. 25 in 0.008 in A d = 2 in B C k Prob. 2.5.13 2.5.14 Una barra AB que tiene una longitud L y rigidez axial EA está fija en el extremo A (consulte la figura). En el otro extremo existe un espacio libre pequeño con dimensión s entre el extremo de la barra y una superficie rígida. Una carga P actúa sobre la barra en el punto C, que está a dos tercios de la longitud desde el extremo fijo. Si las reacciones en los soportes producidas por la carga P deben tener una magnitud igual, ¿cuál debe ser la dimensión s del espacio libre? B A C P 2L 3 — L 3 L 3 — s Prob. 2.5.14 2.5.15 El tubo 2 se ha insertado firmemente en el tubo 1, pero los agujeros para un pasador de conexión no están alineados; hay un espacio libre s. El usuario decide aplicar una fuerza P1 al tubo 1 o bien una fuerza P2 al tubo 2, la que sea menor de la dos. Determine lo siguiente empleando las propiedades numéricas que se presentan en el recuadro. (a) Si sólo se aplica P1, determine P1 (kips) necesaria para cerrar el espacio libre s; si luego se inserta un pasador y se remueve P1, ¿cuáles son las fuerzas de reacción RA y RB para este caso de carga? (b) Si sólo se aplica P2, determine P2 (kips) necesaria para cerrar el espacio libre s; si luego se inserta un pasador y se remueve P2, ¿cuáles son las fuerzas de reacción RA y RB para este caso de carga? (c) ¿Cuál es el esfuerzo cortante máximo en los tubos, para las cargas indicadas en los incisos (a) y (b)? (d) Si se va a aplicar un aumento de temperatura ∆T en toda la estructura para cerrar el espacio libre s (en lugar de aplicar las fuerzas P1 y P2), determine el ∆T necesario para cerrar el espacio libre. Si se inserta un pasador después que se ha cerrado el espacio libre, ¿cuáles son las fuerzas de reacción RA y RB para este caso? (e) Por último, si la estructura (con el pasador insertado) luego se enfría hasta la temperatura ambiente original, ¿cuáles son las fuerzas de reacción RA y RB? Propiedades numéricas E1 = 30,000 ksi, E2 = 14,000 ksi a1 = 6.5 10–6/°F, a2 = 11 10–6/°F Espacio libre s = 0.05 in L1 = 56 in, d1 = 6 in, t1 = 0.5 in, A1 = 8.64 in2 L2 = 36 in, d2 = 5 in, t2 = 0.25 in, A2 = 3.73 in2 Tubo 1 (acero) Tubo 2 (latón) Espacio libre s P1 P2 en L2 2 — P2 P1 en L1 L2 L1 RA RB Prob. 2.5.15 2.5.16 Una barra no prismática ABC compuesta de segmen- tos AB (longitud L1, área de sección transversal A1) y BC (lon- gitud L2, área de sección transversal A2) está fija en A y libre en C (consulte la figura). El módulo de elasticidad de la barra es E. Existe un espacio libre pequeño con dimensión s entre el extremo de la barra y un resorte elástico con longitud L3 y constante de resorte k3. Si sólo la barra ABC (no el resorte) se somete a un aumento de temperatura ∆T determine lo si- guiente: (a) Escriba una expresión para las fuerzas de reacción RA y RD si el alargamiento de ABC excede la longitud del espacio libre s. (b) Determine expresiones para los desplazamientos de los puntos B y C si el alargamiento de ABC excede la longitud libre s.
- 223. s L2, EA2 L3, k3 L1,EA1 a, T RA RD D C B A Prob. 2.5.16 2.5.17 Los alambres B y C están sujetos a un soporte en el extremo izquierdo y a una barra rígida articulada en el extre- mo derecho (consulte la figura). Cada alambre tiene un área de sección transversal A = 0.03 in2 y módulo de elasticidad E = 30 × 106 psi. Cuando la barra está en una posición vertical, la longitud de cada alambre es L = 80 in. Sin embargo, antes de sujetarse a la barra, la longitud del alambre B era 79.98 in y la del alambre C era 79.95 in. Calcule las fuerzas de tensión TB y TC en los alambres por la acción de una fuerza P = 700 lb que actúa en el extremo superior de la barra. B C 80 in 700 lb b b b Prob. 2.5.17 S P C C C L s Prob. 2.5.18 2.5.19 Un tubo de hierro colado con casquete es comprimido por una barra de latón, como se muestra. La tuerca se gira hasta que sólo está firme, luego se gira un cuarto de vuelta adicional para precomprimir el tubo de hierro colado. El paso de las roscas del perno es p = 52 mils (un mil es un milésimo de pulgada). Utilice las propiedades numéricas dadas. (a) ¿Qué esfuerzos sp y sr se producirán en el tubo de hierro colado y la barra de latón, respectivamente, por el cuar- to de giro adicional de la tuerca? 2.5.18 Una placa rígida de acero está soportada por tres pos- tes de concreto de alta resistencia, cada uno con área de sec- ción transversal efectiva A = 40 000 mm2 y longitud L = 2 m (consulte la figura). Antes de que se aplique la carga, el poste central es más corto que los otros en una cantidad s = 1.0 mm. Determine la carga máxima permisible Pperm si el esfuer- zo de compresión permisible en el concreto es sperm = 20 MPa. (Utilice E = 30 GPa para el concreto.) Prob. 2.5.19 capítulo 2 Problemas 201 Lci = 4 ft Casquete de acero (tc = 1 in) Tubo de hierro colado (do = 6 in, di = 5.625 in) Módulo de elasticidad,E: Acero (30,000 ksi) Latón (14,000 ksi) Hierro colado (12,000 ksi) Tuerca y arandela ( ) dw = 3 4 — in (dr = 1 2 — Barra de latón ) in
- 224. 202 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente (b) Determine el esfuerzo de soporte sb bajo la arandela y el esfuerzo cortante tc en el casquete de acero. 2.5.20 Un cilindro de plástico está sujeto firmemente entre una placa rígida y una cimentación, mediante dos pernos de acero (consulte la figura). Determine el esfuerzo de compresión sP en el plástico cuando las tuercas en los pernos de acero se aprietan dándoles una vuelta completa. Los datos para este conjunto son los siguientes: L = 200 mm, paso de las roscas del perno p = 1.0 mm, módulo de elasticidad para el acero Es = 200 GPa, módulo de elasticidad para el plástico Ep = 7.5 GPa, área de la sección transversal de un perno As = 36.0 mm2 y área del cilindro de plástico Ap = 960 mm2 . L Perno de acero Probs. 2.5.20 y 2.5.21 2.5.21 Resuelva el problema anterior si los datos para el con- junto son los siguientes: longitud L = 10 in, paso de las roscas del perno p = 0.058 in, módulo de elasticidad para el acero Es = 30 × 10 6 psi, módulo de elasticidad para el plástico Ep = 500 ksi, área de la sección transversal de un perno As = 0.06 in2 y área de la sección transversal del cilindro de plástico Ap = 1.5 in2 . 2.5.22 Considere el manguito hecho de dos tubos de cobre unidos con soldadura de estaño-cobre en una distancia s. El manguito tiene tapas de latón en los dos extremos, que están sujetados mediante un perno y una arandela de acero con esta última apretada sólo firmemente al inicio. Luego, se aplican dos “cargas”: n = ½ vuelta aplicada a la tuerca; al mismo tiempo se eleva la temperatura en DT = 30°C. (a) Encuentre las fuerzas en el manguito y el perno, Ps y Pb debidas tanto a las dos presiones en el perno como al aumento de temperatura. Para el cobre utilice Ec = 120 GPa y ac = 17 × 10–6 /°C; para el acero utilice Es = 200 GPa y as = 12 × 10–6 /°C. El paso de las roscas del perno es p = 1.0 mm. Suponga s = 26 mm y diámetro del perno db = 5 mm. (b) Determine la longitud necesaria de la junta soldada, s, si el esfuerzo cortante en la junta sudada no debe sobrepasar el esfuerzo cortante permisible taj = 18.5 MPa. (c) ¿Cuál es el alargamiento final del todo el conjunto de- bida al cambio de temperatura DT y a los presfuerzos iniciales en el perno? Prob. 2.5.22 2.5.23 Un tubo de polietileno (longitud L) tiene una tapa que cuando está instalada comprime un resorte (con longitud sin deformar L1 L) en una cantidad d = (L1 – L). No tome en cuenta las deformaciones de la tapa y la base. Utilice la fuerza en la base de los resortes como la redundante. Use las propie- dades numéricas que se dan en los recuadros. (a) ¿Cuál es la fuerza resultante en el resorte, Fk? (b) ¿Cuál es la fuerza resultante en el tubo, Ft? (c) ¿Cuál es la longitud final del tubo, Lf? (d) ¿Qué cambio de temperatura DT dentro del tubo re- sultará en una fuerza cero en el resorte? Tapa de latón d = np Perno de acero L 1 = 40 mm, d 1 = 25 mm, t 1 = 4 mm L 2 = 50 mm, d 2 = 17 mm, t 2 = 3 mm T T Manguito de cobre S Tapa (supóngala rígida) Tubo (d0, t, L, at, Et) d = L1 – L Resorte (k, L1 L)
- 225. Prob. 2.5.23 2.5.24 Enocasiones las vigas de concreto preesforzado se fa- brican de la siguiente manera. Se estiran varillas de acero de alta resistencia mediante un mecanismo con gatos hidráulicos que aplican una fuerza Q, como se representa en el esquema de la parte (a) de la figura. Luego se vacía concreto alrededor de las varillas para formar una viga, como se muestra en la parte (b) de la figura. Después que el concreto ha fraguado apropiadamente, se liberan los gatos y se remueve la fuerza Q [consulte la parte (c) de la figura]. De esta manera la viga se deja en una con dición preesforzada, con las varillas en tensión y el concreto en compresión. Supongamos que la fuerza de esfuerzo previo Q produce en las varillas de acero un esfuerzo inicial s0 = 620 MPa. Si los módulos de elasticidad del acero y del concreto tienen una razón 12:1 y las áreas de las secciones transversales tienen una razón de 1:50, ¿cuáles son los esfuerzos finales ss y sc en los dos materiales? 2.5.25 Un tubo de polietileno (longitud L) tiene una tapa que se mantiene en posición por un resorte (con longitud sin de- formar L1 L). Después de instalar la tapa, el resorte se tensa despúes girando un tornillo de ajuste una cantidad d. No tome en cuenta las deformaciones de la tapa y la base. Utilice la fuerza en la base del resorte como la redundante. Emplee las propiedades numéricas que se dan en los recuadros. (a) ¿Cuál es la fuerza resultante en el resorte, Fk? (b) ¿Cuál es la fuerza resultante en el tubo, Ft? (c) ¿Cuál es la longitud final del tubo, Lf? (d) ¿Qué cambio de temperatura DT dentro del tubo re- sultará en una fuerza cero en el resorte? Prob. 2.5.24 capítulo 2 Problemas 203 Módulo de elasticidad Tubo de polietileno (Et = 100 ksi) Coeficientes de dilatación térmica at = 80 10–6/°F, ak = 6.5 10–6/°F d0 = 6 in 1 8 — t = in k = 1.5 kip in ––– L1 = 12.125 in L = 12 in Propiedades y dimensiones Q Q Q Q (a) (b) (c) Varillas de acero Concreto Tapa (supóngala rígida) Tubo (d0, t, L, at, Et) Resorte (k, L1 L) Tornillo de ajuste d = L – L1 Tornillo Módulo de elasticidad Tubo de polietileno (Et = 100 ksi) Coeficientes de dilatación térmica at = 80 10–6/°F, ak = 6.5 10–6/°F d0 = 6 in in 1 8 — t = k = 1.5 kip in ––– L = 12 in Propiedades y dimensiones L1 = 11.875 in
- 226. 204 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Esfuerzos sobre secciones inclinadas 2.6.1 Una barra de acero con sección transversal rectangular (1.5 in × 2.0 in) soporta una carga de tensión P (consulte la figura). Los esfuerzos permisibles en tensión y cortante son 14,500 psi y 7100 psi, respectivamente. Determine la carga máxima permisible Pmáx. P P 1.5 in 2.0 in Prob. 2.6.1 2.6.2 Una barra redonda de acero con diámetro d está some- tida a una fuerza de tensión P = 3.5 kN (consulte la figura). Los esfuerzos permisibles en tensión y cortante son 118 MPa y 48 MPa, respectivamente. ¿Cuál es el diámetro mínimo per- misible dmín de la barra? P = 3.5 kN P d Prob. 2.6-2 2.6.3 Un ladrillo estándar (dimensiones 8 in × 4 in × 2.5 in) se comprime en sentido longitudinal mediante una fuerza P, como se ilustra en la figura. Si el esfuerzo cortante último para el ladrillo es 1200 psi y el esfuerzo de compresión últi- mo es 3600 psi, ¿qué fuerza Pmáx se requiere para romper el ladrillo? P 2.5 in 8 in 4 in Prob. 2.6.3 2.6.4 Un alambre de latón con diámetro d = 2.42 mm se es- tira firmemente entre dos soportes rígidos de manera que la fuerza de tensión es T = 98 N (consulte la figura). El coefi- ciente de dilatación térmica del alambre es 19.5 × 10–6 /°C y el módulo de elasticidad es E = 110 GPa. (a) ¿Cuál es la caída de temperatura máxima permisi- ble ∆T si el esfuerzo cortante permisible en el alambre es 60 MPa? (b) ¿A qué cambio de temperatura se afloja el alambre? T d T Probs. 2.6.4 y 2.6.5 2.6.5 Un alambre de latón con diámetro d = 1/16 in se estira entre dos soportes rígidos con una tensión inicial T de 37 lb (consulte la figura). Suponga que el coeficiente de dilatación térmica es 10.6 × 10–6 /°F y el módulo de elasticidad es 15 × 106 psi). (a) Si la temperatura se disminuye en 60°F, ¿cuál es el esfuerzo cortante máximo tmáx en el alambre? (b) Si el esfuerzo cortante permisible es 10 000 psi, ¿cuál es la caída de temperatura máxima permisible? (c) ¿A qué cambio de temperatura ∆T se afloja el alambre? 2.6.6 Una barra de acero con diámetro d = 12 mm se somete a una carga de tensión P = 9.5 kN (consulte la figura). (a) ¿Cuál es el esfuerzo normal máximo smáx en la barra? (b) ¿Cuál es el esfuerzo cortante máximo tmáx? (c) Trace un elemento de esfuerzo orientado a 45° con respecto al eje de la barra y muestre todos los esfuerzos que actúan sobre las caras de este elemento. P = 9.5 kN P d = 12 mm Prob. 2.6.6 2.6.7 Durante un ensayo a la tensión de una probeta de acero dulce (consulte la figura), el extensómetro muestra una alarga- miento de 0.00120 in con una longitud calibrada de 2 in. Su- ponga que el acero se esfuerza debajo del límite de proporcio- nalidad y que el módulo de elasticidad es E = 30 × 10 6 psi.
- 227. (a) ¿Cuál esel esfuerzo normal máximo smáx en la pro- beta? (b) ¿Cuál es el esfuerzo cortante máximo tmáx? (c) Trace un elemento de esfuerzo orientado a un ángulo de 45° con respecto al eje de la barra y muestre todos los es- fuerzos que actúan sobre las caras de este elemento. T T 2 in Prob. 2.6.7 2.6.8 Una barra de cobre con sección transversal rectangular está sostenida sin aplicar ningún esfuerzo entre dos soportes rígidos (consulte la figura). Luego se aumenta la temperatura de la barra 50°C. Determine los esfuerzos sobre todas las caras de los ele- mentos A y B, y muestre estos esfuerzos en dibujos de los elementos. (Suponga a = 17.5 × 10–6 /°C y E = 120 GPa.) A B 45° Prob. 2.6.8 2.6.9 La cuerda inferior AB de una armadura pequeña ABC (consulte la figura) está fabricada con un perfil de acero de patín ancho W8 × 28. El área de su sección transversal es A = 8.25 in2 [apéndice E, tabla E-1(a)] y cada una de las tres cargas aplicadas son P = 45 k. Primero, encuentre la fuerza en el elemento NAB; luego, determine los esfuerzos normal y cortante que actúan sobre todas las caras de los elementos de esfuerzo ubicados en el alma del elemento AB y orientados (a) en un ángulo u = 0o , (b) en un ángulo u = 30° y (c) en ángulo u = 45°. En cada caso, muestre los esfuerzos en un diagrama de un elemento apropiadamente orientado. Prob. 2.6.9 2.6.10 Una barra de plástico con diámetro d = 32 mm se comprime en un dispositivo de prueba mediante una fuerza P = 190 N aplicada como se muestra en la figura. (a) Determine los esfuerzos normal y cortante que actúan sobre todas las caras de los elementos orientados (1) en un ángulo u = 0°, (2) en un ángulo u = 22.5° y (3) en un ángulo u = 45°. En cada caso, muestre los esfuerzos en un bosque- jo de un elemento apropiadamente orientado. ¿Cuáles son los valores de smáx y tmáx? (b) Encuentre smáx y tmáx en la barra de plástico si se inserta un resorte de recentrado con rigidez k en el dispositivo de prueba, como se muestra en la figura. La rigidez del resorte es 1/6 de la rigidez axial de la barra de plástico. NAB NAB u 9 ft P P P = 45 kips C A B 12 ft Ay Ax By Prob. 2.6.10 Barra de plástico Resorte de recentrado [sólo para el inciso (b)]. 100 mm P = 190 N d = 32 mm k 300 mm u 200 mm capítulo 2 Problemas 205
- 228. 206 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.6.11 Una barra de plástico con sección transversal rectan- gular (b = 1.5 in y h = 3 in) está ajustada firmemente entre soportes rígidos a temperatura ambiente (68°F) pero sin es- fuerzo inicial (consulte la figura). Cuando la temperatura de la barra se aumenta a 160°F, el esfuerzo de compresión sobre un plano inclinado pq a la mitad del claro alcanza un valor de 1700 psi. (a) ¿Cuál es el esfuerzo cortante sobre el plano pq? (Su- ponga a = 60 × 10–6 /°F y E = 450 × 103 psi.) (b) Dibuje un elemento de esfuerzo orientado con respec- to al plano pq y muestre los esfuerzos que actúan sobre todas las caras de este elemento. (c) Si el esfuerzo normal permisible es 3400 psi y el es- fuerzo cortante permisible es 1650 psi, ¿cuál es la carga máxi- ma P (en la dirección +x) que se puede agregar en el punto a un cuarto del claro (además de los efectos térmicos anteriores) sin rebasar los valores del esfuerzo permisible en la barra? q p Carga P sólo para el inciso (c) P u L — 4 L — 2 L — 2 Prob. 2.6.11 2.6.12 Una barra de cobre con sección transversal rectangular (b = 18 mm y h = 40 mm) se sostiene firmemente (pero sin ningún esfuerzo inicial) entre dos soportes rígidos (consulte la figura). Los esfuerzos permisibles sobre el plano inclinado pq a la mitad del claro, para el cual u = 55°, se especifican como 60 MPa en compresión y 30 MPa en cortante. (a) ¿Cuál es el aumento de temperatura máximo permisi- ble ∆T si no se deben rebasar los esfuerzos permisibles sobre el plano pq? (Suponga a = 17 × 10–6 /°C y E = 120 GPa). (b) Si la temperatura aumenta en la cantidad máxima per- misible, ¿cuáles son los esfuerzos en el plano pq? (c) Si la temperatura aumenta ∆T = 28°C, ¿qué tan ale- jada hacia la derecha del extremo A (distancia bL expresada q A B p P u bL L — 2 L — 2 Carga sólo para el inciso (c) Prob. 2.6.12 como una fracción de la longitud L) se puede aplicar la carga P = 15 kN sin rebasar los valores del esfuerzo permisible en la barra? Suponga que sa = 75 MPa y ta = 35 MPa. 2.6.13 Una barra circular de latón con diámetro d es el elemento AC en la armadura ABC que tiene una carga P = 5000 lb aplicada en el nodo C. La barra AC se compone de dos segmentos soldados en un plano pq formando un ángulo a = 36° con el eje de la barra (consulte la figura). Los esfuerzos permisibles en el latón son 13,500 psi en tensión y 6500 en cortante. En la junta soldada, los esfuerzos permisibles son 6000 psi en tensión y 3000 psi en cortante. ¿Cuál es la fuerza de tensión NAC en la barra AC? ¿Cuál es el diámetro mínimo necesario dmín de la barra AC? u = 60° q A B C P p d a NAC NAC Prob. 2.6.13 2.6.14 Dos tableros se unen con pegamento mediante una junta empalmada, como se muestra en la figura. Para fines de cortar y pegar, el ángulo a entre el plano de la junta y las caras de los tableros deben estar entre 10° y 40°. Con una carga de tensión P, el esfuerzo normal en los tableros es 4.9 MPa. (a) ¿Cuáles son los esfuerzos normal y cortante que ac- túan sobre la junta pegada si a = 20°? (b) Si el esfuerzo cortante permisible sobre la junta es 2.25 MPa, ¿cuál es el valor máximo permisible del ángulo a? (c) ¿Para qué ángulo a el esfuerzo cortante sobre la junta pegada será numéricamente igual al doble del esfuerzo normal sobre la junta?
- 229. Prob. 2.6.14 2.6.15 Sobrelos lados de un elemento de esfuerzo cortado de una barra en esfuerzo uniaxial actúan esfuerzos de tensión de 10,000 psi y 5000 psi, como se muestra en la figura. (a) Determine el ángulo u y el esfuerzo cortante tu y muestre todos los esfuerzos en un diagrama del elemento. (b) Determine el esfuerzo normal máximo smáx y el es- fuerzo cortante máximo tmáx en el material. = 10,000 psi 5000 psi 10,000 psi 5000 psi u tu tu tu tu su Prob. 2.6.15 2.6.16 Una barra prismática se somete a una fuerza axial que produce un esfuerzo de tensión su = 65 MPa y un esfuerzo cortante tu = 23 MPa sobre cierto plano inclinado (consulte la figura). Determine los esfuerzos que actúan sobre todas las caras de un elemento de esfuerzo orientado en un ángulo u = 30° y muestre los esfuerzos en un diagrama del elemento. Prob. 2.6.16 *2.6.17 El esfuerzo normal sobre el plano pq de una barra prismática en tensión (consulte la figura) es 7500 psi. En el plano rs que forma un ángulo b = 30° con el plano pq, el es- fuerzo es 2500 psi. Determine el esfuerzo normal máximo smáx y el esfuerzo cortante máximo tmáx en la barra. q p r P P s b Prob. 2.6.17 *2.6.18 Se quiere construir un elemento en tensión con dos piezas de plástico pegadas a lo largo del plano pq (consulte la figura). Para fines de cortar y pegar, el ángulo u debe es- tar entre 25° y 45°. Los esfuerzos permisibles sobre la junta pegada en tensión y cortante son 5.0 MPa y 3.0 MPa, respec- tivamente. (a) Determine el ángulo u de manera que la barra soporte la mayor carga posible P. (Suponga que la resistencia de la junta pegada controla el diseño). (b) Determine la carga máxima permisible Pmáx si el área de la sección transversal de la barra es 225 mm2 . q p P P u Prob. 2.6.18 P P a 23 MPa 65 MPa u capítulo 2 Problemas 207
- 230. 208 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.6.19 Una barra no prismática 1-2-3 con sección área A transversal de dos materiales se sostiene firmemente (pero sin ningún esfuerzo inicial) entre soportes rígidos (consulte la figura). Los esfuerzos permisibles en compresión y cor- tante se especifican como sa y ta, respectivamente. Utilice los datos numéricos siguientes. (Datos: b1 = 4b2/3 = b; A1 = 2A2 = A; 6 = 8 in, g = 490 lb ft3 , E1 = 3E2/4 = E; a1 = 5a2/4 = a; sa1 = 4sa2/3 = sa, ta1 = 2sa1/5, ta2 = 3sa2/5; sea sa = 11ksi, P = 12 kips, A = 6 in2 , E = 30,000 ksi, a = 6.5 × 10–6 /°F; g1 = 5g2/3 = g). (a) Si la carga P se aplica en la junta 2 como se muestra en la figura, formule una expresión para el aumento de tempe- ratura máximo permisible DTmáx tal que no se sobrepasen los esfuerzos permisibles en cualquier ubicación A o B. (b) Si se remueve la carga P y ahora la barra se gira a una posición vertical donde cuelga bajo su peso propio (inten- sidad de carga = w1 en el segmento 1-2 y w2 en el segmento 2-3), formule una expresión para el aumento de temperatura máximo permisible DTmáx de manera que no se excedan los esfuerzos permisibles en cualquier ubicación 1 o 3. Las ubi- caciones 1 y 3 están a una distancia corta de los soportes 1 y 3, respectivamente. Energía de deformación Al resolver los problemas de la sección 2.7, suponga que el material se comporta de manera linealmente elástica. 2.7.1 Una barra prismática AD con longitud L, área de su sección transversal A y módulo de elasticidad E se somete a cargas 5P, 3P y P que actúan en los puntos B, C y D, respec- tivamente (consulte la figura). Los segmentos AB, BC y CD tienen longitudes L/6, L/2 y L/3, respectivamente. (a) Obtenga una fórmula para la energía de deformación U de la barra. (b) Calcule la energía de deformación si P = 6 k, L = 52 in, A = 2.76 in2 y el material es aluminio con E = 10.4 × 106 psi. A B C D 5P 3P P L 6 — L 2 — L 3 — Prob. 2.7.1 2.7.2 En la figura se muestra una barra con sección trans- versal circular que tiene dos diámetros distintos d y 2d. La longitud de cada segmento de la barra es L/2 y el módulo de elasticidad del material es E. (a) Obtenga una fórmula para la energía de deformación U de la barra debida a la carga P. (b) Calcule la energía de deformación si la carga P = 27 kN, la longitud L = 600 mm, el diámetro d = 40 mm y el material es latón con E = 105 GPa. P P 2d d L 2 — L 2 — Prob. 2.7.2 2.7.3 Una columna con altura de tres pisos en un edificio so- porta cargas del techo y del entrepiso como se muestra en la figura. La altura de un piso H es 10.5 ft, el área de la sección transversal A de la columna es 15.5 in2 y el módulo de elasti- cidad E del acero es 30 × 10 6 psi. Calcule la energía de deformación U de la columna supo- niendo P1 = 40 K y P2 = P3 = 60 k. Prob. 2.6.19 (a) 2 1 3 E1, A1, a1 E2, A2, a2 P B A b1 b2 (b) 1 2 3 E1, A1, b1 E2, A2, b2 w2 = W2 b2 — w1 = W1 b1 — R3 R1
- 231. Prob. 2.7.3 2.7.4 Labarra ABC que se muestra en la figura está cargada por una fuerza P que actúa en el extremo C y por una fuerza Q que actúa en el punto medio B. La barra tiene una rigidez axial constante EA. (a) Determine la energía de deformación U1 de la barra cuando sólo actúa la fuerza P (Q = 0). (b) Determine la energía de deformación U2 cuando sólo actúa la carga Q (P = 0). (c) Determine la energía de deformación U3 cuando las fuerzas P y Q actúan simultáneamente sobre la barra. A B C P Q L 2 — L 2 — Prob. 2.7.4 2.7.5 Determine la energía de deformación por unidad de volumen (unidades de psi) y la energía de deformación por unidad de peso (unidades de in) que se pueden almacenar en cada uno de los materiales que se presentan en la tabla si- guiente, suponiendo que el material se esfuerza hasta el límite proporcional. 2.7.6 La armadura ABC que se muestra en la figura está so- metida a una carga horizontal P en el nodo B. Las dos barras son idénticas con un área de su sección transversal A y módulo de elasticidad E. (a) Determine la energía de deformación U de la armadu- ra si el ángulo b = 60°. (b) Determine el desplazamiento horizontal db del nodo B igualando la energía de deformación de la armadura con el trabajo realizado por la carga. b b P B C A L Prob. 2.7.6 2.7.7 La armadura ABC que se muestra en la figura soporta una carga horizontal P1 = 300 lb y una carga vertical P2 = 900 lb. Las dos barras tienen un área de su sección transversal A = 2.4 in2 y están hechas de acero con E = 30 × 106 psi. (a) Determine la energía de deformación U1 de la arma- dura cuando sólo actúa la carga P1 (P2 = 0). (b) Determine la energía de deformación U2 cuando sólo actúa la carga P2 (P1 = 0). (c) Determine la energía de deformación U3 cuando las dos cargas actúan simultáneamente. Prob. 2.7.7 P1 = 300 lb P2 = 900 lb B C A 60 in 30° capítulo 2 Problemas 209 P1 P2 P3 H H H DATOS PARA EL PROBLEMA 2.7.5 Material (lb/in3 ) Acero dulce 0.284 30,000 36,000 Acero para herramientas 0.284 30,000 75,000 Aluminio 0.0984 10,500 60,000 Caucho (suave) 0.0405 0.300 300 Peso específico Módulo de elasticidad (ksi) Límite de proporcionalidad (psi)
- 232. 210 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.7.8 La estructura estáticamente indeterminada que se mues- tra en la figura consiste de una barra rígida horizontal AB so- portada por cinco resortes igualmente espaciados. Los resortes 1, 2 y 3 tienen rigideces 3k, 1.5k y k, respectivamente. Cuando no están sometidos a una carga, los extremos inferiores de los cinco resortes se encuentran a lo largo de una línea horizontal. La barra AB, que tiene un peso W, ocasiona que los resortes se estiren en una cantidad d. (a) Obtenga una fórmula para la energía de deformación total U de los resortes en términos del desplazamiento hacia abajo d de la barra. (b) Obtenga una fórmula para el desplazamiento d igua- lando la energía de deformación de los resortes con el trabajo realizado por el peso W. (c) Determine las fuerzas F1, F2 y F3 en los resortes. (d) Determine la energía de deformación U, el despla- zamiento d y las fuerzas en los resortes si W = 600 N y k = 7.5 N/mm. 1.5k 1.5k B A W k 3k 3k 2 1 1 2 3 Prob. 2.7.8 2.7.9 Una barra ligeramente ahusada AB con sección trans- versal rectangular y longitud L se somete a una fuerza P (con- sulte la figura). El ancho de la barra varía uniformemente de b2 en el extremo A a b1 en el extremo B. El espesor t es cons- tante. (a) Determine la energía de deformación U de la barra. (b) Determine el alargamiento d de la barra igualando la energía de deformación con el trabajo realizado por la fuerza P. b2 b1 L A B P Prob. 2.7.9 *2.7.10 Una carga de compresión P se transmite mediante una placa rígida a tres barras de una aleación de magnesio que son idénticas excepto que inicialmente la barra central es lige- ramente más corta que las otras barras (consulte la figura). Las dimensiones y las propiedades del conjunto son las siguientes: L = 1.0 m, área de la sección transversal de cada barra A = 3000 mm2 y módulo de elasticidad E = 45 GPa y el espacio libre s = 1.0 mm. (a) Calcule la carga P1 necesaria para cerrar el espacio libre. (b) Calcule el desplazamiento hacia abajo d de la placa rígida cuando P = 400 kN. (c) Calcule la energía de deformación total U de las tres barras cuando P = 400 kN. (d) Explique por qué la energía de deformación U no es igual a P/2. (Sugerencia: trace un diagrama de carga-despla- zamiento.) L P s Prob. 2.7.10 **2.7.11 El bloque B es empujado contra tres resortes por una fuerza P (consulte la figura). El resorte central tiene una rigidez k1 y los resortes exteriores tienen una rigidez k2. Al inicio, los resortes están sin esfuerzo y el resorte central es más largo que los exteriores (la diferencia de longitud se de- nota con s). (a) Trace un diagrama fuerza-desplazamiento con la fuer- za P como la ordenada y el desplazamiento x del bloque como la abscisa. (b) Del diagrama, determine la energía de deformación U1 de los resortes cuando x = 2s. (c) Explique por qué la energía de deformación U1 no es igual a Pd/2, donde d = 2s. P B x k2 k1 k2 s Prob. 2.7.11 ***2.7.12 Una cuerda elástica que se comporta de manera linealmente elástica tiene una longitud sin estirar L0 = 760 mm y una rigidez k = 140 N/m. La cuerda está sujeta a dos
- 233. espigas, separadas unadistancia b = 380 mm y jaladas en su punto medio por una fuerza P = 80 N (consulte la figura). (a) ¿Cuánta energía de deformación U está almacenada en la cuerda? (b) ¿Cuál es el desplazamiento dC del punto donde se aplica la carga? (c) Compare la energía de deformación U con la cantidad PdC/2. (Nota: el alargamiento de la cuerda no es pequeño com- parado con su longitud original.) C P B A b Prob. 2.7.12 Carga de impacto Los problemas de la sección 2.8 deben resolverse con base en las suposiciones e idealizaciones descritas en el texto. En particular, suponga que el material se comporta de manera linealmente elástica y que no se pierde energía durante el im pacto. 2.8.1 Un collarín deslizante con peso W = 150 lb cae desde una altura h = 2.0 in hacia una brida ubicada en el fondo de una barra esbelta vertical (consulte la figura). La barra tiene una lon- gitud L = 4.0 ft, área de su sección transversal A = 0.75 in2 y módulo de elasticidad E = 30 × 106 psi. Calcule las cantidades siguientes: (a) el desplazamien- to máximo hacia abajo de la brida, (b) el esfuerzo de tensión máximo en la barra y (c) el factor de impacto. 2.8.2 Resuelva el problema anterior si el collarín tiene una masa M = 80 kg, la altura es h = 0.5 m, la longitud es L = 3.0 m, el área de la sección transversal es A = 350 mm2 y el módulo de elasticidad es E = 170 GPa. 2.8.3 Resuelva el problema 2.8.1 si el collarín tiene un peso W = 50 lb, la altura es h = 2.0 in, la longitud es L = 3.0 ft, el área de la sección transversal es A = 0.25 in2 y el módulo de elasticidad es E = 30,000 ksi. Probs. 2.8.2 y 2.8.3 2.8.4 Un bloque que pesa W = 5.0 N cae dentro de un cilin- dro desde una altura h = 200 mm hacia un resorte que tiene rigidez k = 90 N/m (consulte la figura). (a) Determine el acor- tamiento máximo del resorte debido al impacto y (b) determine el factor de impacto. h Cilindro Bloque k Probs. 2.8.4 y 2.8.5 Prob. 2.8.1 Collarín Barra Brida L h Collarín Barra Brida L h capítulo 2 Problemas 211
- 234. 212 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.8.5 Resuelva el problema anterior si el bloque pesa W = 1.0 lb, h = 12 in y k = 0.5 lb/in. 2.8.6 Una pelota pequeña de caucho (peso W = 450 mN) está sujeta a una paleta de madera por una cuerda de caucho (con- sulte la figura). La longitud natural de la cuerda es L0 = 200 mm, su área de la sección transversal es A = 1.6 mm2 y su mó- dulo de elasticidad es E = 2.0 MPa. Después de ser golpeada por la paleta, la pelota estira la cuerda hasta una longitud total L1 = 900 mm. ¿Cuál es la velocidad n de la pelota cuando rebota sobre la paleta? (Suponga un comportamiento linealmente elástico de la cuerda de caucho y no tome en cuenta la energía poten- cial debida a cualquier cambio en la elevación de la pelota.) Prob. 2.8.6 2.8.7 Un peso W = 4500 lb cae desde una altura h sobre un poste vertical de madera que tiene longitud L = 15 ft, diá- metro d = 12 in y módulo de elasticidad E = 1.6 × 10 6 psi (consulte la figura). Si el esfuerzo permisible en la madera para una carga de impacto es 2500 psi, ¿cuál es la altura h máxima permisible? 2.8.8 Un cable con un tope en el fondo cuelga verticalmente de su extremo superior (consulte la figura). El cable tiene un área de la sección transversal efectiva A = 40 mm2 y un módu- lo de elasticidad efectivo E = 130 GPa. Un collarín con masa M = 35 kg cae desde una altura h = 1.0 m sobre el tope. Si el esfuerzo permisible en el cable para una carga de impacto es 500 MPa, ¿cuál es la longitud mínima permisible L del cable? Tope Cable Collarín h L Probs. 2.8.8 y 2.8.9 2.8.9 Resuelva el problema anterior si el collarín tiene un peso W = 100 lb, h = 45 in, A = 0.080 in2 , E = 21 × 10 6 psi y el esfuerzo permisible es 70 ksi. 2.8.10 Un poste parachoques al final de un vía de ferrocarril en un patio de trenes tiene una constante de resorte k = 8.0 MN/m (consulte la figura). El desplazamiento máximo posi- ble d del extremo de la placa de impacto es 450 mm. ¿Cuál es la velocidad máxima nmáx que un vagón de fe- rrocarril con peso W = 545 kN puede tener sin dañar el poste al golpearlo? Prob. 2.8.7 d = 12 in W = 4500 h L = 15 ft Prob. 2.8.10 d k v
- 235. 2.8.11 Un parachoquespara vagones de mina se construye con un resorte con rigidez k = 1120 lb/in (consulte la figu- ra). Si un vagón con peso de 3450 lb viaja a una velocidad n = 7 mph cuando golpea el resorte, ¿cuál es el acortamiento máximo del resorte? v k Prob. 2.8.11 *2.8.12 Un saltador con cuerda elástica que tiene una masa de 55 kg salta desde un puente, interrumpiendo su caída con una cuerda larga elástica contra impactos que tiene una rigidez axial EA = 2.3 kN (consulte la figura). Si el punto de salto está a 60 m arriba del agua y si se desea mantener una distancia libre de 10 m entre el saltador y el agua, ¿qué longitud L de la cuerda debe emplearse? *2.8.13 Un peso W está sobre la parte superior de una pared y está sujeto al extremo de una cuerda muy flexible que tiene un área de su sección transversal A y un módulo de elasticidad E (consulte la figura). El otro extremo de la cuerda está sujeto firmemente a la pared. Luego el peso se empuja y cae libre- mente una distancia igual a la longitud total de la cuerda. (a) Determine una fórmula para el factor de impacto. (b) Evalúe el factor de impacto si el peso, cuando cuelga estáticamente, estira la cuerda 2.5 por ciento de su longitud original. W W Prob. 2.8.13 **2.8.14 Una barra rígida AB con masa M = 1.0 kg y longi- tud L = 0.5 m está articulada en el extremo A y soportada en el extremo B por una cuerda de nailon BC (consulte la figura). La cuerda tiene un área de su sección transversal A = 30 mm2 , longitud b = 0.25 m y módulo de elasticidad E = 2.1 GPa. Si la barra se eleva hasta su altura máxima y luego se deja caer, ¿cuál es el esfuerzo máximo en la cuerda? Prob. 2.8.12 Prob. 2.8.14 A B C W b L capítulo 2 Problemas 213
- 236. 214 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente Concentraciones de esfuerzos Los problemas de la sección 2.10 se deben resolver conside rando los factores de concentración de esfuerzos y suponien do un comportamiento linealmente elástico. 2.10.1 Las barras planas que se muestran en las partes (a) y (b) de la figura están sometidas a fuerzas de tensión P = 3.0 k. Cada barra tiene un espesor t = 0.25 in. (a) Para la barra con un agujero circular, determine los esfuerzos máximos para diámetros de los agujeros d = 1 in y d = 2 in. Si el ancho b = 6.0 in. (b) Para la barra escalonada con filetes en los rebordes, determine los esfuerzos máximos para radios de los filetes R = 0.25 in y R = 0.5 in si los anchos de la barra son b = 4.0 in y c = 2.5 in. P P P P b d b (a) (b) c R Probs. 2.10.1 y 2.10.2 2.10.2 Las barras planas que se muestran en las partes (a) y (b) de la figura están sometidas a fuerzas de tensión P = 2.5 kN. Cada barra tiene un espesor t = 5.0 mm. (a) Para la barra con un agujero circular determine los esfuerzos máximos para diámetros de los agujeros d = 12 mm y d = 20 mm si el ancho es b = 60 mm. (b) Para la barra escalonada con filetes en los rebordes, determine los esfuerzos máximos para radios de los file- tes R = 6 mm y R = 10 mm si los anchos de las barras son b = 60 mm y c = 40 mm. 2.10.3 Una barra plana con ancho b y espesor t tiene una agu- jero con diámetro d (consulte la figura). El agujero puede tener cualquier diámetro que tenga cabida dentro de la barra. ¿Cuál es la carga de tensión máxima permisible Pmáx si el esfuerzo de tensión permisible en el material es st? P P b d Prob. 2.10.3 2.10.4 Una barra redonda de latón con diámetro d1 = 20 mm tiene extremos recalcados con diámetro d2 = 26 mm (consulte la figura). Las longitudes de los segmentos de la barra son L1 = 0.3 m y L2 = 0.1 m. Se utilizan filetes de un cuarto de círcu lo en los rebordes de la barra y el módulo de elasticidad del latón es E = 100 GPa. Si la barra se alarga 0.12 mm con una carga de tensión P, ¿cuál es el esfuerzo máximo smáx en la barra? L1 d1 d2 d2 L2 L2 P P Problemas 2.10.4 y 2.10.5 2.10.5 Resuelva el problema anterior para una barra de me- tal monel que tiene las propiedades siguientes: d1 = 1.0 in, d2 = 1.4 in, L1 = 20.0 in, L2 = 5.0 in y E = 25 × 106 psi. Además, la barra se alarga 0.0040 in cuando se aplica la carga de tensión. 2.10.6 Una barra prismática con diámetro d0 = 20 mm se compara con una barra escalonada con el mismo diámetro (d1 = 20 mm) que está agrandada en su parte media a un diáme- tro d2 = 25 mm (consulte la figura). El radio de los filetes en la barra escalonada es de 2.0 mm. (a) ¿El agrandamiento de la barra en la parte media la hace más fuerte que la barra prismática? Demuestre su res- puesta determinando la carga máxima permisible P1 para la barra prismática y la carga máxima permisible P2 para la barra alargada, suponiendo que el esfuerzo permisible para el ma- terial es 80 MPa. (b) ¿Cuál debe ser el diámetro d0 de la barra prismática si debe tener la misma carga permisible máxima que la barra escalonada?
- 237. Prob. 2.10.6 2.10.7 Unabarra escalonada con un agujero (consulte la fi- gura) tiene anchos b = 2.4 in y c = 1.6 in. Los filetes tienen radios iguales a 0.2 in. ¿Cuál es el diámetro dmáx del agujero más grande que se puede taladrar en la barra sin reducir su capacidad de soporte de carga? P P b d c Prob. 2.10.7 Comportamiento no lineal (cambios de longitud de barras) 2.11.1 Una barra AB Con longitud L y densidad de peso g cuelga verticalmente por su peso propio (consulte la figura). La relación esfuerzo-deformación unitaria para el material está dada por la ecuación de Ramberg-Osgood (ecuación 2.71): e s E s E 0a s s 0 m Deduzca la fórmula siguiente d g 2 L E 2 (m s0a 1 L )E g s L 0 m para el alargamiento de la barra. Prob. 2.11.1 2.11.2 Una barra prismática con longitud L = 1.8 m y área de su sección transversal A = 480 mm2 está cargada por fuerzas P1 = 30 kN y P2 = 60 kN (consulte la figura). La barra está construida de una aleación de magnesio que tiene una cur- va esfuerzo-deformación unitaria descrita por la ecuación de Ramberg-Osgood siguiente: e 45, s 000 6 1 18 1 s 70 10 (s MPa) en donde s tiene unidades de megapascales. (a) Calcule el desplazamiento dC del extremo de la barra cuando sólo actúa la carga P1. (b) Calcule el desplazamiento cuando sólo actúa la carga P2. (c) Calcule el desplazamiento cuando actúan las dos car- gas simultáneamente. P2 P1 A B C L 3 — — 2L 3 Prob. 2.11.2 2.11.3 Una barra circular con longitud L = 32 in y diámetro d = 0.75 in está sometida a tensión por fuerzas P (consulte la figura). La barra está hecha de una aleación de cobre que tiene la relación hiperbólica esfuerzo-deformación unitaria siguiente: s 1 18,0 3 0 0 0 0 e e 0 e 0.03 (s ksi) (a) Trace un diagrama esfuerzo-deformación unitaria para el material. (b) Si el alargamiento de la barra está limitado a 0.25 in y el esfuerzo máximo está limitado a 40 ksi, ¿cuál es la carga permisible P? P P L d Prob. 2.11.3 P1 P2 d1 d0 d1 d2 P 2 P1 A B L capítulo 2 Problemas 215
- 238. 216 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.11.4 Una barra prismática en tensión tiene una longitud L = 2.0 m y un área de su sección transversal A = 249 mm2 . El material de la barra tiene una curva esfuerzo-deformación unitaria como se muestra en la figura. Determine el alargamiento d de la barra para cada una de las cargas axiales siguientes: P = 10 kN, 20 kN, 30 kN, 40 kN y 45 kN. A partir de estos resultados, trace un diagrama de la carga P contra el alargamiento d (diagrama carga-des- plazamiento). (MPa) 0 0 200 100 0.005 0.010 s e Prob. 2.11.4 2.11.5 Una barra de aluminio sometida a fuerzas de tensión P tiene una longitud L = 150 in y un área de su sección transver- sal A = 2.0 in2 . El comportamiento esfuerzo-deformación uni- taria del aluminio se puede representar de manera aproximada mediante el diagrama bilineal esfuerzo-deformación unitaria que se muestra en la figura. Calcule el alargamiento d de la barra para cada una de las cargas axiales siguientes: P = 8 k, 16 k, 24 k, 32 k y 40 k. A partir de estos resultados, trace un diagrama de la carga P contra el alargamiento d (diagrama carga desplazamiento). E2 = 2.4 × 106 psi E1 = 10 × 106 psi 0 12 000 psi s e Prob. 2.11.5 *2.11.6 Una barra rígida AB, articulada en el extremo A, está soportada por un alambre CD y cargada por una fuerza P en el extremo B (consulte la figura). El alambre está hecho de acero de alta resistencia que tiene un módulo de elasticidad E = 210 GPa y un esfuerzo de fluencia sY = 820 MPa. La longitud del alambre es L = 1.0 m y su diámetro es d = 3 mm. El diagrama esfuerzo-deformación unitaria para el acero se define por la ley de la potencia modificada como sigue: s Ee 0 s sY s sY E s e Y n s sY (a) Suponiendo n = 0.2, calcule el desplazamiento dB en el extremo de la barra debido a la carga P. Tome los valores de P de 2.4 kN a 5.6 kN en incrementos de 0.8 kN. (b) Trace un diagrama carga-desplazamiento mostrando P contra dB. P D A C B L b 2b Prob. 2.11.6 Análisis elastoplástico Los problemas de la sección 2.12 se deben resolver suponien do que el material es elastoplástico con esfuerzo de fluencia sY , deformación unitaria de fluencia Y y módulo de elasti cidad E en la región linealmente elástica (consulte la figura 2.70). 2.12.1 Dos barras idénticas AB y BC soportan una carga ver- tical P (consulte la figura). Las barras están hechas de acero que tiene una curva esfuerzo-deformación unitaria que se pue- de idealizar como elastoplástica con esfuerzo de fluencia sY. Cada barra tiene un área de la sección transversal A. Determine la carga de fluencia PY y la carga plástica PP. Prob. 2.12.1 P B C A u u
- 239. 2.12.2 Una barraescalonada ACB con sección transversal circular está sostenida entre dos soportes rígidos y sometida a una fuerza axial P en su parte media (consulte la figura). Los diámetros de las dos partes de la barra son d1 = 20 mm y d2 = 25 mm, y el material es elastoplástico con esfuerzo de fluencia sY = 250 MPa. Determine la carga plástica PP. d2 d1 L 2 — L 2 — A B C P Prob. 2.12.2 2.12.3 Una barra rígida horizontal AB que soporta una carga P cuelga de cinco alambres colocados simétricamente, cada uno con área de su sección transversal A (consulte la figura). Los alambres están sujetos a una superficie curva con radio R. (a) Determine la carga plástica PP si el material de los alambres es elastoplástico con esfuerzo de fluencia sY. (b) ¿Cómo cambia PP si la barra AB es flexible en vez de rígida? (c) ¿Cómo cambia PP si aumenta el radio R? B A P R Prob. 2.12.3 2.12.4 Una carga P actúa sobre una viga horizontal que está soportada por cuatro barras configuradas en un patrón simé- trico como se muestra en la figura. Cada barra tiene un área de sección transversal A y el material es elastoplástico con esfuerzo de fluencia sY. Determine la carga plástica PP. Prob. 2.12.4 2.12.5 La armadura simétrica ABCDE que se muestra en la figura está construida con cuatro barras y soporta una carga P en el nodo E. Cada una de las dos barras exteriores tiene un área de su sección transversal de 0.307 in2 y cada una de las dos barras interiores tiene un área de su sección transversal de 0.601 in2 . El material es elastoplástico con esfuerzo de fluen- cia sY = 36 ksi. Determine la carga plástica PP. P a a b Prob. 2.12.5 21 in 21 in 54 in A B C D P 36 in E capítulo 2 Problemas 217
- 240. 218 CapÍtulo 2 Elementos cargados axialmente 2.12.6 Cinco barras, cada una con diámetro de 10 mm, so- portan una carga P como se muestra en la figura. Determine la carga plástica PP si el material es elastoplástico con esfuerzo de fluencia sY = 250 MPa. P b b b b 2b Prob. 2.12.6 2.12.7 Una barra circular de acero AB con diámetro d = 6.0 in es alargada firmemente entre dos soportes de manera que al inicio el esfuerzo de tensión en la barra es 10 ksi (consulte la figura). Luego se aplica una fuerza axial P a la barra en un punto intermedio C. (a) Determine la carga plástica PP si el material es elasto- plástico con esfuerzo de fluencia sY = 36 ksi. (b) ¿Cómo cambia PP si el esfuerzo de tensión inicial se duplica a 20 ksi? B A d Prob. 2.12.7 *2.12.8 Una barra rígida ACB está soportada sobre un fulcro en C y sometida a una fuerza P en el extremo B (consulte la figura). Tres alambres idénticos hechos de un material elasto- plástico (esfuerzo de fluencia sY y módulo de elasticidad E) resisten la carga P. Cada alambre tiene un área de la sección transversal A y longitud L. (a) Determine la carga de fluencia PY y el desplazamiento correspondiente de fluencia dY en el punto B. (b) Determine la carga plástica PP y el desplazamiento correspondiente de fluencia dP en el punto B cuando la carga apenas alcanza el valor PP. (c) Trace un diagrama carga-desplazamiento con la carga P como ordenada y el desplazamiento dB del punto B como abscisa. Prob. 2.12.8 *2.12.9 La estructura que se muestra en la figura consiste de una barra rígida horizontal ABCD soportada por dos alambres de acero, uno con longitud L y el otro con longitud 3L/4. Los dos alambres tienen un área de la sección transversal A y están hechos de un material elastoplástico con esfuerzo de fluencia sY y módulo de elasticidad E. Una carga vertical P actúa en el extremo D de la barra. (a) Determine la carga de fluencia PY y el desplazamiento de fluencia correspondiente dY en el punto D. (b) Determine la carga plástica PP y el desplazamiento correspondiente dP en el punto D cuando la carga apenas al- canza el valor PP. (c) Trace un diagrama de carga-desplazamiento con la carga P como ordenada y el desplazamiento dD del punto D como abscisa. 2b L A P D C B 3L 4 b b Prob. 2.12.9 **2.12.10 Dos cables, cada uno con longitud L de aproxima- damente 40 m, soportan un contenedor cargado con peso W (consulte la figura). Los cables, que tienen un área de sección transversal efectiva A = 48.0 mm2 y módulo de elasticidad efectivo E = 160 GPa, son idénticos excepto que un cable es más largo que el otro cuando cuelgan separadamente y sin car- ga. La diferencia en las longitudes es d = 100 mm. Los cables están hechos de acero que tiene un diagrama esfuerzo-defor- mación unitaria elastoplástico con sY = 500 MPa. Suponga que el peso W inicialmente es cero y se incrementa lentamente agregando material al contenedor. P B C A L L a a a a
- 241. (a) Determine elpeso WY que produce primero la fluencia del cable más corto. Además, determine el alargamiento dY correspondiente del cable más corto. (b) Determine el peso WP que produce fluencia de los cables. Además, determine el alargamiento dP del cable más corto cuando el peso W apenas alcanza el valor WP. (c) Elabore un diagrama de carga-desplazamiento mos- trando el peso W como ordenada y el alargamiento d del ca- ble más corto como abscisa. (Sugerencia: el diagrama carga- desplazamiento no es una sola línea recta en la región 0 ≤ W ≤ WY.) L W Prob. 2.12.10 **2.12.11 Un tubo circular hueco T con longitud L = 14 in está comprimido uniformemente por una fuerza P que actúa sobre una placa rígida (consulte la figura). Los diámetros in- terior y exterior del tubo son 3.0 y 2.75 in, respectivamente. Una barra circular sólida concéntrica B con 1.5 in de diámetro está montada dentro del tubo. Cuando no hay carga, hay un espacio libre c = 0.0100 in entre la barra B y la placa rígida. La barra y el tubo están hechos de acero que tiene un diagrama esfuerzo-deformación unitaria elastoplástico con E = 29 × 103 ksi y sY = 36 ksi. (a) Determine la carga de fluencia PY y el acortamiento correspondiente dY del tubo. (b) Determine la carga plástica PP y el acortamiento co- rrespondiente dY del tubo. (c) Elabore un diagrama carga-desplazamiento mostran- do la carga P como ordenada y el acortamiento d del tubo como abscisa. (Sugerencia: el diagrama carga-desplazamiento no es una sola línea recta en la región 0 ≤ P ≤ PY.) Prob. 2.12.11 c L P T B T B T capítulo 2 Problemas 219
- 242. 220 CapÍtulo 3 Torsión Losejes circulares son componentes esenciales de máquinas y dispositivos para generación y transmisión de energía.
- 243. secCiÓn 3.1 Introducción ala mecánica de materiales 221 Torsión 3 Aspectos generales del capítulo Este capítulo trata del torcimiento de barras circulares y ejes huecos some- tidos a momentos torsionales. Primero consideramos la torsión uniforme que se refiere al caso en el cual el par de torsión es constante en toda la longitud de un eje prismático, en tanto que la torsión no uniforme describe casos en los que el momento torsional y/o la rigidez torsional de la sección varía en toda la longitud. Como en el caso de deformaciones axiales, debe- mos relacionar el esfuerzo y la deformación unitaria y también la carga apli- cada y la deformación unitaria. Para torsión, recuerde que la ley de Hooke para cortante establece que los esfuerzos cortantes, t, son proporcionales a las deformaciones unitarias por cortante, g, con G como la constante de proporcionalidad, que es el módulo de elasticidad en cortante. Los esfuer- zos cortantes y las deformaciones unitarias por cortante varían linealmente con la distancia radial en la sección transversal, como se describe con la fórmula de la torsión. El ángulo de torsión, w, es proporcional al momento torsional interno y a la flexibilidad torsional de la barra circular. La mayor parte del análisis en este capítulo se dedica al comportamiento lineal elás- tico y a rotaciones pequeñas de elementos estáticamente determinados. Sin embargo, si la barra es estáticamente indeterminada, debemos aumen- tar las ecuaciones del equilibrio estático con ecuaciones de compatibilidad (que se basan en relaciones par de torsión-desplazamiento) para resolver cualesquiera incógnitas de interés, como momentos de soporte o momentos torsionales internos en elementos. Los esfuerzos sobre secciones inclinadas también se estudian como primer paso hacia una consideración más com- plicada de estados de esfuerzo plano en capítulos posteriores. Por último, al final del capítulo se introduce una variedad de temas especializados y avanzados (como energía de deformación, flujo cortante en tubos de pared delgada y concentraciones de esfuerzos en torsión). El capítulo 3 está organizado como sigue: 3.1 Introducción 222 3.2 Deformaciones torsionantes de una barra circular 223 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 226 3.4 Torsión no uniforme 238 3.5 Esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante puro 245 3.6 Relación entre los módulos de elasticidad E y G 252 3.7 Transmisión de potencia por ejes circulares 254 3.8 Elementos de torsión estáticamente indeterminados 259 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 263 3.10 Tubos de pared delgada 270 *3.11 Concentraciones de esfuerzos en torsión 279 Resumen y repaso del capítulo 282 Problemas 283 *Temas especializados y/o avanzados 221
- 244. 222 CapÍtulo 3 Torsión Enlos capítulos 1 y 2 analizamos el comportamiento del tipo de elemento estructural más simple, que es una barra recta sometida a cargas axiales. Ahora consideramos un tipo de comportamiento ligeramente más complejo conocido como torsión. Torsión se refiere al torcimiento de una barra recta al ser cargada por momentos (o pares de torsión) que tienden a producir rotación con respecto al eje longitudinal de la barra. Por ejemplo, cuando usted gira un destornillador (figura 3.1a), su mano aplica un par de torsión T al mango (figura 3.1b) y tuerce el vástago del destornillador. Otros ejemplos de barras en torsión son los ejes de impulsión en automóviles, ejes de trans- misión, ejes de hélices, barras de dirección y brocas de taladros. Un caso idealizado de carga torsional se representa en la figura 3.2a, donde se muestra una barra recta soportada en un extremo y cargada por dos pares de fuerzas iguales y opuestas. El primer par consiste en las fuerzas P1 que actúan cerca del punto medio de la barra y el segundo para consiste de las fuerzas P2 que actúan en el extremo. Cada par de fuerzas forma un par de torsión que tiende a torcer la barra con respecto a su eje longitudinal. Como sabemos de la estática, el momento de un par de torsión es igual al producto de una de las fuerzas y la distancia perpendicular entre las líneas de acción de las fuerzas; por tanto, el primer par de torsión tiene un momen- to T1 = P1d1 y el segundo tiene un momento T2 = P2d2. Las unidades en el sistema inglés para el momento son la libra-pie (lb-ft) y la libra-pulgada (lb-in). La unidad en el SI para el momento es el newton metro (N∙m). El momento de un par de torsión se puede representar por un vector en forma de una flecha con cabeza doble (figura 3.2b). La flecha es perpendicular al plano que contiene el par de torsión y, por tanto, en este caso las dos flechas son paralelas al eje de la barra. La dirección (o sentido) del momento se indica mediante la regla de la mano derecha para vectores momento: empleando su mano derecha, permita que sus dedos se curven en el sentido del momento y entonces su dedo pulgar apuntará en la dirección del vector. Una representación alternativa de un momento es una flecha curva que actúa en el sentido de la rotación (figura 3.2c). La flecha curva y las repre- sentaciones vectoriales son de uso común y en este libro emplearemos las dos. La elección depende de la conveniencia y la preferencia personal. Los momentos que producen el torcimiento de una barra, como los mar- cados T1 y T2 en la figura 3.2, se llaman pares de torsión o momentos de torsión. Los elementos cilíndricos que se someten a pares de torsión y trans- miten potencia mediante rotación se llaman ejes; por ejemplo, el eje impulsor de un automóvil o el eje de la hélice de un barco. La mayor parte de los ejes tienen secciones transversales circulares sean sólidas o tubulares. En este capítulo iniciamos el desarrollo de fórmulas para las deforma- ciones unitarias y los esfuerzos en barras circulares sometidas a torsión. Luego, analizamos el estado de esfuerzo conocido como cortante puro y obtendremos la relación entre los módulos de elasticidad E y G en tensión y cortante, respectivamente. Enseguida, estudiaremos los ejes rotatorios y determinaremos la potencia que transmiten. Por último, estudiaremos va- rios temas adicionales relacionados con la torsión, los cuales son: elementos estáticamente indeterminados, energía de deformación, tubos de pared del- gada con sección transversal no circular y concentraciones de esfuerzos. 3.1 INTRODUCCIÓN Figura 3.2 Barra circular sometida a torsión por los pares de torsión T1 y T2. (b) (a) T FIG. 3-1 Figura 3.1 Torsión de un destornillador debida al par de torsión T aplicado al mango. P1 T1 = P1d1 T2 = P2d2 P1 d1 P2 P2 d2 Eje de la barra (c) T2 T1 T2 T1 (b) (a)
- 245. 3.2 DEFORMACIONES TORSIONANTES DEUNA BARRA CIRCULAR Comenzamos nuestro estudio de torsión al considerar una barra prismática con sección transversal circular torcida por pares de torsión T que actúan en sus extremos (figura 3.3a). Dado que cada sección transversal de la barra es idéntica y puesto que cada sección transversal se somete al mismo par de torsión interno, decimos que la barra está en torsión pura. A partir de consideraciones de simetría, se puede demostrar que las secciones transver- sales de la barra no cambian de forma conforme giran con respecto al eje longitudinal. En otras palabras, todas las secciones transversales permane- cen planas y circulares y todos los radios permanecen rectos. Además, si el ángulo de rotación entre un extremo de la barra y el otro es pequeño, no cambiarán la longitud de la barra ni sus radios. Para ayudar a visualizar la deformación de la barra, imagine que el extremo izquierdo de la misma (figura 3.3a) está fijo. Luego, ante la acción del par de torsión T, el extremo derecho girará (con respecto al extremo izquierdo) un ángulo pequeño f, conocido como ángulo de torsión (o án- gulo de rotación). Debido a esta rotación, una línea recta longitudinal pq en la superficie de la barra se convertirá en la curva helicoidal pq´, donde q´ es la posición del punto q después de que la sección transversal extrema ha girado el ángulo f (figura 3.3b). El ángulo de torsión cambia a lo largo del eje de la barra y en secciones transversales intermedias tendrá un valor f(x) que está entre cero en el ex- tremo izquierdo y f en el extremo derecho. Si cada sección transversal de la barra tiene el mismo radio y se somete al mismo par de torsión (torsión pura), el ángulo f(x) variará linealmente entre los extremos. Deformaciones unitarias por cortante en la superficie exterior Ahora considere un elemento de la barra entre dos secciones transversales separadas una distancia dx (consulte la figura 3.4a). Este elemento se mues- tra agrandado en la figura 3.4b. En su superficie exterior identificamos un elemento pequeño abcd, con lados ab y cd que al inicio son paralelos al eje longitudinal. Durante el torcimiento de la barra, las secciones transversales derechas giran con respecto a las secciones transversales izquierdas un án- gulo pequeño de torsión df, de manera que los puntos b y c se mueven a b' y c’, respectivamente. Las longitudes de los lados del elemento, que ahora es el elemento ab'c'd, no cambian durante esta rotación pequeña. Sin embargo, los ángulos en las esquinas del elemento (figura 3.4b) ya no son iguales a 90°. Por tanto, el elemento está en un estado de cortante puro, lo cual significa que el elemento está sometido a deformaciones por sección 3.2 Deformaciones torsionantes de una barra circular 223 (a) (b) (x) T T p x L r q q' r q q' f f f Figura 3.3 Deformaciones de una barra circular en torsión pura.
- 246. 224 CapÍtulo 3 Torsión cortantepero no a deformaciones normales (consulte la figura 1.28 de la sección 1.6). La magnitud de la deformación por cortante en la superficie exterior de la barra, denotada gmáx, es igual al decremento en el ángulo en el punto a, es decir, el decremento en el ángulo bad. De la figura 3.4b obser- vamos que el decremento en este ángulo es T T x dx L (a) T a d c b' b d c' r T máx dx (b) d dx (c) g g f r f Figura 3.4 Deformación de un elemento con longitud dx cortado de una barra en torsión. gmáx b a b b donde gmáx se mide en radianes, bb' es la distancia que se desplaza el punto b y ab es la longitud del elemento (igual a dx). Si r denota el radio de la ba- rra, podemos expresar la distancia bb´ como rdf, donde df también se mide en radianes. Por tanto, la ecuación anterior se convierte en Esta ecuación relaciona la deformación unitaria cortante en la superficie exterior de la barra con el ángulo de torsión. La cantidad df/dx es la razón de cambio del ángulo de torsión f con respecto a la distancia x medida a lo largo del eje de la barra. Denotaremos df/dx con el símbolo u y nos referiremos a ella como razón de torsión o ángulo de torsión por unidad de longitud. gmáx r d d x f u d d f x Con esta notación ahora podemos escribir la ecuación para la deformación unitaria por cortante en la superficie exterior (ecuación b) como sigue: (a) (b) (3.1)
- 247. Por conveniencia hemosconsiderado una barra sujeta a torsión pura al deducir las ecuaciones (3.1) y (3.2). Sin embargo, las dos ecuaciones son vá- lidas en casos más generales de torsión, como cuando la razón de torsión u no es constante sino que varía con la distancia x a lo largo del eje de la barra. En el caso especial de torsión pura, la razón de torsión es igual al ángu- lo total de torsión f dividido entre la longitud L, es decir, u = f/L. Por lo tanto, sólo para torsión pura, obtenemos sección 3.2 Deformaciones torsionantes de una barra circular 225 gmáx r d d x ru Esta ecuación se puede obtener directamente de la geometría de la figura 3.3a al observar que gmáx es el ángulo entre las líneas pq y pq', es decir, gmáx es el ángulo qpq'. Por tanto, gmáxL es a la distancia qq' en el extremo de la barra. Pero como la distancia qq' también es igual a rf (figura 3.3b), obte- nemos rf = gmáxL, que concuerda con la ecuación (3.3). Deformaciones unitarias por cortante dentro de la barra Las deformaciones unitarias por cortante en el interior de la barra se pueden determinar mediante el mismo método empleado para encontrar la defor- mación unitaria por cortante gmáx en la superficie. Como los radios en las secciones transversales de una barra permanecen rectos y sin distorsión du- rante la torsión, observamos que el análisis anterior para un elemento abcd en la superficie exterior (figura 3.4b) también será válido para un elemento similar situado en la superficie de un cilindro interior con radio r (figura 3.4c). Por tanto, los elementos interiores también están en cortante puro con las deformaciones unitarias por cortante correspondientes dadas por la ecuación (compare con la ecuación 3.2): en donde r1 y r2 son los radios interior y exterior, respectivamente, del tubo. Figura 3.3b (Repetida.) Figura 3.4b (Repetida.) Figura 3.4c (Repetida.) Figura 3.5 Deformaciones unitarias por cortante en un tubo circular. Esta ecuación muestra que las deformaciones unitarias cortantes en una ba- rra circular varían linealmente con la distancia radial r desde el centro, sien- do cero la deformación unitaria en el centro y alcanzando un valor máximo gmáx en la superficie exterior. Tubos circulares Un repaso de los análisis anteriores demostrará que las ecuaciones para las deformaciones unitarias cortantes (ecuaciones 3.2 a 3.4) se aplican a tubos circulares (figura 3.5) así como a barras circulares sólidas. En la figura 3.5 se muestra la variación lineal en deformación unitaria por cortante entre la deformación unitaria máxima en la superficie exterior y la deformación unitaria mínima en la superficie interior. Las ecuaciones para estas deforma- ciones unitarias son las siguientes: (b) r q q' f T a d c b' b d c' r T máx dx (b) g f d dx (c) g f r máx r1 r2 mín g g gmáx r L ru (3.2) (3.3) (3.4) (3.5a,b) g ru r r gmáx gmáx r2 L f gmín r r 1 2 gmáx r1 L f
- 248. 226 CapÍtulo 3 Torsión Todaslas ecuaciones anteriores para las deformaciones unitarias en una barra circular se basan en conceptos geométricos y no incluyen las propie- dades del material. Por tanto, las ecuaciones son válidas para cualquier ma- terial, ya sea que se comporte elástica o inelásticamente, lineal o no lineal- mente. Sin embargo, las ecuaciones están limitadas a barras con ángulos de torsión pequeños y deformaciones unitarias mínimas. 3.3 BARRAS CIRCULARES DE MATERIALES LINEALMENTE ELÁSTICOS Ahora que hemos investigado las deformaciones unitarias por cortante en una barra circular en torsión (consulte las figuras 3.3 a 3.5) podemos de- terminar las direcciones y magnitudes de los esfuerzos cortantes corres- pondientes. Las direcciones de los esfuerzos se pueden determinar por ins- pección, como se ilustra en la figura 3.6a, donde observamos que el par de torsión T tiende a girar el extremo derecho de la barra en sentido contrario al de las manecillas del reloj cuando se ve desde la derecha. Por tanto, los es- fuerzos cortantes t que actúan sobre un elemento de esfuerzo ubicado en la superficie de la barra tendrán las direcciones que se muestran en la figura. Por claridad, el elemento de esfuerzo que se muestra en la figura 3.6a está agrandado en la figura 3.6b, donde se muestran tanto la deformación unitaria por cortante como los esfuerzos cortantes. Como se explicó antes en la sección 2.6, acostumbramos a dibujar elementos de esfuerzo en dos dimensiones, como en la figura 3.6b, pero siempre debemos recordar que los elementos de esfuerzo en realidad son objetos tridimensionales con un espesor perpendicular al plano de la figura. Las magnitudes de los esfuerzos cortantes se pueden determinar a partir de las deformaciones unitarias mediante la relación esfuerzo-deformación unitaria para el material de la barra. Si el material es linealmente elástico, podemos utilizar la ley de Hooke en cortante (ecuación 1.14): t Gg (3.6) en donde G es el módulo de elasticidad en cortante y g es la deformación unitaria por cortante en radianes. Al combinar esta ecuación con las ecua- ciones para las deformaciones unitarias por cortante (ecuaciones 3.2 y 3.4), obtenemos Figura 3.6 Esfuerzos cortantes en una barra circular en torsión. (b) b' b a c' c d (c) máx r T T (a) t t t t t t r t g
- 249. t Gru r r tmáx tmáx Gru (3.7a,b) en donde tmáx es el esfuerzo cortante en la superficie exterior de la barra (radio r), t es el esfuerzo cortante en un punto interior (radio r) y u es la razón de torsión. (En estas ecuaciones, u tiene unidades de radianes por unidad de longitud). Las ecuaciones (3.7a) y (3.7b) muestran que los esfuerzos cortantes varían linealmente con la distancia desde el centro de la barra, como se ilustra por el diagrama triangular en la figura 3.6c. Esta variación lineal del esfuerzo es una consecuencia de la ley de Hooke. Si la relación esfuerzo- deformación unitaria no es lineal, los esfuerzos no variarán linealmente y se necesitarán otros métodos de análisis. Los esfuerzos cortantes que actúan sobre un plano transversal van acompañados de esfuerzos cortantes con la misma magnitud que las que actúan sobre planos longitudinales (figura 3.7). Esta conclusión se deriva del hecho que en planos mutuamente perpendiculares siempre existen es- fuerzos cortantes iguales, como se explicó en la sección 1.6. Si el material de la barra es más débil en cortante en planos longitudinales que en planos transversales, como es común en la madera cuando el grano corre paralelo al eje de la barra, la primera grieta debida a la torsión aparecerá en la super- ficie en la dirección longitudinal. El estado de cortante puro en la superficie de la barra (figura 3.6b) equi- vale a esfuerzos iguales de tensión y compresión que actúan en un elemento orientado a un ángulo de 45°, como se explica más adelante en la sección 3.5. Por tanto, un elemento rectangular con lados a 45° con respecto al eje de la barra estará sometido a esfuerzos de tensión y compresión, como se muestra en la figura 3.8. Si una barra en torsión está hecha de un material que es más débil en tensión que en cortante, la falla ocurrirá en tensión a lo largo de una hélice inclinada a 45° con respecto al eje, como usted lo puede demostrar torciendo una pieza de gis para pizarrón. La fórmula de la torsión El paso siguiente en nuestro análisis es determinar la relación entre los es- fuerzos cortantes y el par de torsión T. Una vez determinada esta relación, podremos calcular los esfuerzos y las deformaciones unitarias en una barra debidas a cualquier conjunto de pares de torsión aplicados. La distribución de los esfuerzos cortantes que actúan sobre una sección transversal se representa en las figuras 3.6c y 3.7. Debido a que dichos esfuerzos actúan continuamente alrededor de la sección transversal, tienen una resultante en la forma de un momento que es igual al par de torsión T que actúa sobre la barra. Para determinar esta resultante consideramos un elemento de área dA ubicado a una distancia radial r desde el eje de la barra (figura 3.9). La fuerza cortante que actúa sobre este elemento es igual a t dA, donde t es el esfuerzo cortante a un radio r. El momento de esta fuerza con respecto al eje de la barra es igual a la fuerza multiplicada por su distancia desde el centro, o trdA. Sustituyendo el valor del esfuerzo cortante t dado por la ecuación (3.7b), podemos expresar este momento elemental como dM trdA tm r áx r2 dA Figura 3.7 Esfuerzos cortantes longitudinal y transversal en una barra circular sometida a torsión. Figura 3.8 Esfuerzos de tensión y compresión que actúan sobre un elemento orientado a 45° con respecto al eje longitudinal. Figura 3.9 Determinación de la resultante de los esfuerzos cortantes que actúan sobre una sección transversal. secCiÓn 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 227 máx máx t t T T r dA t r
- 250. 228 CapÍtulo 3 Torsión Elmomento resultante (igual al par de torsión T) es la suma a lo largo de toda el área de la sección transversal de todos los momentos elementales: T A dM tmáx r A r2 dA tmáx r IP (3.8) en donde IP A r2 dA (3.9) es el momento polar de inercia de la sección transversal circular. Para un círculo con radio r y diámetro d, el momento polar de inercia es IP p 2 r4 p 3 d 2 4 (3.10) como se indica en el apéndice D, caso 9. Observe que los momentos de inercia tienen unidades de longitud a la cuarta potencia.* Es posible obtener una expresión para el esfuerzo cortante máximo re- acomodando la ecuación (3.8), como sigue: tmáx T IP r (3.11) Esta ecuación, conocida como la fórmula de la torsión, muestra que el esfuerzo cortante máximo es proporcional al par de torsión aplicado T e inversamente proporcional al momento de inercia polar IP. Las unidades comunes empleadas en la fórmula de la torsión son las siguientes. En el sistema SI el par de torsión T suele expresarse en newton metro (N∙m), el radio r en metros (m), el momento polar de inercia IP en metros a la cuarta potencia (m4 ) y el esfuerzo cortante t en pascales (Pa). Si se utilizan unidades inglesas, con frecuencia T se expresa en libra-pies (lb-ft) o libra-pulgadas (lb-in), r en pulgadas (in), IP en pulgadas a la cuarta potencia (in4 ) y t en libras por pulgada cuadrada (psi). Sustituyendo r = d/2 e IP = πd2 /32 en la fórmula de la torsión, obte- nemos la ecuación siguiente para el esfuerzo máximo: tmáx p 16 d T 3 (3.12) Esta ecuación sólo se aplica a barras con sección transversal circular só- lida, en tanto que la fórmula de la torsión (ecuación 3.11) se aplica tanto a barras sólidas como a tubos circulares, como se explica más adelante. La ecuación (3.12) muestra que el esfuerzo cortante es inversamente propor- cional al cubo del diámetro. Por tanto, si se duplica el diámetro, el esfuerzo se reduce por un factor de ocho. * Los momentos polares de inercia se ilustran en la sección 12.6 del capítulo 12.
- 251. El esfuerzo cortantea una distancia r desde el centro de la barra es t r r tmáx T IP (3.13) que se obtiene al combinar la ecuación (3.7b) con la fórmula de la torsión (ecuación 3.11). La ecuación (3.13) es una fórmula generalizada de la tor- sión y de nuevo observamos que los esfuerzos cortantes varían linealmente con la distancia radial desde el centro de la barra. Ángulo de torsión Ahora podemos relacionar el ángulo de torsión de una barra de material li- nealmente elástico con el par de torsión aplicado T.Al combinar la ecuación (3.7a) con la fórmula de la torsión obtenemos u G T IP (3.14) en donde u tiene unidades de radianes por unidad de longitud. Esta ecua- ción muestra que la razón de torsión u es directamente proporcional al par de torsión T e inversamente proporcional al producto GIP, conocido como rigidez torsional de la barra. Para una barra en torsión pura, el ángulo de torsión f total, igual a la ra- zón de torsión multiplicada por la longitud de la barra (es decir, f = uL), es f G T I L P (3.15) en donde f se mide en radianes. El uso de las ecuaciones anteriores tanto en análisis como en diseño se ilustra en los ejemplos 3.1 y 3.2. La cantidad GIP/L, llamada rigidez torsional de la barra, es el par de torsión necesario para producir una rotación de un ángulo unitario. La fle- xibilidad torsional es el recíproco de la rigidez, o L/GIP, y se define como el ángulo de rotación producido por un par de torsión unitario. Por tanto, tenemos las expresiones siguientes: kT G L IP fT G L IP (a,b) Estas cantidades son análogas a la rigidez axial k = EA/L y a la flexibi- lidad axial f = L/EA de una barra en tensión o compresión (compare con las ecuaciones 2.4a y 2.4b). Las rigideces y las flexibilidades desempeñan papeles importantes en el análisis estructural. La ecuación para el ángulo de torsión (ecuación 3.15) proporciona una forma conveniente para determinar el módulo de elasticidad en cortante G de un material. Al realizar una prueba de torsión en una barra circular pode- mos medir el ángulo de torsión f producido por un par de torsión conocido T. Luego se puede calcular el valor de G con la ecuación (3.15). secCiÓn 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 229
- 252. 230 CapÍtulo 3 Torsión Tuboscirculares Los tubos circulares resisten con más eficiencia las cargas torsionales que las barras sólidas. Como sabemos, los esfuerzos cortantes en una barra circu lar sólida son máximos en el borde exterior de la sección transversal y cero en el centro. Por tanto, la mayor parte del material en un eje sólido se somete a un esfuerzo significativamente menor que el esfuerzo cortante máximo. Además, los esfuerzos cerca del centro de la sección transversal tiene un brazo de momento menor r a tomar en cuenta en la determinación del par de torsión (consulte la figura 3.9 y la ecuación 3.8). En contraste, en un tubo hueco común la mayor parte del material está cerca del borde exterior de la sección transversal donde los esfuerzos cor- tantes y los brazos de momento son mayores (figura 3.10). Por tanto si en una aplicación es importante reducir peso y ahorrar material, se aconseja emplear un tubo circular. Por ejemplo, los ejes de impulsión largos, los ejes de hélices y los ejes de generadores usualmente tienen secciones transver- sales huecas. El análisis de la torsión de un tubo circular es casi idéntico al de una barra sólida. Se pueden emplear las mismas expresiones básicas para los esfuerzos cortantes (por ejemplo, las ecuaciones 3.7a y 3.7b). Por supuesto, la distancia radial r está limitada al intervalo r1 a r2, donde r1 es el radio interior y r2 es el radio exterior de la barra (figura 3.10). La relación entre el par de torsión T y el esfuerzo máximo está dada por la ecuación (3.8), pero los límites en la integral para el momento polar de iner- cia (ecuación 3.9) son r = r1 y r = r2. Por tanto, el momento polar de inercia del área de la sección transversal de un tubo es IP p 2 (r4 2 r4 1) 3 p 2 (d4 2 d4 1) (3.16) Las expresiones anteriores también se pueden escribir en las siguientes for- mas: IP p 2 rt (4r2 t2 ) p 4 dt (d2 t2 ) (3.17) en donde r es el radio promedio del tubo, igual a (r1 + r2)/2; d es el diáme- tro promedio, igual a (d1 + d2)/2 y t es el espesor de la pared (figura 3.10), igual a r2 – r1. Por supuesto, las ecuaciones (3.16) y (3.17) dan los mismos resultados, pero en ocasiones la última es más conveniente. Si el tubo es relativamente delgado, de tal modo que el espesor de la pa- red t es pequeño en comparación con el radio promedio r, podemos ignorar los términos t2 en la ecuación (3.17). Con esta simplificación obtenemos las fórmulas aproximadas siguientes para el momento polar de inercia: IP 2pr3 t p 4 d3 t (3.18) Estas expresiones se dan en el caso 22 del apéndice D. Figura 3.10 Tubo circular en torsión. máx r1 r2 t t t
- 253. Recordatorios: en lasecuaciones 3.17 y 3.18, las cantidades r y d son el radio y el diámetro promedios, no los máximos. Además, las ecuaciones 3.16 y 3.17 son exactas; la ecuación 3.18 es aproximada. La fórmula de la torsión (ecuación 3.11) se puede emplear para un tubo circular de material linealmente elástico siempre que IP se evalúe de acuerdo con la ecuaciones (3.16), (3.17) o, si es apropiado, con la ecuación (3.18). Los mismos comentarios se aplican a la ecuación general para el esfuerzo cortante (ecuación 3.13), a las ecuaciones para la razón de torsión y el ángulo de torsión (ecuaciones 3.14 y 3.15) y a las ecuaciones para la rigidez y la flexibilidad (ecuaciones a y b). La distribución del esfuerzo cortante en un tubo se representa en la figura 3.10, donde se observa que el esfuerzo promedio en un tubo delgado es casi tan grande como el esfuerzo máximo. Esto significa que en una barra hueca se utiliza el material de manera más eficiente que en una barra sólida, como se explicó antes y se demuestra más adelante en los ejemplos 3.2 y 3.3. Al diseñar un tubo circular para transmitir un par de torsión, debemos estar seguros de que el espesor t es suficientemente grande para evitar el arrugamiento o pandeo de la pared del tubo. Por ejemplo, se puede especi- ficar un valor máximo de la razón entre el radio y el espesor, como (r2/t)máx = 12. Otras consideraciones incluyen los factores ambientales y de dura- bilidad, que también imponen requerimientos para el espesor mínimo de la pared del tubo. Estos temas se estudian en cursos y libros de texto sobre diseño mecánico. Limitaciones Las ecuaciones deducidas en esta sección están limitadas a barras con sec- ción transversal circular (sólidas o huecas) que se comportan de una manera linealmente elástica. En otras palabras, las cargas deben ser tales que los esfuerzos no sobrepasen el límite de proporcionalidad del material. Ade- más, las ecuaciones para esfuerzos son válidas sólo en partes de las barras alejadas de concentraciones de esfuerzos (como agujeros y otros cambios abruptos de la forma) y alejadas de las secciones transversales donde se aplican las cargas. (Las concentraciones de esfuerzos en torsión se analizan más adelante en la sección 3.11.) Por último, es importante hacer énfasis en que las ecuaciones para la torsión de barras y tubos circulares no se pueden utilizar para barras que tengan otras formas. Las barras no circulares, como las rectangulares y las que tienen secciones transversales en forma de “I,” se comportan de manera muy diferente a las barras circulares. Por ejemplo, sus secciones transver- sales no permanecen planas y sus esfuerzos máximos no se ubican en las distancias más alejadas desde los puntos medios de las secciones transver- sales. Entonces, estas barras requieren métodos de análisis más avanzados, como los que se presentan en libros sobre teoría de elasticidad y mecánica de materiales avanzada.* * La teoría de la torsión para barras circulares se originó con el trabajo del famoso científico francés C.A. de Coulomb (1736-1806); se atribuyen desarrollos adicionales a ThomasYoung y A. Duleau (referencia 3.1). La teoría general de la torsión (para barras con cualquier forma) se debe al más famoso investigador de la elasticidad de todos los tiempos, Barré de Saint-Venant (1797-1886); consulte la referencia 2.10. secCiÓn 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 231
- 254. 232 CapÍtulo 3 Torsión Unabarra sólida de acero con sección transversal circular (figura 3.11) tiene un diá- metro d = 1.5 in, longitud L = 54 in y módulo de elasticidad en cortante G = 11.5 × 106 psi. La barra está sometida a pares de torsión T que actúan en sus extremos. (a) Si los pares de torsión tienen una magnitud T = 250 lb-ft, ¿cuál es el esfuer- zo cortante máximo en la barra? ¿Cuál es el ángulo de torsión entre los extremos? (b) Si el esfuerzo cortante permisible es 6000 psi y el ángulo de torsión permi- sible es 2.5°, ¿cuál es el par de torsión máximo permisible? Solución (a) Esfuerzo cortante máximo y ángulo de torsión. Dado que la barra tiene una sección transversal circular sólida, podemos determinar el esfuerzo cortante con la ecuación (3.12), como sigue: tmáx p 16 d T 3 4530 psi 16(250 lb-ft)(12 in/ft) p(1.5 in)3 De una manera similar, el ángulo de torsión se obtiene con la ecuación (3.15) con el momento polar de inercia dado por la ecuación (3.10): IP p 3 d 2 4 p(1. 3 5 2 in)4 0.4970 in4 f G T I L P 0.02834 rad 1.62° (250 lb-ft)(12 in/ft)(54 in) (11.5 106 psi)(0.4970 in4 ) Por tanto, el análisis de la barra ante la acción del par de torsión dado está com- pleto. (b) Par de torsión máximo. El par de torsión máximo se determina mediante el esfuerzo cortante permisible o bien por el ángulo de torsión permisible. Inician- do con el esfuerzo cortante, reacomodamos la ecuación (3.12) y el cálculo es el siguiente: T1 pd3 1 t 6 perm 1 p 6 (1.5 in) 3 (6000 psi) 3980 lb-in 331 lb-ft Cualquier par de torsión mayor que este valor resultará en un esfuerzo cortante que sobrepasará el esfuerzo permisible de 6000 psi. Utilizando la ecuación (3.15) reacomodada, ahora podemos calcular el par de torsión con base en el ángulo de torsión: Ejemplo 3.1 Figura 3.11 Ejemplo 3.1. Barra en torsión pura. El eje impulsor de un barco es una parte clave del sistema de propulsión T T L = 54 in d = 1.5 in
- 255. Ejemplo 3.2 Cualquier parde torsión mayor que T2 resultará en un ángulo de torsión mayor que el permisible. El par de torsión máximo es el menor de T1 y T2: En este ejemplo el esfuerzo cortante permisible proporciona la condición limitante. Se va a fabricar un eje de acero como una barra circular sólida o bien como un tubo circular (figura 3.12). Se requiere que el eje transmita un par de torsión de 1200 N∙m sin que se exceda un esfuerzo cortante permisible de 40 MPa ni una razón de torsión permisible de 0.75°/m. (El módulo de elasticidad en cortante del acero es 78 GPa). (a) Determine el diámetro necesario d0 del eje sólido. (b) Determine el diámetro exterior necesario d2 del eje hueco si su espesor t se especifica igual a un décimo del diámetro exterior. (c) Determine la razón de los diámetros (es decir, la razón d2/d0) y la razón de los pesos de los ejes hueco y sólido. Solución (a) Eje sólido. El diámetro requerido d0 se determina a partir del esfuerzo cor- tante o bien de la razón de torsión permisible. En el caso del esfuerzo cortante per- misible reacomodamos la ecuación (3.12) y obtenemos continúa Cigüeñal complejo Figura 3.12 Ejemplo 3.2. Torsión de un eje de acero. secCiÓn 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 233 t = (b) (a) d2 10 d1 d2 d0 T2 GIPf L perm 4618 lb-in 385 lb-ft (11.5 106 psi)(0.4970 in4 )(2.5°)(p rad/180°) 54 in Tmáx 331 lb-ft d3 0 p 16 perm T 16 p (1 (4 2 0 00 M N Pa m ) ) 152.8 10 6 m3
- 256. 234 CapÍtulo 3 Torsión dedonde obtenemos d0 0.0535 m 53.5 mm En el caso de la razón de torsión permisible, empezamos determinando el momento polar de inercia (consulte la ecuación 3.14): IP Gu T perm 1175 10 9 m4 1200 N m (78 GPa)(0.75°/m)(p rad/180°) Como el momento polar de inercia es igual a πd2 /32, el diámetro necesario es d4 0 32 p IP 11.97 10 6 m4 o d0 0.0588 m 58.8 mm 32(1175 10 9 m4 ) p o d4 0 32 p IP 11.97 10 6 m4 o d0 0.0588 m 58.8 mm 32(1175 10 9 m4 ) p Al comparar los dos valores de d0, observamos que la razón de torsión gobierna el diseño y el diámetro necesario del eje sólido es d0 58.8 mm En un diseño práctico, seleccionaríamos un diámetro ligeramente mayor que el va- lor calculado de d0; por ejemplo, 60 mm. (b) Eje hueco. De nuevo, el diámetro requerido se basa en el esfuerzo cortante permisible o bien en la razón de torsión permisible. Comenzamos observando que el diámetro exterior de la barra es d2 y el diámetro interior es d1 d2 2t d2 2(0.1d2) 0.8d2 Por tanto, el momento polar de inercia (ecuación 3.16) es IP 3 p 2 (d4 2 d4 1) 3 p 2 d4 2 (0.8d2)4 3 p 2 (0.5904d4 2) 0.05796d4 2 En el caso del esfuerzo cortante permisible, utilizamos la fórmula de la torsión (ecuación 3.11) como sigue: tperm T IP r 0. T 0 ( 5 d 7 2 9 /2 6 ) d2 4 0.11 T 59d3 2 Reacomodando términos, obtenemos d3 2 0.115 T 9tperm 0.1 1 15 2 9 0 ( 0 4 N 0 M m Pa) 258.8 10 6 m3 Resolviendo para d2 da d2 0.0637 m 63.7 mm que es el diámetro exterior necesario con base en el esfuerzo cortante. Figura 3.12 (Repetida.) t = (b) (a) d2 10 d1 d2 d0
- 257. En el casode la razón de torsión permisible, utilizamos la ecuación (3.14) re- emplazando u con uperm e IP con la expresión que obtuvimos antes; por tanto, uperm G(0.05 T 796d4 2) de donde d4 2 0.05796 T Guperm 20.28 10 6 m4 1200 N m 0.05796(78 GPa)(0.75°/m)(p rad/180°) Resolviendo para d2 obtenemos d2 0.0671 m 67.1 mm que es el diámetro necesario con base en la razón de torsión. Al comparar los dos valores de d2, observamos que la razón de torsión gobierna el diseño y el diámetro exterior necesario del eje hueco es d2 67.1 mm El diámetro interior d1 es igual a 0.8d2, o 53.7 mm. (Como valores prácticos, podría- mos seleccionar d2 = 70 mm y d1 = 0.8d2 = 56 mm.) (c) Razones de diámetros y pesos. La razón entre diámetro exterior del eje hue- co y el diámetro del eje sólido (empleando los valores calculados) es d d 2 0 6 5 7 8 . . 1 8 m m m m 1.14 Como los pesos de los ejes son proporcionales a las áreas de sus secciones transversales, podemos expresar la razón entre peso del eje hueco y el peso del eje sólido como sigue: W W hueco sólido A A hueco sólido p(d p 2 2 d2 0/ d 4 2 1)/4 d2 2 d2 0 d2 1 0.47 (67.1 mm)2 (53.7 mm)2 (58.8 mm)2 Estos resultados muestran que para el eje hueco sólo se requiere 47 por ciento del material necesario para el eje sólido, en tanto que el diámetro exterior sólo es 14 por ciento mayor. Nota: este ejemplo muestra cómo determinar los tamaños necesarios de barras sólidas y tubos circulares cuando se conocen los esfuerzos permisibles y las razones de torsión permisibles. También ilustra el hecho que los tubos circulares utilizan el material de manera más eficiente que las barras sólidas. secCiÓn 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 235
- 258. 236 CapÍtulo 3 Torsión Uneje hueco y uno sólido construidos con el mismo material tienen la misma longi- tud y radios exteriores R (figura 3.13). El radio interior del eje hueco es 0.6R. (a) Suponiendo que los dos ejes se someten al mismo par de torsión, compare sus esfuerzos cortantes, ángulos de torsión y pesos. (b) Determine las razones entre resistencia y peso de los ejes. Ejemplo 3.3 Solución (a) Comparación de los esfuerzos cortantes. Los esfuerzos cortantes máximos, dados por la fórmula de la torsión (ecuación 3.11), son proporcionales a 1/IP ya que los pares de torsión y los radios son los mismos. Para el eje hueco, obtenemos IP p 2 R4 p(0 2 .6R)4 0.4352pR4 y para el eje sólido, IP p 2 R4 0.5pR4 Por tanto, la razón b1 entre el esfuerzo cortante máximo en el eje hueco y en el eje sólido es b1 t t H S 1.15 0.4352pR4 0.5pR4 donde los subíndices H y S se refieren al eje hueco y al sólido, respectivamente. Comparación de los ángulos de torsión. Los ángulos de torsión (ecuación 3.15) también son proporcionales a 1/IP, debido a que los pares de torsión T, las longitu- des L y los módulos de elasticidad G son los mismos para los dos ejes. Por tanto, su razón es la misma que para los esfuerzos cortantes: b2 f f H S 0. 0 4 . 3 5 5 p 2 R p 4 R4 1.15 Figura 3.13 Ejemplo 3.3. Comparación de un eje hueco y uno sólido. (b) R 0.6R (a) R
- 259. Comparación de lospesos. Los pesos de los ejes son proporcionales a las áreas de sus secciones transversales, en consecuencia, el peso del eje sólido es proporcio- nal a πR2 y el peso del eje hueco es proporcional a pR2 p(0.6R)2 0.64pR2 Por tanto, la razón entre peso del eje hueco y el peso del eje sólido es b3 W W H S 0.6 p 4 R p 2 R2 0.64 De las razones anteriores observamos de nuevo la ventaja inherente de los ejes huecos. En este ejemplo el eje hueco tiene un esfuerzo 15 por ciento mayor y un ángulo de rotación 15 por ciento mayor que el eje sólido pero 36 por ciento menos peso. (b) Razones entre resistencia y peso. Algunas veces la eficiencia relativa de una estructura se mide por su razón entre resistencia y peso, que para una barra en torsión se define como el par de torsión permisible dividido entre el peso. El par de torsión permisible para el eje hueco de la figura 3.13a (de la fórmula de la torsión) es TH tm R áxIP tmáx(0.4 R 352pR4 ) 0.4352pR3 tmáx y para el eje sólido es TS tm R áxIP tmáx(0 R .5pR4 ) 0.5pR3 tmáx Los pesos de los ejes son iguales a las áreas de sus secciones transversales multipli- cadas por su longitud L y por el peso especifico g del material: WH 0.64pR2 Lg WS pR2 Lg Entonces, las razones entre resistencia y peso, SH y SS para las barras hueca y sólida, respectivamente, son SH W TH H 0.68 t g máx L R SS W TS S 0.5 tmáx gL R En este ejemplo la razón entre resistencia y peso del eje hueco es 36 por ciento mayor que la razón entre resistencia y peso del eje sólido, demostrando una vez más la eficiencia relativa de los ejes huecos. Para un eje más esbelto, el porcentaje aumentará; para un eje más robusto, disminuirá. secCiÓn 3.3 Barras circulares de materiales linealmente elásticos 237
- 260. 238 CapÍtulo 3 Torsión Comose explicó en la sección 3.2, torsión pura se refiere a la torsión de una barra prismática sometida a pares de torsión que actúan sólo en sus extre- mos. Torsión no uniforme difiere de la torsión pura en que no se requiere que la barra sea prismática y los pares de torsión aplicados pueden actuar en cualquier parte a lo largo del eje de la barra. Las barras en torsión no unifor- me se pueden analizar aplicando las fórmulas de torsión pura a segmentos finitos de la barra y luego se suman los resultados, o se aplican las fórmulas a elementos diferenciales de la barra y luego se integran. Para ilustrar estos procedimientos, consideraremos tres casos de torsión no uniforme. Otros casos se pueden manejar mediante técnicas similares a las que aquí se describirán. Caso 1. Barra constituida de segmentos prismáticos con par de torsión constante en cada segmento (figura 3.14). La barra que se muestra en la parte (a) de la figura tiene dos diámetros diferentes y está sometida a pares de torsión que actúan en los puntos A, B, C y D. En consecuencia, dividimos la barra en segmentos, de tal manera que cada uno sea prismático y esté sometido a un par de torsión constante. En este ejemplo hay tres segmentos, AB, BC y CD. Cada segmento está en torsión pura, y por tanto, se pueden aplicar todas las fórmulas deducidas en la sección anterior a cada segmento por separado. El primer paso en el análisis es determinar la magnitud y el sentido del par de torsión interno en cada segmento. Es usual que los pares de torsión se deter- minen por inspección, pero si es necesario se pueden encontrar al cortar seccio- nes a través de la barra, trazar diagramas de cuerpo libre y resolver ecuaciones de equilibrio. Este proceso se ilustra en las partes (b), (c) y (d) de la figura. El primer corte se hace en cualquier parte del segmento CD, con lo cual se expone el par de torsión interno TCD. Del diagrama de cuerpo libre (figura 3.14b), ob- servamos que TCD es igual a –T1 – T2 + T3. Del siguiente diagrama vemos que TBC es igual a –T1 – T2 y del último tenemos que TAB es igual a –T1. Por tanto, TCD T1 T2 T3 TBC T1 T2 TAB T1 Cada uno de estos pares de torsión es constante en toda la longitud de su segmento. Al determinar los esfuerzos cortantes en cada segmento, sólo necesita- mos las magnitudes de estos pares de torsión internos, ya que las direccio- nes de los esfuerzos no son de interés. Sin embargo, al obtener el ángulo de torsión para toda la barra, necesitamos conocer la dirección o sentido de la torsión en cada segmento a fin de combinar los ángulos de torsión de ma- nera correcta. Por tanto, es necesario establecer una convención de signos para los pares de torsión internos. Una regla conveniente en muchos casos es la siguiente: un par de torsión es positivo cuando su vector apunta en di- rección contraria a la sección cortada y negativo cuando su vector apunta hacia la sección. De esta manera, todos los pares de torsión internos que se muestran en la figuras 3.14b, c y d están representados con sus sentidos positivos. Si el par de torsión calculado (con la ecuación a, b o c) resulta tener un signo positivo, significa que actúa en el sentido supuesto; si el par de torsión tiene un signo negativo, actúa en el sentido opuesto. El esfuerzo cortante máximo en cada segmento de la barra se obtiene fácilmente a partir de la fórmula de la torsión (ecuación 3.11) al emplear las 3.4 TORSIÓN NO UNIFORME Figura 3.14 Barra en torsión no uniforme (caso 1). (a) (b) A B C D T1 T2 T3 T4 LAB LBC LCD A B C T1 T2 T3 (c) A B T1 T2 (d) A T1 TCD TBC TAB FIG. 3-14 (a,b,c)
- 261. dimensiones apropiadas yel par de torsión adecuado. Por ejemplo, el esfuerzo máximo en el segmento BC (figura 3.14) se determina al utilizar el diámetro de ese segmento y el par de torsión TBC que se calcula mediante la ecua- ción (b). El esfuerzo máximo en toda la barra es el esfuerzo mayor de entre los esfuerzos calculados para cada uno de los tres segmentos. El ángulo de torsión para cada segmento de determina con la ecua- ción (3.15), al emplear de nuevo las dimensiones adecuadas y el par de torsión apropiado. Luego se obtiene el ángulo de torsión total de un extremo de la barra con respecto al otro mediante la siguiente suma algebraica: f f1 f2 . . . fn (3.19) donde f1 es el ángulo de torsión para el segmento 1, f2 es el ángulo de torsión para el segmento 2, etcétera, y n es el número total de segmentos. Puesto que cada ángulo de torsión se determina con la ecuación (3.15), po- demos escribir la fórmula general f n i 1 fi n i 1 G T i( i I L P i )i (3.20) en donde el subíndice i es un índice de numeración para los diversos seg- mentos. Para el segmento i de la barra, Ti es el par de torsión interno (en- contrado del equilibrio como se ilustra en la figura 3.14), Li es la longitud, Gi es el módulo de cortante e (IP)i es el momento polar de inercia. Algunos de los pares de torsión (y los ángulos de torsión correspondientes) pueden ser positivos y algunos negativos. Al sumar de manera algebraica los án- gulos de torsión de todos los segmentos se obtiene el ángulo de torsión f total entre los extremos de la barra. El proceso se ilustra más adelante en el ejemplo 3.4. Caso 2. Barra con secciones transversales que varían continuamente y par de torsión constante (figura 3.15). Cuando el par de torsión es cons- tante, el esfuerzo cortante máximo en una barra sólida siempre ocurre en la sección transversal que tiene el diámetro menor, como se muestra en la figura (3.12). Además, es usual que esta observación sea válida para barras tubulares; si este es el caso, sólo necesitamos investigar la sección transver- sal más pequeña a fin de calcular el esfuerzo cortante máximo. De lo contra- rio, puede ser necesario evaluar los esfuerzos en más de una ubicación con objeto de determinar el esfuerzo máximo. Para encontrar el ángulo de torsión, consideramos un elemento con longitud dx a una distancia x desde un extremo de la barra (figura 3.15). El ángulo diferencial de rotación df para este elemento es df G T IP d ( x x) (d) en donde IP(x) es el momento polar de inercia de la sección transversal a una distancia x desde el extremo. El ángulo de torsión para toda la barra es la suma de los ángulos diferenciales de rotación: f L 0 df L 0 G T IP d ( x x) (3.21) Figura 3.15 Barra en torsión no uniforme (caso 2). secCiÓn 3.4 Torsión no uniforme 239 A B T T dx x L
- 262. 240 CapÍtulo 3 Torsión Sila expresión para el momento polar de inercia IP(x) no es demasiado compleja, esta integral se puede evaluar de manera analítica, como en el ejemplo 3.5. En otros casos, se debe evaluar de manera numérica. Caso 3. Barra con secciones transversales continuamente variables y par de torsión continuamente variable (figura 3.16). La barra que se mues- tra en la parte (a) de la figura está sometida a un par de torsión distribuido con intensidad t por unidad de distancia a lo largo del eje de la barra. Como resultado, el par de torsión interno T(x) varía de manera continua a lo largo del eje (figura 3.16b). El par de torsión interno se puede evaluar con ayuda del diagrama de cuerpo libre y una ecuación de equilibrio. Como en el caso 2, el momento polar de inercia IP(x) se puede evaluar con las dimensiones de la sección transversal de la barra. Conociendo el par de torsión y el momento polar de inercia como fun- ciones de x, se puede emplear la fórmula de la torsión para determinar cómo varía el esfuerzo cortante a lo largo del eje de la barra. Luego se puede identificar la sección transversal de esfuerzo cortante máximo y determinar el esfuerzo cortante máximo. El ángulo de torsión de la barra de la figura 3.16a se puede encontrar de la misma manera que se describió para el caso 2. La única diferencia es que el par de torsión, al igual que el momento polar de inercia, también varía a lo largo del eje. En consecuencia, la ecuación para el ángulo de torsión se convierte en f L 0 df L 0 T G ( I x P ) ( d x) x (3.22) Esta integral se puede evaluar de forma analítica en algunos casos, pero es usual que se deba evaluar de manera numérica. Limitaciones Los análisis descritos en esta sección son válidos para barras hechas de ma- teriales linealmente elásticos con secciones transversales circulares (sólidas o huecas). Además, los esfuerzos determinados con la fórmula de la torsión son válidos en regiones de la barra alejadas de concentraciones de esfuer- zos, que son esfuerzos altamente localizados que ocurren cuando el diáme- tro cambia abruptamente y cuando se aplican pares de torsión concentrados (consulte la sección 3.11). Sin embargo, las concentraciones de esfuerzos tienen relativamente poco efecto sobre el ángulo de torsión y, por tanto, en general las ecuaciones para f son válidas. Por último, debemos tener en cuenta que la fórmula de la torsión y las fórmulas para los ángulos de torsión se dedujeron para barras prismáticas. Podemos aplicarlas con seguridad a barras con secciones transversales va- riables sólo cuando los cambios de diámetro sean pequeños y graduales. Como regla básica, las fórmulas dadas aquí son satisfactorias siempre que el ángulo de ahusamiento (el ángulo entre los lados de la barra) sea menor que 10°. Figura 3.16 Barra en torsión no uniforme (caso 3). (a) A B TA TB dx x L (b) A TA T(x) x t t
- 263. Ejemplo 3.4 Un ejesólido de acero ABCDE (figura 3.17) con diámetro d = 30 mm gira libremen- te sobre cojinetes en los puntos A y E. El eje es impulsado por un engrane en C que aplica un par de torsión T2 = 450 N∙m en el sentido que se muestra en la figura. Los engranes B y D son impulsados por el eje y tienen pares de torsión resistentes T1 = 275 N∙m y T3 = 175 N∙m, respectivamente, que actúan en el sentido opuesto al par de torsión T2. Los segmentos BC y CD tienen longitudes LBC = 500 mm y LCD = 400 mm, respectivamente, y el módulo de cortante es G = 80 GPa. Determine el esfuerzo cortante máximo en cada parte del eje y el ángulo de torsión entre los engranes B y D. Solución Cada segmento de la barra es prismático y está sometido a un par de torsión constante (caso 1). Por tanto, el primer paso en el análisis es determinar los pares de torsión que actúan en los segmentos, después de lo cual podemos determinar los esfuerzos cortantes y los ángulos de torsión. Pares de torsión que actúan en los segmentos. Los pares de torsión en los seg- mentos extremos (AB y DE) son cero puesto que no estamos tomando en cuenta ninguna fricción en los cojinetes en los soportes. Por tanto, los segmentos extremos no tienen esfuerzos ni ángulos de torsión. El par de torsión TCD en el segmento CD se determina cortando la sección a través del segmento y elaborando un diagrama de cuerpo libre, como en la figura 3.18a. El par de torsión se supone positivo y, por tanto, su vector apunta alejándose de la sección cortada. Del equilibrio del cuerpo libre, obtenemos TCD T2 T1 450 N m 275 N m 175 N m El signo positivo en el resultado significa que TCD actúa en el sentido positivo su- puesto. Figura 3.17 Ejemplo 3.4. Eje de acero en torsión. Figura 3.18 Diagramas de cuerpo libre del ejemplo 3.4. continúa secCiÓn 3.4 Torsión no uniforme 241 D C B d A E T1 T2 T3 LBC LCD C B d T1 T2 LBC TCD (a) (b) B T1 TBC
- 264. 242 CapÍtulo 3 Torsión Elpar de torsión en el segmento BC se determina de una manera similar, utili- zando el diagrama de cuerpo libre de la figura 3.18b: TBC T1 275 N m Observe que este par de torsión tiene un signo negativo, lo que significa que su sen- tido es opuesto al que se muestra en la figura. Esfuerzos cortantes. Los esfuerzos cortantes máximos en los segmentos BC y CD se encuentran con la forma modificada de la fórmula de la torsión (ecuación 3.12); por tanto tBC 1 p 6T d B 3 C 1 p 6( ( 2 3 7 0 5 m N m m )3 ) 51.9 MPa tCD 1 p 6T d C 3 D 1 p 6( ( 1 3 7 0 5 m N m m )3 ) 33.0 MPa Como las direcciones de los esfuerzos cortantes no son de interés en este ejemplo, en los cálculos anteriores sólo se emplean los valores absolutos de los pares de torsión Ángulos de torsión. El ángulo de torsión fBD entre los engranes B y D es la suma algebraica de los ángulos de torsión para los segmentos intermedios de la barra, según la ecuación (3.19); entonces, fBD fBC fCD Al calcular los ángulos de torsión individuales, necesitamos el momento de inercia de la sección transversal: IP p 3 d 2 4 p(30 32 mm)4 79,520 mm4 Ahora podemos determinar los ángulos de torsión como se muestra: fBC TB G C I L P BC 0.0216 rad fCD TC G D I L P CD 0.0110 rad (175 N m)(400 mm) (80 GPa)(79,520 mm4 ) ( 275 N m)(500 mm) (80 GPa)(79,520 mm4 ) Observe que en este ejemplo los ángulos de torsión tienen sentidos opuestos. Su- mando algebraicamente, obtenemos el ángulo de torsión total: fBD fBC fCD 0.0216 0.0110 0.0106 rad 0.61° El signo negativo significa que el engrane D gira en el sentido de las manecillas del reloj (cuando se ve desde el extremo derecho del eje) con respecto al engrane B. Sin embargo, para la mayor parte de los fines sólo se necesita el valor absoluto del ángulo de torsión y, por tanto, es suficiente decir que el ángulo de torsión entre los engranes B y D es 0.61°. El ángulo de torsión entre los dos extremos de un eje en ocasiones se llama enrollado. Notas: los procedimientos ilustrados en este ejemplo se pueden utilizar para ejes con segmentos de diferentes diámetros o de materiales distintos, siempre que las dimensiones y las propiedades permanezcan constantes en cada segmento. En este ejemplo y en los problemas al final del capítulo sólo se consideran los efectos de la torsión. Los efectos de la flexión se consideran más adelante, al inicio del capítulo 4.
- 265. Una barra ahusadaAB con sección transversal circular se somete a pares de torsión T aplicados en los extremos (figura 3.19). El diámetro de la barra varía linealmente de dA en el extremo izquierdo a dB en el extremo derecho, suponiendo que dB es mayor que dA. (a) Determine el esfuerzo cortante máximo en la barra. (b) Deduzca una fórmula para el ángulo de torsión de la barra. Solución (a) Esfuerzos cortantes. Como el esfuerzo cortante máximo en cualquier sec- ción transversal de una barra sólida está dado por la fórmula modificada de la torsión (ecuación 3.12), sabemos de inmediato que el esfuerzo cortante máximo ocurre en la sección transversal que tenga el diámetro menor, es decir, en el extremo A (consulte la figura 3.19): tmáx p 16 d T 3 A (b) Ángulo de torsión. Como el par de torsión es constante y el momento polar de inercia varía continuamente con la distancia x desde el extremo A (caso 2), utili- zaremos la ecuación (3.21) para determinar el ángulo de torsión. Iniciamos formu- lando una expresión para el diámetro d a una distancia x desde el extremo A: d dA dB L dA x (3.23) en donde L es la longitud de la barra. Ahora podemos escribir una expresión para el momento polar de inercia: IP(x) p 3 d 2 4 3 p 2 dA dB L dA x 4 (3.24) Al sustituir esta expresión en la ecuación (3.21), obtenemos una fórmula para el ángulo de torsión: f L 0 G T IP d ( x x) 3 p 2 G T L 0 dx dA dB L dA x 4 (3.25) Ejemplo 3.5 Figura 3.19 Ejemplo 3.5. Barra ahusada en torsión. continúa secCiÓn 3.4 Torsión no uniforme 243 T T A B dx x L dB dA
- 266. 244 CapÍtulo 3 Torsión Paraevaluar la integral en esta ecuación, observamos que es de la forma (a dx bx)4 en donde a dA b dB L dA (e,f) Con ayuda de una tabla de integrales (consulte el apéndice C), obtenemos (a dx bx)4 3b(a 1 bx)3 Esta integral se evalúa sustituyendo x con los límites 0 y L y con los valores de a y b de las expresiones en las ecuaciones (e) y (f). Por tanto, la integral en la ecuación (3.25) es igual a 3(dB L dA) d 1 3 A d 1 3 B (g) Al reemplazar la integral en la ecuación (3.25) con esta expresión, obtenemos f 3pG 3 (d 2 B TL dA) d 1 3 A d 1 3 B (3.26) que es la ecuación deseada para el ángulo de torsión de la barra ahusada. Una forma conveniente de escribir la ecuación anterior es f G T (I L P)A b2 3b b 3 1 (3.27) en donde b d d B A (IP)A p 3 d 2 4 A (3.28) La cantidad b es la razón de los diámetros extremos e (IP)A es el momento polar de inercia en el extremo A. En el caso especial de una barra prismática, tenemos b = 1 y la ecuación (3.27) da f = TL/G(IP)A, como se esperaba. Para valores de b mayores que 1, el ángulo de rotación disminuye debido a que el diámetro mayor en el extremo B produce un aumento en la rigidez torsional (en comparación con una barra prismática).
- 267. 3.5 ESFUERZOS Y DEFORMACIONESUNITARIAS EN CORTANTE PURO Cuando una barra circular, sea sólida o hueca, se somete a torsión, actúan esfuerzos cortantes sobre las secciones transversales y sobre planos longitu- dinales, como se ilustró previamente en la figura 3.7. Ahora examinaremos con más detalle los esfuerzos y las deformaciones unitarias producidas du- rante la torsión de una barra. Iniciamos considerando un elemento de esfuerzo abcd cortado entre dos secciones transversales de una barra en torsión (figuras 3.20a y b). Este elemento está en un estado de cortante puro, debido a que los únicos es- fuerzos que actúan sobre él son esfuerzos cortantes t en los cuatro lados (consulte el análisis sobre esfuerzos cortantes en la sección 1.6). Las direcciones de estos esfuerzos cortantes dependen de los sentidos de los pares de torsión aplicados T. En este análisis suponemos que los pares de torsión giran el extremo derecho de la barra en el sentido de las manecillas del reloj cuando se ve desde la derecha (figura 3.20a); de aquí que los esfuerzos cortantes que actúan sobre el elemento tienen las direc- ciones que se muestran en la figura. Este mismo estado de esfuerzo existe en un elemento similar cortado desde el interior de la barra, excepto que las magnitudes de los esfuerzos cortantes son menores debido a que la distancia radial hasta el elemento es menor. Los sentidos de los pares de torsión que se muestran en la figura 3.20a están elegidos intencionalmente de modo que los esfuerzos cortantes resul- tantes (figura 3.20a) sean positivos de acuerdo con la convención de signos para esfuerzos cortantes descrita previamente en la sección 1.6. Esta con- vención de signos se repite a continuación: Un esfuerzo cortante que actúa sobre una cara positiva de un elemento es positivo si actúa en el sentido positivo de uno de los ejes coordenados y negativo si actúa en el sentido negativo de un eje.Y lo opuesto, un esfuerzo que actúa en una cara negativa de un elemento es positivo si actúa en la direc- ción negativa de uno de los ejes coordenados y negativo si actúa en la dirección positiva de un eje. Al aplicar esta convención de signos a los esfuerzos cortantes que ac- túan sobre el elemento de esfuerzo de la figura 3.20b observamos que los cuatro esfuerzos cortantes son positivos. Por ejemplo, el esfuerzo en la cara derecha (que es positiva debido a que el eje x está dirigido hacia la derecha) actúa en la dirección positiva del eje y; por tanto, es un esfuerzo cortante positivo. Además, el esfuerzo en la cara izquierda (que es negativa) actúa en la dirección negativa del eje y; por tanto, es un esfuerzo cortante positivo. Comentarios análogos se aplican a los esfuerzos restantes. Figura 3.20 Esfuerzos que actúan sobre un elemento de esfuerzo cortado de una barra en torsión (cortante puro). secCiÓn 3.5 Esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante puro 245 (a) T T a b d c (b) O x y a b d c t t t t
- 268. 246 CapÍtulo 3 Torsión Esfuerzossobre planos inclinados Ahora ya podemos determinar los esfuerzos que actúan sobre planos incli- nados cortados a través del elemento de esfuerzo en cortante puro. Segui- remos el mismo enfoque que se empleó en la sección 2.6 para analizar los esfuerzos en esfuerzo uniaxial. En la figura 3.21a se muestra una vista bidimensional del elemento de esfuerzo. Como ya se explicó en la sección 2.6, usualmente trazamos una vista bidimensional por conveniencia, pero siempre debemos estar cons- cientes de que el elemento tiene una tercera dimensión (espesor) perpendicu lar al plano de la figura. Ahora cortamos un elemento de esfuerzo con forma de cuña (o “trian- gular”) con una cara orientada a un ángulo u con respecto al eje x (figura 3.21b). Los esfuerzos normales su y los esfuerzos cortantes tu actúan sobre esta cara inclinada y en la figura se muestran en sus direcciones positivas. La convención de signos para los esfuerzos su y tu se describió con ante- rioridad en la sección 2.6 y se repite a continuación: Los esfuerzos normales su son positivos en tensión y los esfuerzos cor- tantes tu son positivos cuando tienden a producir rotación del material en sentido contrario al de las manecillas del reloj. (Observe que esta conven- ción de signos para el esfuerzo cortante tu que actúa sobre un plano inclina- do es diferente de la convención de signos para los esfuerzos cortantes or- dinarios t que actúan sobre los lados de elementos rectangulares orientados con respecto a un conjunto de ejes xy). Las caras horizontal y vertical del elemento triangular (figura 3.21b) tienen esfuerzos cortantes positivos t que actúan sobre ellas y las caras an- terior y posterior del elemento están libres de esfuerzo. Por tanto, todos los esfuerzos que actúan sobre el elemento son visibles en esta figura. Ahora se pueden determinar los esfuerzos su y tu a partir del equili- brio del elemento triangular. Las fuerzas que actúan sobre sus tres caras se obtienen multiplicando los esfuerzos por las áreas sobre las que actúan. Por ejemplo, la fuerza sobre la cara izquierda es igual a tA0, donde A0 es el área de la cara vertical. Esta fuerza actúa en la dirección y negativa y se muestra en el diagrama de cuerpo libre de la figura 3.21c. Puesto que el espesor del elemento en la dirección z es constante, observamos que el área de la cara inferior es A0 tan u y el área de la cara inclinada es A0 sec u. Al multiplicar Figura 3.21 Análisis de esfuerzos sobre planos inclinados: (a) elemento en cortante puro, (b) esfuerzos que actúan sobre un elemento triangular de esfuerzo y (c) fuerzas que actúan sobre el elemento triangular de esfuerzo (diagrama de cuerpo libre). ) c ( ) b ( ) a ( O x y a b d c 90° A0 sec A0 sec A0 tan A0 u u u u u u tu tu su su t t t t t t t t
- 269. los esfuerzos queactúan sobre estas caras por las áreas correspondientes nos permite obtener las fuerzas restantes y de allí completar el diagrama de cuerpo libre (figura 3.21c). Ahora estamos en condiciones de escribir dos ecuaciones de equilibrio para el elemento triangular, una en la dirección de su y la otra en la direc- ción de tu. Al escribir estas ecuaciones, las fuerzas que actúan sobre las caras izquierda e inferior se deben descomponer en componentes en las direc- ciones de su y tu. De esta manera, la primera ecuación, obtenida sumando fuerzas en la dirección de su, es su A0 sec u tA0 sen u tA0 tan u cos u su 2t sen u cos u o su A0 sec u tA0 sen u tA0 tan u cos u su 2t sen u cos u (3.29a) La segunda ecuación se obtiene sumando fuerzas en la dirección de tu: tu A0 sec u tA0 cos u tA0 tan u sen u o tu t(cos2 u sen2 u) o tu A0 sec u tA0 cos u tA0 tan u sen u o tu t(cos2 u sen2 u) (3.29b) Estas ecuaciones se pueden expresar en formas más simples introduciendo las identidades trigonométricas siguientes (consulte el apéndice C): sen 2u 2 sen u cos u cos 2u cos2 u sen2 u Entonces las ecuaciones para su y tu se convierten en tu t cos 2u su t sen 2u (3.30a,b) Las ecuaciones (3.30a y b) dan los esfuerzos normal y cortante que actúan sobre cualquier plano inclinado en términos de los esfuerzos cortantes t que actúan sobre los planos x y y (figura 3.21a) y del ángulo u que define la orientación del plano inclinado (figura 3.21b). La manera en que varían los esfuerzos su y tu con la orientación del plano inclinado se muestra en la figura 3.22, que es una gráfica de las ecua- ciones (3.30a y b), en donde observamos que para u = 0, que es la cara derecha del elemento de esfuerzo en la figura 3.21a, la gráfica da su = 0 y tu = t. Este último resultado era de esperarse, porque el esfuerzo cortante Figura 3.22 Gráfica de esfuerzos normales su y esfuerzos cortantes tu contra el ángulo u del plano inclinado. secCiÓn 3.5 Esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante puro 247 –90° –45° 45° 90° 0 – o t t u tu tu su tu su su
- 270. 248 CapÍtulo 3 Torsión tactúa en sentido contrario al de las manecillas del reloj contra el elemento y, por tanto, produce un esfuerzo cortante positivo tu. Para la cara superior del elemento (u = 90°), obtenemos su = 0 y tu = – t. El signo menos de tu significa que actúa en el sentido de las ma- necillas del reloj contra el elemento, es decir, hacia la derecha sobre la cara ab (figura 3.21a), lo es consistente con la dirección del esfuerzo cortante t. Observe que los esfuerzos cortantes numéricamente mayores ocurren en los planos para los que u = 0 y 90°, así como sobre las caras opuestas (u = 180° y 270°). De la gráfica observamos que el esfuerzo normal su alcanza un valor máximo en u = 45°. En ese ángulo el esfuerzo es positivo (tensión) y numé- ricamente igual al esfuerzo cortante t. De manera similar, su tiene su valor mínimo (que es de compresión) en u = – 45°. En los dos ángulos de 45°, el esfuerzo cortante tu es igual a cero. Estas condiciones se representan en la figura 3.23 donde se muestran elementos de esfuerzos orientados en u = 0 y u = 45°. El elemento a 45° está sometido a esfuerzos de tensión y compre- sión iguales en direcciones perpendiculares, sin esfuerzos cortantes. Observe que los esfuerzos normales que actúan sobre el elemento a 45° (figura 3.23b) corresponden a un elemento sometido a esfuerzos cortantes t que actúan en la dirección que se muestra en la figura 3.23a. Si se invierte la dirección de los esfuerzos cortantes que actúan sobre el elemento de la figura 3.23a, los esfuerzos normales que actúan sobre los planos a 45° tam- bién cambiarán direcciones. Si un elemento de esfuerzo está orientado a un ángulo distinto a 45°, los esfuerzos normal y cortante actuarán sobre las caras inclinadas (consulte las ecuaciones 3.30a y b y la figura 3.22). Los elementos de esfuerzo sujetos a estas condiciones más generales se analizan con detalle en el capítulo 7. Las ecuaciones deducidas en esta sección son válidas para un elemento de esfuerzo en cortante puro sin importar si el elemento se corta de una barra en torsión o de algún otro elemento estructural. Además, como las ecuaciones (3.30) se dedujeron sólo a partir del equilibrio, son válidas para cualquier material, ya sea que se comporte o no de una manera linealmente elástica. La existencia de esfuerzos de tensión máximos sobre planos a 45° con respecto al eje x (figura 3.23b) explica por qué las barras en torsión que es- tán hechas de materiales frágiles y débiles en tensión fallan agrietándose a lo largo de una superficie helicoidal a 45° (figura 3.24). Como se mencionó en la sección 3.3, este tipo de falla se demuestra fácilmente torciendo una Figura 3.23 Elementos de esfuerzo orientados en u = 0 y u = 45° para cortante puro. ) b ( ) a ( máx = mín = – máx = mín = – O x y O x y 45° s s s t s t t t t t t t
- 271. pieza de tizapara pizarrón. Deformaciones unitarias en cortante puro Ahora analizamos las deformaciones unitarias en un elemento en cortante puro. Por ejemplo, considere el elemento en cortante puro que se muestra en la figura 3.23a. Las deformaciones unitarias por cortante correspondientes se muestran en la figura 3.25a, donde están muy exageradas. La deforma- ción unitaria cortante g es el cambio en ángulo entre dos líneas que origi- nalmente eran perpendiculares entre sí, como se analizó con anterioridad en la sección 1.6. Por tanto, la disminución en el ángulo en la esquina inferior izquierda del elemento es la deformación unitaria por cortante g (medida en radianes). Este mismo cambio de ángulo ocurre en la esquina superior derecha, donde el ángulo disminuye y en las otras dos esquinas, donde los ángulos aumentan. Sin embargo, las longitudes de los lados del elemento, incluyendo el espesor perpendicular al plano de la hoja, no cambian cuando ocurren estas deformaciones unitarias por cortante. Por tanto, el elemento cambia su forma de un paralelepípedo rectangular (figura 3.23a) a un para- lelepípedo oblícuo (figura 3.25a). Este cambio de forma se llama distorsión cortante. Si el material es linealmente elástico, la deformación unitaria por cor- tante para el elemento orientado en u = 0 (figura 3.25a) está relacionada con el esfuerzo cortante mediante la ley de Hooke en cortante: g G t (3.31) donde, como es usual, el símbolo G representa el módulo de elasticidad en cortante. A continuación considere las deformaciones unitarias que ocurren en Figura 3.24 Falla por torsión de un material frágil por agrietamiento de tensión a lo largo de una superficie helicoidal a 45°. Figura 3.25 Deformaciones unitarias en cortante puro: (a) distorsión cortante de un elemento orientado en u = 0 y (b) distorsión de un elemento orientado en u = 45°. secCiÓn 3.5 Esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante puro 249 T T Grieta a 45° mín = – mín = – ) b ( ) a ( 45° 2 máx = máx = s s s t t s t t t t t t p g
- 272. 250 CapÍtulo 3 Torsión unelemento orientado en u = 45° (figura 3.25b). Los esfuerzos de tensión que actúan a 45° tienden a alargar el elemento en esa dirección. Debido al efecto de Poisson, también tienden a acortarlo en la dirección perpendicular (donde u = 135° o – 45°). De manera similar, los esfuerzos de compresión que actúan a 135° tienden a acortar el elemento en esa dirección y a alargarlo en la dirección a 45°. Estos cambios dimensionales se muestran en la figura 3.25b, donde las líneas discontinuas muestran el elemento deformado. Como no hay distorsiones cortantes, el elemento permane- ce siendo un paralelepípedo rectangular no obstante que sus dimensiones han cambiado. Si el material es linealmente elástico y obedece la ley de Hooke, pode- mos obtener una ecuación que relacione las deformaciones unitarias con el esfuerzo para el elemento en u = 45° (figura 3.25b). El esfuerzo de tensión smáx que actúa en u = 45° produce una deformación unitaria normal en esa dirección igual a smáx/E. Como smáx = t, también podemos expresar esta deformación unitaria como t/E. El esfuerzo smáx también produce una deformación unitaria normal en la dirección perpendicular igual a – nt/E, donde n es la relación de Poisson. De manera similar, el esfuerzo smín = –t (en u = 135°) produce una deformación unitaria igual a – t/E en esa dirección y una deformación unitaria positiva en la dirección perpendicular (la dirección a 45°) igual a nt/E. Por tanto, la deformación unitaria normal en la dirección a 45° es emáx E t n E t E t (1 n) (3.32) que es positiva, representando alargamiento. La deformación unitaria en la dirección perpendicular es una deformación unitaria negativa de la misma magnitud. En otras palabras, el cortante puro produce alargamiento en la dirección a 45° y acortamiento en la dirección a 135°. Estas deformaciones unitarias son consistentes con la forma del elemento deformado de la figura 3.25a, debido a que la diagonal a 45° se ha alargado y la diagonal a 135° se ha acortado. En la siguiente sección emplearemos la geometría del elemento defor- mado para relacionar la deformación unitaria por cortante g (figura 3.25a) con la deformación unitaria normal máx en la dirección a 45° (figura 3.25b). Al hacerlo deduciremos la siguiente relación: emáx g 2 (3.33) Esta ecuación, junto con la ecuación (3.31), se pueden emplear para calcu- lar las deformaciones unitarias por cortante máximas y las deformaciones unitarias normales máximas en torsión pura cuando se conoce el esfuerzo cortante t.
- 273. Ejemplo 3.6 Un tubocircular con diámetro exterior de 80 mm y diámetro interior de 60 mm se somete a un par de torsión T = 4.0 kN∙m (figura 3.26). El tubo está hecho de una aleación de aluminio 7075-T6. (a) Determine los esfuerzos máximos de cortante, tensión y compresión en el tubo y muéstrelos en diagramas de elementos de esfuerzo apropiadamente orien tados. (b) Determine las deformaciones unitarias máximas correspondientes en el tubo y muéstrelas en diagramas de los elementos deformados. Solución (a) Esfuerzos máximos. Los valores máximos de los tres esfuerzos (cortante, de tensión y de compresión) son numéricamente iguales, aunque actúan sobre planos diferentes. Sus magnitudes se determinan con la fórmula de la torsión: tmáx T IP r 58.2 MPa (4000 N m)(0.040 m) 3 p 2 (0.080 m)4 (0.060 m)4 Los esfuerzos cortantes máximos actúan sobre planos transversales y longitudina- les, como se muestra en la figura 3.27a, donde el eje x es paralelo al eje longitudinal del tubo. Los esfuerzos máximos de tensión y compresión son st 58.2 MPa sc 58.2 MPa Estos esfuerzos actúan sobre planos a 45° con respecto al eje (figura 3.27b). (b) Deformaciones unitarias máximas. La deformación unitaria máxima en el tubo se obtiene con la ecuación (3.31). El módulo de elasticidad cortante se obtiene de la tabla H-2 del apéndice H, que es G = 27 GPa. Por tanto, la deformación uni- taria máxima es gmáx tmáx G 5 2 8 7 .2 G M P P a a 0.0022 rad El elemento deformado se muestra mediante las líneas discontinuas en la figu- ra 3.27c. La magnitud de las deformaciones unitarias normales (de la ecuación 3.33) es emáx gmáx 2 0.0011 Por tanto, las deformaciones unitarias máximas en tensión y compresión son et 0.0011 ec 0.0011 El elemento deformado se muestra mediante las líneas discontinuas en la figu- ra 3.27d para un elemento con lados de dimensiones unitarias. continúa Figura 3.26 Ejemplo 3.6. Tubo circular en torsión. secCiÓn 3.5 Esfuerzos y deformaciones unitarias en cortante puro 251 T T = 4.0 kN⋅m 60 mm 80 mm
- 274. 252 CapÍtulo 3 Torsión 3.6 RELACIÓNENTRE LOS MÓDULOS DE ELASTICIDAD E Y G Figura 3.27 Elementos de esfuerzo y deformación unitaria para el tubo del ejemplo 3.6: (a) esfuerzos cortantes máximos, (b) esfuerzos máximos de tensión y compresión, (c) deformaciones unitarias máximas y (d) deformaciones unitarias máximas de tensión y compresión. Es posible obtener una relación importante entre los módulos de elasticidad E y G a partir de las ecuaciones deducidas en la sección anterior. Para este fin, considere el elemento de esfuerzo abcd que se muestra en la figura 3.28a. La cara anterior se supone que es cuadrada, la longitud de cada lado se denota con h. Cuando este elemento se somete a cortante puro por esfuer- zos t, la cara anterior se distorsiona en un rombo (figura 3.28b) con lados de longitud h y con deformación unitaria por cortante g = t/G. Debido a la distorsión, la diagonal bd se alarga y la diagonal ac se acorta. La longitud de la diagonal bd es igual a su longitud inicial Lbd 2 h(1 emáx) multiplicada por el factor 1 + máx, donde máx es la deformación unitaria normal en la direc- ción a 45°; por tanto, Lbd 2 h(1 emáx) (a) Esta longitud se puede relacionar con la deformación unitaria normal g con- siderando la geometría del elemento deformado. Para obtener las relaciones geométricas requeridas, considere el trián- gulo abd (figura 3.28c) que representa la mitad de los rombos presentados en la figura 3.28b. El lado bd de este triángulo tiene una longitud Lbd (ecua- ción a) y los otros lados tienen una longitud h. El ángulo adb del triángulo es igual a la mitad del ángulo adc del rombo o π/4 – g/2. El ángulo abd en el triángulo es el mismo. Por tanto, el ángulo dab del triángulo es igual a π/2 + g. Ahora, empleando la ley de los cosenos (consulte el apéndice C) para el triángulo abd, obtenemos ) b ( ) a ( máx = 58.2 MPa 58.2 MPa O x y c = 58.2 MPa t = 58.2 MPa O x y 45° ) d ( ) c ( máx = 0.0022 rad t = 0.0011 c = 0.0011 1 1 e e s s t g 45°
- 275. L2 bd h2 h2 2h2 cos p 2 g Alsustituir Lbd obtenido en la ecuación (a) y simplificando, obtenemos (1 emáx)2 1 cos p 2 g Desarrollando el término en el lado izquierdo y observando que cos(π/2 + g) = – sen g, obtenemos 1 2emáx e2 máx 1 sen g Como máx y g son deformaciones unitarias muy pequeñas, podemos igno- rar el término 2 máx en comparación con 2máx y remplazar sen g con g. La expresión resultante es emáx g 2 (3.34) que establece la relación ya presentada en la sección 3.5 como la ecuación (3.33). La deformación unitaria por cortante g que aparece en la ecuación (3.34) es igual a t/G según la ley de Hooke (ecuación 3.31) y la deforma- ción unitaria normal máx es igual a t(1 + n)/E de acuerdo con la ecuación (3.32). Al realizar estas dos sustituciones en la ecuación (3.34) se obtiene G 2(1 E n) (3.35) Vemos que E, G y n no son propiedades independientes de un material li- nealmente elástico y, si dos de ellas se conocen, la tercera se puede calcular a partir de la ecuación (3.35). Algunos valores comunes de E, G y n se presentan en la tabla H.2 del apéndice H. Figura 3.28 Geometría de un elemento deformado en cortante puro. secCiÓn 3.6 Relación entre los módulos de elasticidad E y G 253 h h a b b c d a c d b a d h Lbd h (a) (b) (c) –– – 2 –– + 2 –– –– – 4 2 –– –– – 4 2 t t t t p p p p g g g g
- 276. 254 CapÍtulo 3 Torsión Eluso más importante de los ejes circulares es transmitir potencia mecánica de un dispositivo o una máquina a otra, como en el caso del eje impulsor de un automóvil, el eje de la hélice de un barco o el eje de una bicicleta. La potencia se transmite mediante el movimiento rotatorio del eje, y la canti- dad de potencia transmitida depende de la magnitud del par de torsión y de la velocidad de rotación. Un problema común de diseño es determinar el tamaño necesario de un eje tal que transmita una cantidad especificada de potencia a una velocidad rotacional especificada sin sobrepasar los esfuer- zos permisibles para el material. Supongamos que un eje impulsado por un motor (figura 3.29) gira a una velocidad angular v, medida en radianes por segundo (rad/s). El eje transmite un par de torsión T al dispositivo (no se muestra en la figura) que realiza trabajo útil. El par de torsión aplicado por el eje al dispositivo ex- terno tiene el mismo sentido que la velocidad angular v, es decir, su vector apunta hacia la izquierda. Sin embargo, el par de torsión que se muestra en la figura es el par de torsión ejercido sobre el eje por el dispositivo y, por tanto, su vector apunta en la dirección opuesta. En general, el trabajo W realizado por un par de torsión de magnitud constante es igual al producto del par de torsión por el ángulo que gira; es decir, W Tc (3.36) donde c es el ángulo de rotación en radianes. Potencia es la rapidez con que se realiza el trabajo o P d d W t T d d c t (3.37) en donde P es el símbolo para la potencia y t representa el tiempo. La razón de cambio dc/dt del desplazamiento angular c es la velocidad angular v y, por tanto, la ecuación anterior se convierte en (v rad/s) P Tv (3.38) 3.7 TRANSMISIÓN DE POTENCIA POR EJES CIRCULARES Figura 3.29 Eje que transmite un par de torsión T constante a una velocidad angular v. Motor T v
- 277. Esta fórmula, queresulta familiar de la física elemental, da la potencia trans- mitida por un eje rotatorio que transmite un par de torsión constante T. Las unidades que se deben utilizar en la ecuación (3.38) son las si- guientes. Si el par de torsión T se expresa en newtons metro, entonces la potencia se expresa en watts (W). Un watt es igual a un newton metro por segundo (o un joule por segundo). Si T se expresa en libras-pie, entonces la potencia se expresa en pies-libra por segundo.* Con frecuencia la velocidad angular se expresa como la frecuencia f de rotación, que es el número de revoluciones por unidad de tiempo. La unidad de la frecuencia es el hertzio (Hz), que es igual a una revolución por segun- do (s-1 ). Como una revolución es igual a 2π radianes, obtenemos v 2pf (v rad/s, f Hz s 1 ) (3.39) Entonces la expresión para la potencia (ecuación 3.38) se convierte en P 2pfT ( f Hz s 1 ) (3.40) Otra unidad de uso común es el número de revoluciones por minuto (rpm), denotada con la letra n. Por tanto, también tenemos las siguientes relacio- nes: n 60 f (3.41) y P 2p 60 nT (n rpm) (3.42) En las ecuaciones (3.40) y (3.42), las cantidades P y T tienen las mismas unidades que en la ecuación (3.38); es decir, P tiene unidades de watts si T tiene unidades de newtons metro y P tiene unidades de pies-libra por segun- do si T tiene unidades de libras-pie. En la práctica de ingeniería en Estados Unidos, la potencia algunas ve- ces se expresa en caballos de potencia (hp), una unidad igual a 550 ft-lb/s. Por tanto, los caballos de potencia H transmitidos por un eje rotatorio son H 6 2 0 p (5 n 5 T 0) 3 2 3 p ,0 n 0 T 0 (n rpm, T lb-ft, H hp) (3.43) Un caballo de potencia es aproximadamente igual a 746 watts. Las ecuaciones anteriores relacionan el par de torsión que actúa en un eje con la potencia transmitida por éste. Al conocer el par de torsión po- demos determinar los esfuerzos cortantes, las deformaciones unitarias por cortante, los ángulos de torsión y otras cantidades que se deseen mediante los métodos descritos en las secciones 3.2 a 3.5. Los ejemplos siguientes ilustran algunos de los procedimientos para analizar ejes rotatorios. * Consulte la tabla A-1 del apéndice A, para ver las unidades de trabajo y potencia. secCiÓn 3.7 Transmisión de potencia por ejes circulares 255
- 278. 256 CapÍtulo 3 Torsión Ejemplo3.7 Un motor que impulsa un eje sólido circular de acero transmite 40 hp al engrane en B (figura 3.30). El esfuerzo cortante permisible en el acero es 6000 psi. (a) ¿Cuál es el diámetro d requerido para el eje si opera a una velocidad de 500 rpm? (b) ¿Cuál es el diámetro d requerido para el eje si opera a una velocidad de 300 rpm? Solución (a) Motor que opera a 500 rpm. Conociendo la potencia y la velocidad de rotación, podemos encontrar el par de torsión T que actúa sobre el eje empleando la ecuación (3.43). Despejando T en la esa ecuación, obtenemos T 33 2 ,0 p 0 n 0H 3 2 3 p ,0 (5 0 0 0 0 (4 r 0 pm hp ) ) 420.2 lb-ft 5042 lb-in Este par de torsión lo transmite el eje del motor al engrane. El esfuerzo cortante máximo en el eje se puede obtener con la fórmula modifi- cada de la torsión (ecuación 3.12): tmáx p 16 d T 3 Al despejar el diámetro d en esta ecuación y al sustituir tperm con tmáx, obtenemos d3 p 1 t 6 perm T 16 p ( ( 5 6 0 0 4 0 2 0 lb p - s i i n ) ) 4.280 in3 de donde d 1.62 in El diámetro del eje debe tener al menos esta medida para no exceder el esfuerzo cortante permisible. Figura 3.30 Ejemplo 3.7. Eje de acero en torsión. Motor d ω T B
- 279. Ejemplo 3.8 (b) Motoroperando a 300 rpm. Siguiendo el mismo procedimiento que en el inciso (a), obtenemos T 33 2 ,0 p 0 n 0H 2 3 p 3, ( 0 3 0 0 0 0 ( 0 40 rp h m p) ) 70.03 lb-ft 840.3 lb-in d3 p 1 t 6 perm T 16 p (8 ( 4 6 0 0 . 0 3 0 lb p - s i i n ) ) 0.7133 in3 d 0.89 in que es menor que el diámetro determinado en el inciso (a). Este ejemplo ilustra que a mayor velocidad de rotación, menor será el tamaño requerido del eje (para la misma potencia y mismo esfuerzo permisible). Figura 3.30 (Repetida) Un eje sólido de acero ABC con 50 mm de diámetro (figura 3.31a) es impulsada en A por un motor que transmite 50 kW al eje a 10 Hz. Los engranes en B y C impulsan maquinaria que requiere potencia igual a 35 kW y 15 kW, respectivamente. Calcule el esfuerzo cortante máximo tmáx en el eje y el ángulo de torsión fAC entre el motor en A y el engrane en C. (Utilice G = 80 GPa). Figura 3.31 Ejemplo 3.8. Eje de acero en torsión. continúa secCiÓn 3.7 Transmisión de potencia por ejes circulares 257 Motor d ω T B TC = 239 N⋅m C B A 1.0 m 1.2 m TA = 796 N⋅m A B C TB = 557 N⋅m Motor 50 mm ) b ( ) a (
- 280. 258 CapÍtulo 3 Torsión Solución Paresde torsión en el eje. Iniciamos el análisis determinando los pares de tor- sión aplicados al eje por el motor y los dos engranes. Como el motor suministra 50 kW a 10 Hz, crea un par de torsión TA en el extremo A del eje (figura 3.31b) que podemos calcular con la ecuación (3.40): TA 2 P pf 2p 5 ( 0 10 kW Hz) 796 N m De una manera similar, podemos calcular los pares de torsión TB y TC aplicados por los engranes al eje: TB 2 P pf 2p 3 ( 5 1 k 0 W Hz) 557 N m TC 2 P pf 2p 1 ( 5 1 k 0 W Hz) 239 N m Estos pares de torsión se muestran en el diagrama de cuerpo libre del eje (figura 3.31b). Observe que los pares de torsión aplicados por los engranes tienen sentidos opuestos al par de torsión aplicado por el motor. (Si consideramos TA como la “car- ga” aplicada al eje por el motor, entonces los pares de torsión TB y TC son las “reac- ciones” de los engranes). Ahora se determinan (por inspección) los pares de torsión internos en los dos segmentos del eje a partir del diagrama de cuerpo libre de la figura 3.31b: TAB 796 N m TBC 239 N m Los dos pares de torsión internos actúan en el mismo sentido y por lo tanto, los án- gulos de torsión en los segmentos AB y BC son aditivos al determinar el ángulo total de torsión. (Para ser específicos, los dos pares de torsión son positivos de acuerdo con la convención de signos adoptada en la sección 3.4). Esfuerzos cortantes y ángulos de torsión. El esfuerzo cortante y el ángulo de torsión en el segmento AB del eje se determinan de la manera usual con las ecuacio- nes (3.12) y (3.15): tAB 1 p 6T d A 3 B 1 p 6( ( 7 5 9 0 6 m N m m )3 ) 32.4 MPa fAB TA G B I L P AB 0.0162 rad (796 N m)(1.0 m) (80 GPa) 3 p 2 (50 mm)4 Las cantidades correspondientes para el segmento BC son tBC 1 p 6T d B 3 C 1 p 6( ( 2 5 3 0 9 m N m m )3 ) 9.7 MPa fBC TB G C I L P BC 0.0058 rad (239 N m)(1.2 m) (80 GPa) 3 p 2 (50 mm)4 Por tanto, el esfuerzo cortante máximo en el eje se tiene en el segmento AB y es tmáx 32.4 MPa Además, el ángulo total de torsión entre el motor en A y el engrane en C es fAC fAB fBC 0.0162 rad 0.0058 rad 0.0220 rad 1.26° Como se explicó antes, las dos partes del eje giran en el mismo sentido, por lo que sus ángulos de torsión se suman.
- 281. 3.8 ELEMENTOS DE TORSIÓNESTÁTICAMENTE INDETERMINADOS Las barras y los ejes descritos en las secciones anteriores de este capítulo están estáticamente indeterminados debido a que todos los pares de tor- sión internos y todas las reacciones se pueden obtener de diagramas de cuerpo libre y de las ecuaciones de equilibrio. Sin embargo, si se agregan restricciones adicionales a las barras, como soportes fijos, las ecuaciones de equilibrio ya no serán adecuadas para determinar los pares de torsión. Entonces, las barras se clasifican como estáticamente indeterminadas. Los elementos torsionales de este tipo se pueden analizar complementando las ecuaciones de equilibrio con ecuaciones de compatibilidad relativas a los desplazamientos rotacionales. De esta manera, el método general para analizar elementos torsionales estáticamente indeterminados es el mismo que se describió en la sección 2.4 para barras estáticamente indeterminadas con cargas axiales. El primer paso en el análisis es escribir ecuaciones de equilibrio, que se obtienen de diagramas de cuerpo libre de la situación física dada. Las cantidades desconocidas en las ecuaciones de equilibrio son los pares de torsión, ya sea internos o de reacciones. El segundo paso en el análisis es formular ecuaciones de compatibi- lidad, con base en las condiciones físicas relativas a los ángulos de torsión. Como consecuencia, las ecuaciones de compatibilidad contienen ángulos de torsión como incógnitas. El tercer paso es relacionar los ángulos de torsión con los pares de torsión mediante relaciones par de torsión-desplazamiento, como f = TL/GIP. Después de introducir estas relaciones en las ecuaciones de com- patibilidad, también se convierten en ecuaciones que contienen pares de tor- sión como incógnitas. Por tanto, el último paso es obtener los pares de torsión desconocidos y resolver de manera simultánea las ecuaciones de equilibrio y compatibilidad. Para ilustrar el método de solución. Analizaremos la barra compuesta AB que se muestra en la figura 3.32a. La barra está sujeta a un soporte fijo en el extremo A y cargada por un par de torsión T en el extremo B. Además, la barra consiste de dos partes: una barra sólida y un tubo (figuras 3.32b y c), con la barra sólida y el tubo unidos a una placa extrema rígida en B. Por conveniencia, identificaremos la barra sólida y el tubo (y sus pro- piedades) con los números 1 y 2, respectivamente. Por ejemplo, el diámetro de la barra sólida se denota d1 y el diámetro exterior del tubo se denota d2. Existe un espacio libre entre la barra y el tubo, por tanto el diámetro interior del tubo es ligeramente mayor que el diámetro d1 de la barra. Al aplicar un par de torsión T a la barra compuesta, la placa extrema gira un ángulo pequeño f (figura 3.32c) y se desarrollan los pares de torsión T1 y T2 en la barra sólida y el tubo, respectivamente (figuras 3.32d y e). Del equilibrio sabemos que la suma de estos pares de torsión es igual a la carga aplicada, por tanto la ecuación de equilibrio es T1 T2 T (a) Como esta ecuación contiene dos incógnitas (T1 y T2), reconocemos que la barra compuesta está estáticamente indeterminada. Figura 3.32 Barra estáticamente indeterminada en torsión. secCiÓn 3.8 Elementos de torsión estáticamente indeterminados 259 (a) (c) (b) A B T L Barra (1) Tubo (2) Tubo (2) Barra (1) Placa extrema A B T (e) Tubo (2) A B 1 T2 T1 d2 (d) Barra (1) A B 2 d1 d1 d2 f f f FIG. 3-32
- 282. 260 CapÍtulo 3 Torsión Paraobtener una segunda ecuación debemos considerar los desplaza- mientos rotacionales tanto de la barra sólida como del tubo. Si denotamos el ángulo de torsión de la barra sólida (figura 3.32d) con f1 y el ángulo de torsión del tubo con f2 (figura 3.32e). Estos ángulos de torsión deben ser iguales en virtud de que la barra y el tubo están unidos firmemente a la placa extrema y giran con ella; en consecuencia, la ecuación de compatibilidad es f1 f2 (b) Los ángulos f1 y f2 están relacionados con los pares de torsión T1 y T2 por las relaciones par de torsión-desplazamiento, que en el caso de materiales linealmente elásticos se obtienen de la ecuación f = TL/GIP. Por tanto, f1 G T 1 1 I L P1 f2 G T 2 2 I L P2 (c,d) en donde G1 y G2 son los módulos de elasticidad en cortante de los ma- teriales e IP1 e IP2 son los momentos polares de inercia de las secciones transversales. Al sustituir las expresiones anteriores para f1 y f2 en la ecuación (b), la ecuación de compatibilidad se convierte en G T 1 1 I L P1 G T 2 2 I L P2 (e) Ahora tenemos dos ecuaciones (ecuaciones a y e) con dos incógnitas, por lo que podemos despejar de ellas los pares de torsión T1 y T2. Los resul- tados son T1 T G1IP G 1 1IP G 1 2IP2 T2 T G1IP G 1 2IP G 2 2IP2 (3.44a,b) Conociendo estos pares de torsión, la parte esencial del análisis estática- mente indeterminado está completa; ahora todas las otras ecuaciones, como los esfuerzos y los ángulos de torsión, se pueden determinar a partir de los pares de torsión. Mediante el análisis anterior se ilustra la metodología general para ana- lizar un sistema en torsión estáticamente indeterminado. En el siguiente ejemplo se utiliza el mismo enfoque para analizar una barra que está fija contra la rotación en los dos extremos. En el ejemplo y en los problemas, suponemos que las barras están hechas de materiales linealmente elásticos. Sin embargo, la metodología general también se aplica a barras de materiales no lineales, el único cambio es en las relaciones par de torsión-desplaza- miento.
- 283. Ejemplo 3.9 La barraACB que se muestren en las figuras 3-33a y b está fija en los dos extremos y cargada por un par de torsión T0 en el punto C. Los segmentos AC y CB de la barra tienen diámetros dA y dB, longitudes LA y LB y momentos polares de inercia IPA e IPB, respectivamente. El material de la barra es el mismo en los dos segmentos. Obtenga fórmulas para (a) los pares de torsión reactivos TA y TB en los extre- mos, (b) los esfuerzos cortantes máximos tAC y tCB en cada segmento de la barra y (c) el ángulo de rotación fC en la sección transversal donde se aplica la carga T0. Solución Ecuación de equilibrio. La carga T0 produce reacciones TA y TB en los extremos de la barra, como se muestra en las figuras 3.33a y b. Por tanto, del equilibrio de la barra obtenemos TA TB T0 (f) Dado que hay dos incógnitas en esta ecuación (y ninguna otra ecuación útil de equi- librio), la barra es estáticamente indeterminada. Ecuación de compatibilidad. Ahora separamos la barra de su soporte en el ex- tremo B y obtenemos una barra que está fija en el extremo A y libre en el extremo B (figuras 3.33c y d). Cuando la carga T0 actúa sola (figura 3.33c), produce un ángulo de torsión en el extremo B que denotamos f1. De manera similar, cuando el par de tor- sión reactivo TB actúa solo, produce un ángulo f2 (figura 3.33d). El ángulo de torsión en el extremo B en la barra original, igual a la suma de f1 y f2, es cero. Por tanto, la ecuación de compatibilidad es f1 f2 0 (g) Observe que f1 y f2 se suponen positivos en el sentido que se muestra en la figura. Ecuaciones par de torsión-desplazamiento. Los ángulos de torsión f1 y f2 se pueden expresar en términos de los pares de torsión T0 y TB con referencia a las figuras 3.33c y d, y utilizando la ecuación f = TL/GIP. Las ecuaciones son las siguientes: f1 T G 0 I L P A A f2 T G B I L PA A T G B I L PB B (h,i) El signo de menos aparece en la ecuación (i) debido a que TB produce una rotación con sentido opuesto al sentido positivo de f2 (figura 3.33d). Ahora sustituimos los ángulos de torsión (ecuaciones h e i) en la ecuación de compatibilidad (ecuación g) y obtenemos T G 0 I L P A A T G B I L PA A T G B I L PB B 0 o T I B P L B B T0LA IPA TBLA IPA ( j) Figura 3.33 Ejemplo 3.9. Barra estáticamente indeterminada en torsión. secCiÓn 3.8 Elementos de torsión estáticamente indeterminados 261 (a) (b) (c) (d) A A B C C IPA IPB TB TB TA TA dA dB T0 T0 A B C T0 LA LB L 1 A B C 2 B TB f f
- 284. 262 CapÍtulo 3 Torsión Soluciónde ecuaciones. En la ecuación anterior se puede despejar el par de torsión TB, que luego se puede sustituir en la ecuación de equilibrio (ecuación f) para obtener el par de torsión TA. Los resultados son TA T0 TB T0 LAIPB LBIPA LAIPB LBIPA LBIPA LAIPB (3.45a,b) Por tanto, hemos determinado los pares de torsión reactivos en los extremos de la barra y la parte estáticamente indeterminada del análisis está completa. Como un caso especial, observe que si la barra es prismática (IPA = IPB = IP) los resultados anteriores se simplifican a TA TB T0LA L T0LB L (3.46a,b) donde L es la longitud total de la barra. Estas ecuaciones son análogas a las de las reacciones de una barra cargada axialmente con extremos fijos (consulte las ecua- ciones 2.9a y b). Esfuerzos cortantes máximos. Los esfuerzos cortantes máximos en cada parte de la barra se obtienen directamente de la fórmula de la torsión: tAC T 2 A IP d A A tCB T 2 B IP d B B Sustituyendo las ecuaciones (3.45a) y (3.45b) en la ecuación anterior da tAC tCB (3-47a,b) T0LAdB 2(LBIPA LAIPB) T0LB dA 2(LBIPA LAIPB) (3.47a,b) Comparando el producto LBdA con el producto LAdB, podemos determinar de inme- diato cuál segmento de la barra tiene el esfuerzo mayor. Ángulo de rotación. El ángulo de rotación fC en la sección C es igual al ángulo de torsión de cualquier segmento de la barra, puesto que los dos giran el mismo ángulo en la sección C. Por tanto, obtenemos fC T0LALB G(LBIPA LAIPB) TB LB GIPB TALA GIPA (3.48) En el caso especial de una barra prismática (IPA = IPB = IP), el ángulo de rotación en la sección donde se aplica la carga es fC T0LALB GLIP (3.49) Este ejemplo ilustra el análisis de una barra estáticamente indeterminada y también las técnicas para determinar esfuerzos y ángulos de rotación. Además, ob- serve que los resultados obtenidos en este ejemplo son válidos para una barra que consiste de segmentos sólidos o tubulares.
- 285. 3.9 ENERGÍA DE DEFORMACIÓNEN TORSIÓN Y CORTANTE PURO Cuando se aplica una carga a una estructura, la carga realiza trabajo y en la estructura se desarrolla una energía de deformación, como se describió con detalle en la sección 2.7 para una barra sometida a cargas axiales. En esta sección utilizaremos los mismos conceptos básicos para determinar la energía de deformación de una barra en torsión. Considere una barra prismática AB en torsión pura ante la acción de un par de torsión T (figura 3.34). Cuando la carga se aplica estáticamente, la barra se tuerce y el extremo libre gira un ángulo f. Si suponemos que el material de la barra es linealmente elástico y que obedece la ley de Hooke, entonces la relación entre el par de torsión aplicado y el ángulo de torsión también será lineal, como se muestra en el diagrama par de torsión-rotación de la figura 3.35 y como se da por la ecuación f = TL/GIP. El trabajo W realizado por el par de torsión conforme gira a través del ángulo f es igual al área debajo de la línea par de torsión-rotación OA, es decir, es igual al área del triángulo sombreado en la figura 3.35.Además, del principio de conservación de la energía sabemos que la energía de deforma- ción de la barra es igual al trabajo realizado por la carga, siempre que no se gane o pierda energía en forma de calor. Por tanto, obtenemos la siguiente ecuación para la energía de deformación U de la barra: U W T 2 G (3.50) Esta ecuación es análoga a la ecuación U = W = Pd/2 para una barra so- metida a una carga axial (consulte la ecuación 2.35). Utilizando la ecuación f = TL/GIP, podemos expresar la energía de deformación en las siguientes formas: U GI 2 P L f2 U 2 T G 2 L IP (3.51a,b) La primera expresión está en términos de la carga y la segunda en términos del ángulo de torsión. Una vez más, observe la analogía con las ecuaciones correspondientes para una barra con una carga axial (consulte las ecuacio- nes 2.37a y b). La unidad SI para el trabajo y la energía es el joule (J), que es igual a un newton metro (1 J = 1 N ∙ m). La unidad inglesa básica es el pie-libra (ft-lb), pero es común emplear otras unidades similares, como la pulgada- libra (in-lb) y pulgada-kip (in-k). Torsión no uniforme Si una barra se somete a una torsión no uniforme (descrita en la sección 3.4), necesitamos fórmulas adicionales para la energía de deformación. En los casos en que la barra consista en segmentos prismáticos con par de tor- sión constante en cada segmento (consulte la figura 3.14 de la sección 3.4), Figura 3.34 Barra prismática en torsión pura. Figura 3.35 Diagrama par de torsión- rotación para una barra en torsión pura (material linealmente elástico). secCiÓn 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 263 B T A L f T A O T 2 U = W = Par de torsión Ángulo de rotación f f
- 286. 264 CapÍtulo 3 Torsión podemosdeterminar la energía de deformación de cada segmento y luego sumarlas para obtener la energía total de la barra: U n i 1 Ui (3.52) en donde Ui es la energía de deformación del segmento i y n es el número de segmentos. Por ejemplo, si utilizamos la ecuación (3.51a) para obtener las energías de deformación individuales, la ecuación anterior se transforma en U n i 1 Ti 2 Li 2Gi(IP)i (5.53) en donde Ti es el par de torsión interno en el segmento i y Li, Gi e (IP)i son las propiedades torsionales del segmento. Si la sección transversal de la barra o el par de torsión interno varía a lo largo del eje, como se ilustra en las figuras 3.15 y 3.16 de la sección 3.4, podemos obtener la energía de deformación total determinando primero la energía de deformación de un elemento y luego integrando a lo largo del eje. Para un elemento con longitud dx, la energía de deformación es (con- sulte la ecuación 3.51a) dU [ 2 T G (x I ) P ] ( 2 x d ) x en donde T(x) es el par de torsión interno que actúa sobre el elemento e IP(x) es el momento polar de inercia de la sección transversal en el elemento. Por tanto, la energía de deformación total de la barra es U L 0 [ 2 T G (x I ) P ] ( 2 x d ) x (3-54) De nuevo deben observarse las similitudes de las expresiones para la ener- gía de deformación en torsión y carga axial (compare las ecuaciones 3.53 y 3.54 con las ecuaciones 2.40 y 2.41 de la sección 2.7). El empleo de las ecuaciones anteriores para torsión no uniforme se ilustra en los ejemplos que siguen. En el ejemplo 3.10 la energía de defor- mación se determina para una barra en torsión pura con segmentos prismá- ticos y en los ejemplos 3.11 y 3.12 se determina la energía de deformación para barras con pares de torsión variables y dimensiones de sus secciones transversales variables. Además, en el ejemplo 3.12 se muestra cómo en condiciones muy li- mitadas el ángulo de torsión de una barra se puede determinar a partir de su energía de deformación. (Para un análisis más detallado de este método, incluyendo sus limitaciones, consulte la subsección “Desplazamientos cau- sados por una sola carga” en la sección 2.7). Limitaciones Al evaluar la energía de deformación debemos tener en cuenta que las ecua- ciones deducidas en esta sección sólo se aplican a barras de materiales li- nealmente elásticos con ángulos de torsión pequeños. Además, debemos recordar la observación importante enunciada previamente en la sección 2.7: la energía de deformación de una estructura que soporta más de una carga no se puede obtener sumando las energías de deformación obtenidas
- 287. para las cargasindividuales que actúan por separado. Esta observación se demuestra en el ejemplo 3.10. Densidad de energía de deformación en cortante puro Como los elementos individuales de una barra en torsión se someten a es- fuerzos en cortante puro, es útil obtener expresiones para la energía de de- formación asociada con los esfuerzos cortantes. Iniciamos el análisis consi- derando un elemento pequeño de material sometido a esfuerzos cortantes t sobre sus caras laterales (figura 3.36a). Por conveniencia supondremos que la cara anterior del elemento es cuadrada, con cada lado de longitud h. Si bien la figura muestra sólo una vista bidimensional del elemento, reconoce- mos que el elemento en realidad es tridimensional con espesor t perpen dicular al plano de la figura. Ante la acción de los esfuerzos cortantes, el elemento se distorsiona de manera tal que la cara anterior se convierte en un rombo. Como se muestra en la figura 3.36b. El cambio de ángulo en cada esquina del elemento es la deformación unitaria por cortante g. Las fuerzas cortantes V que actúan sobre las caras laterales del elemen- to (figura 3.36c) se determinan multiplicando los esfuerzos por las áreas ht sobre las que actúan: V tht (a) Estas fuerzas realizan trabajo conforme el elemento se deforma desde su forma inicial (figura 3.36a) hasta forma distorsionada (figura 3.36b). Para calcular este trabajo necesitamos determinar las distancias relativas a través de las cuales se mueven se las fuerzas cortantes. Esta tarea se facilita si el elemento en la figura 3.36c se gira como un cuerpo rígido hasta que dos de sus caras sean horizontales, como en la figura 3.36d. Durante la rotación Figura 3.36 Elemento en cortante puro. secCiÓn 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 265 ) b ( ) a ( (c) (d) h h V V V V V V V V –– – 2 –– – 2 t t t t g g p d t p g t t
- 288. 266 CapÍtulo 3 Torsión decuerpo rígido, el trabajo neto realizado por las fuerzas V es cero debido a que éstas ocurren en pares que forman dos pares iguales y opuestos. Como se puede observar en la figura 3.36d, la cara superior del elemen- to se desplaza de forma horizontal a través de una distancia d (con respecto a la cara inferior) conforme la fuerza cortante aumenta gradualmente de cero a su valor final V. El desplazamiento d es igual al producto de la defor- mación unitaria por cortante g (que es un ángulo pequeño) y la dimensión vertical del elemento: d gh (b) Si suponemos que el material es linealmente elástico y que obedece la ley de Hooke, entonces el trabajo realizado por las fuerzas V es igual a Vd/2, que también es la energía de deformación almacenada en el elemento: U W V 2 d (c) Observe que las fuerzas que actúan sobre las caras del elemento (figura 3.36d) no se mueven a lo largo de sus líneas de acción, de aquí que no rea- licen trabajo. Sustituyendo las ecuaciones (a) y (b) en la ecuación (c), obtenemos la energía de deformación total del elemento: U tgh2 t 2 Como el volumen del elemento es h2 t, la densidad de la energía de defor- mación u (es decir, la energía de deformación por unidad de volumen) es u t 2 g (d) Por último, sustituimos la ley de Hooke en cortante (t = Gg) y obtenemos las siguientes ecuaciones para la densidad de la energía de deformación en cortante puro: u G 2 g2 u 2 t G 2 (3.55a,b) Estas ecuaciones son similares en forma a las del esfuerzo uniaxial (consul- te las ecuaciones 2.44a y b de la sección 2.7). La unidad SI para la energía de deformación es el joule por metro cú- bico (J/m3 ) y la unidad inglesa es la pulgada-libra por pulgada cúbica (u otras unidades similares). Como estas unidades son las mismas que para el esfuerzo, también podemos expresar la densidad de la energía de deforma- ción en pascales (Pa) o libras por pulgada cuadrada (psi). En la sección siguiente (sección 3.10) utilizaremos la ecuación para la densidad de la energía de deformación en términos del esfuerzo cortante (ecuación 3.55a) para determinar el ángulo de torsión de un tubo de pared delgada con forma arbitraria en su sección transversal.
- 289. Ejemplo 3.10 Una barracircular sólida AB con longitud L está fija en un extremo y libre en el otro (figura 3.37). Se deben considerar tres condiciones diferentes de carga: (a) par de torsión Ta que actúa en el extremo libre; (b) par de torsión Tb que actúa en el punto medio de la barra y (c) pares de torsión Ta y Tb que actúa de manera simultánea. Para cada caso de carga, obtenga una fórmula para la energía de deformación almacenada en la barra. Luego evalúe la energía de deformación para los datos si- guientes: Ta = 100 N∙m, Tb = 150 N∙m, L = 1.6 m, G = 80 GPa e IP = 79.52 × 103 mm4 . Solución (a) Par de torsión Ta que actúan en el extremo libre (figura 3.37a). En este caso la energía de deformación se obtiene directamente con la ecuación (3.51a): Ua 2 T G 2 aL IP (e) (b) Par de torsión Tb que actúa en el punto medio de la barra (figura 3.37b). Cuando el par de torsión actúa en el punto medio, aplicamos la ecuación (3.51a) al segmento AC de la barra: Ub T 2 b 2 ( G L I / P 2) 4 T G b 2 L IP (f) (c) Pares de torsión Ta y Tb que actúan simultáneamente (figura 3.37c). Cuando las dos cargas actúan sobre la barra, el par de torsión en el segmento CB es Ta y el par de torsión en el segmento AC es Ta + Tb. Por tanto, la energía de deformación (de la ecuación 3.53) es Uc n i 1 2G Ti 2 ( L IP i )i T 2 a 2 ( G L I / P 2) Tb 2 L 4GIP TaTbL 2GIP Ta 2 L 2GIP (Ta Tb)2 (L/2) 2GIP (g) Al comparar las ecuaciones (e), (f) y (g) se tiene que la energía de deformación producida por las dos cargas actuando simultáneamente no es igual a la suma de las energías de deformación producidas por las cargas actuando por separado. Como se destacó en la sección 2.7, la razón es que la energía de deformación es una función cuadrática de las cargas, no una función lineal. (d) Resultados numéricos. Al sustituir los datos dados en la ecuación (e), ob- tenemos Ua 2 T G a 2 L IP 1.26 J (100 N m)2 (1.6 m) 2(80 GPa)(79.52 103 mm4 ) Recuerde que un joule es igual un newton metro (1 J = 1 N ∙ m). Continuando de la misma manera para las ecuaciones (f) y (g), obtenemos Ub 1.41 J Uc 1.26 J 1.89 J 1.41 J 4.56 J Observe que el término medio, que comprende el producto de las dos cargas, contri- buye de manera significativa a la energía de deformación y no se puede ignorar. (c) Ta Tb Tb A B (b) (a) L A C B A C B Ta L — 2 L — 2 L — 2 Figura 3.37 Ejemplo 3.10. Energía de deformación producida por dos cargas. secCiÓn 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 267
- 290. 268 CapÍtulo 3 Torsión Ejemplo3.11 Una barra prismática AB, fija en un extremo y libre en el otro, está cargada por un par de torsión distribuido, con intensidad constante t por unidad de distancia a lo largo del eje de la barra (figura 3.38). (a) Deduzca una fórmula para la energía de deformación de la barra. (b) Evalúe la energía de deformación de un eje hueco empleado para perforar en el suelo si los datos son los siguientes: t = 480 lb-in/in, L = 12 ft, G = 11.5 3 106 psi e IP = 17.18 in4 . Solución (a) Energía de deformación de la barra. El primer paso en la solución es deter- minar el par de torsión interno T(x) que actúa a una distancia x desde el extremo libre de la barra (figura 3.38). Este par de torsión interno es igual al par de torsión total que actúa sobre la parte de la barra entre x = 0 y x = x. Este último par de torsión es igual a la intensidad t del par de torsión por la distancia x sobre la que actúa: T(x) tx (h) Sustituyendo en la ecuación (3.54), obtenemos U L 0 [T 2 (x G )] I 2 P dx 2G 1 IP L 0 (tx)2 dx 6 t G 2 L I 3 P (3.56) Esta expresión da la energía de deformación total almacenada en la barra. (b) Resultados numéricos. Para evaluar la energía de deformación del eje hueco sustituimos los datos dados en la ecuación (3.56): U 6 t G 2 L I 3 P 580 in-lb (480 lb-in/in)2 (144 in)3 6(11.5 106 psi)(17.18 in4 ) Este ejemplo ilustra el uso del proceso de integración para evaluar la energía de deformación de una barra sometida a un par de torsión distribuido. Figura 3.38 Ejemplo 3.11. Energía de deformación producida por un par de torsión distribuido. x L dx t B A
- 291. Ejemplo 3.12 Una barraahusada en voladizo AB con sección transversal circular sólida está so- portada en el extremo derecho y cargada por un par de torsión T en el otro extremo (figura 3.39). El diámetro de la barra varía linealmente de dA en el extremo izquierdo a dB en el extremo derecho. Determine el ángulo de rotación fA en el extremo A de la barra igualando la energía de deformación con el trabajo realizado por la carga. Solución Del principio de conservación de la energía sabemos que el trabajo realizado por el par de torsión aplicado es igual a la energía de deformación de la barra; por tanto, W = U. El trabajo está dado por la ecuación W Tf 2 A (i) y la energía de deformación U se puede determinar con la ecuación (3.54). Para utilizar la ecuación (3.54), necesitamos expresiones para el par de torsión T(x) y el momento polar de inercia IP(x). El par de torsión es constante a lo largo del eje de la barra e igual a la carga T, y el momento polar de inercia es IP(x) 3 p 2 d(x) 4 en donde d(x) es el diámetro de la barra a una distancia x desde el extremo A. De la geometría de la figura observamos que d(x) dA dB L dA x (j) y, por tanto, IP(x) 3 p 2 dA dB L dA x 4 (k) Ahora podemos sustituir en la ecuación (3.54), como sigue: U L 0 [ 2 T G (x I ) P ] ( 2 x d ) x 1 p 6 G T2 L 0 dx dA dB L dA x 4 La integral en esta expresión se puede integrar con ayuda de una tabla de integrales (consulte el apéndice C). Sin embargo, ya evaluamos esta integral en el ejemplo 3.5 de la sección 3.4 (consulte la ecuación g de ese ejemplo) y determinamos que L 0 3(dB L dA) d 1 3 A d 1 3 B dx dA dB L dA x 4 4 continúa Figura 3.39 Ejemplo 3.12. Barra ahusada en torsión. L d(x) dA dx A T B x dB A f secCiÓn 3.9 Energía de deformación en torsión y cortante puro 269
- 292. 270 CapÍtulo 3 Torsión Portanto, la energía de deformación de la barra ahusada es U 3pG 1 ( 6 d T B 2 L dA) d 1 3 A d 1 3 B (3.57) Igualando la energía de deformación con el trabajo del par de torsión (ecua- ción i) y despejando fA, obtenemos fA 3pG 3 (d 2 B TL dA) d 1 3 A d 1 3 B (3.58) Esta ecuación, que es igual a la ecuación (3.26) del ejemplo 3.5 de la sección 3.4, da el ángulo de rotación en el extremo A de la barra ahusada. Observe en especial que el método empleado en este ejemplo para encontrar el ángulo de rotación sólo es adecuado cuando la barra se somete a una sola carga y luego sólo cuando el ángulo deseado corresponde a esa carga. De lo contrario, debemos encontrar los desplazamientos angulares por los métodos usuales descritos en las secciones 3.3, 3.4 y 3.8. 3.10 TUBOS DE PARED DELGADA La teoría de la torsión descrita en las secciones anteriores se aplica a barras sólidas o huecas con secciones transversales circulares. Las formas circu- lares son las más eficientes para resistir torsión y en consecuencia son las de uso más común. Sin embargo, en estructuras de peso ligero, como aero- naves y naves espaciales, con frecuencia se requieren elementos tubulares de pared delgada con secciones transversales no circulares para resistir la torsión. En esta sección analizaremos elementos estructurales de este tipo. Para obtener fórmulas que se puedan aplicar a una variedad de formas, consideremos un tubo de pared delgada con sección transversal arbitraria (figura 3.40a). El tubo tiene forma cilíndrica, es decir, todas las secciones transversales son idénticas y el eje longitudinal es una línea recta. El espesor t de la pared no necesariamente es constante sino que puede variar alrededor de la sección transversal. Sin embargo, debe ser pequeño en comparación con el diámetro total del tubo. El tubo se somete a torsión pura por pares de torsión T que actúan en los extremos. Esfuerzos cortantes y flujo cortante Los esfuerzos cortantes t que actúan sobre una sección transversal del tubo se representan en la figura 3.40b, en donde se muestra un elemento del tubo cortado entre dos secciones transversales que está separadas una distancia dx. Los esfuerzos actúan paralelos a los límites de la sección transversal y “fluyen” alrededor de ésta. La intensidad de los esfuerzos varía tan ligera- mente a través del espesor del tubo (debido a que el tubo se supone delgado) que podemos suponer que t es constante en esa dirección. Sin embargo, si el espesor t no es constante, los esfuerzos variarán en intensidad conforme
- 293. se va alrededorde la sección transversal, y se debe determinar la manera en que varían a partir del equilibrio. Para determinar la magnitud de los esfuerzos cortantes consideraremos un elemento rectangular abcd obtenido haciendo dos cortes longitudinales ab y cd (figuras 3.40a y b). Este elemento está aislado del cuerpo libre en la figura 3.40c. Actuando sobre la cara transversal bc están los esfuerzos cortantes t que se muestran en la figura 3.40b. Suponemos que éstos varían en intensidad al moverse a lo largo de la sección transversal de b a c; por lo tanto, el esfuerzo cortante en b lo denotamos tb y el esfuerzo en c lo denota- mos tc (consulte la figura 3.40c). Como sabemos del equilibrio, esfuerzos idénticos actúan en la direc- ción opuesta sobre la cara transversal opuesta ad y esfuerzos cortantes con la misma magnitud también actúan sobre las caras longitudinales ab y cd. Por tanto, los esfuerzos cortantes que actúan sobre las caras ab y cd son iguales a tb y tc, respectivamente. Los esfuerzos que actúan sobre las caras longitudinales ab y cd produ- cen fuerzas Fb y Fc (figura 3.40d). Estos factores se obtienen multiplicando los esfuerzos por las áreas sobre las que actúan: Fb tbtbdx Fc tctcdx en donde tb y tc representan los espesores del tubo en los puntos b y c, res- pectivamente (figura 3.40d). b b b T a d c b dx y z dx x O L T T t x (a) ) d ( ) c ( ) b ( a d c b Fb F1 a b d c a b tb tc d c F1 Fc T c t c t c t t t t t Figura 3.40 Tubo de pared delgada con forma transversal arbitraria. secCiÓn 3.10 Tubos de pared delgada 271
- 294. 272 CapÍtulo 3 Torsión Además,las fuerzas F1 se producen por los esfuerzos que actúan sobre las caras bc y ad. Del equilibrio del elemento en la dirección longitudinal (la dirección x), observamos que Fb = Fc, o tbtb tctc En virtud de que las ubicaciones de los cortes longitudinales ab y cd se seleccionaron arbitrariamente, se deduce de la ecuación anterior que el pro- ducto del esfuerzo cortante t por el espesor t del tubo es el mismo en cada punto en la sección transversal. Este producto se conoce como flujo cortan- te y se denota con la letra f: f t t constante (3.59) Esta relación muestra que el esfuerzo cortante máximo ocurre donde el es- pesor del tubo es menor, y viceversa. En regiones donde el espesor es cons- tante, el esfuerzo cortante es constante. Observe que el flujo cortante es la fuerza cortante por unidad de distancia a lo largo de la sección transversal. Fórmula de la torsión para tubos de pared delgada El siguiente paso en el análisis es relacionar el flujo cortante f (y de aquí el esfuerzo cortante t) con el par de torsión T que actúa sobre el tubo. Para ese fin, examinemos la sección transversal del tubo, como se representa en la figura 3.41. La línea central (también llamada línea mediana o línea me- dia) de la pared del tubo se muestra como una línea discontinua en la figura. Consideramos un elemento de área con longitud ds (medida a lo largo de la línea central) y espesor t. La distancia s que define la ubicación del ele- mento se mide a lo largo de la línea central desde algún punto de referencia elegido arbitrariamente. La fuerza cortante total que actúa sobre el elemento de área es fds y el momento de esta fuerza con respecto a cualquier punto O dentro del tubo es dT rfds en donde r es la distancia perpendicular desde el punto O hasta la línea de acción de la fuerza fds. (Observe que la línea de acción de la fuerza fds es tangente a la línea central de la sección transversal en el elemento ds). El par de torsión total T producido por los esfuerzos cortantes se obtiene integran- do a lo largo de la línea central de la sección transversal: T f Lm 0 r ds (a) en donde Lm denota la longitud hasta la línea central. La integral en la ecuación (a) puede ser difícil de resolver mediante me- dios matemáticos formales, pero por fortuna se puede evaluar con facilidad dándole una interpretación geométrica simple. La cantidad rds representa el doble del área del triángulo sombreado que se muestra en la figura 3.41. (Observe que el triángulo tiene una longitud en su base ds y una altura igual Figura 3.41 Sección transversal de un tubo de pared delgada. O r t s ds f ds
- 295. a r). Portanto, la integral representa dos veces el área Am contenida hasta la línea central de la sección transversal: Lm 0 r ds 2Am (b) De la ecuación (a) se deduce que T = 2fAm y por tanto el flujo cortante es f 2A T m (3.60) Ahora podemos eliminar el flujo cortante f entre las ecuaciones (3.59) y (3.60) y obtener una fórmula de torsión para tubos de pared delgada: t 2t T Am (3.61) Como t y Am son propiedades de la sección transversal, el esfuerzo cortante t se puede calcular con la ecuación (3.61) para cualquier tubo de pared delgada sometido a un par de torsión T conocido. (Recordatorio: el área Am es el área contenida hasta la línea central, no es el área de la sección transversal del tubo). Para ilustrar el uso de la fórmula de la torsión, considere un tubo circu lar de pared delgada (figura 3.42) con espesor t y radio r hasta la línea central. El área contenida hasta la línea central es Am pr2 (3.62) y por tanto el esfuerzo cortante (constante alrededor de la sección transver- sal) es t 2p T r2 t (3.63) Esta fórmula concuerda con el esfuerzo obtenido con la fórmula estándar de la torsión (ecuación 3.11) cuando la fórmula estándar se aplica a un tubo circular con paredes delgadas empleando la expresión aproximada Ip ≈ 2πr3 t para el momento polar de inercia (ecuación 3.18). Como segunda ilustración, considere un tubo rectangular de pared delgada (figura 3.43) que tiene espesor t1 en sus lados y espesor t2 en sus partes superior e inferior. Además, la altura y el ancho (medidos hasta la línea central de la sección transversal) son h y b, respectivamente. El área dentro de la línea central es Am bh (3.64) y, por tanto, los esfuerzos cortantes en los lados vertical y horizontal, res- pectivamente, son tvert 2t T 1bh thoriz 2t T 2bh (3.65a,b) Si t2 es mayor que t1, el esfuerzo cortante máximo ocurrirá en los lados verticales de la sección transversal. r t Figura 3.42 Tubo circular de pared delgada. Figura 3.43 Tubo rectangular de pared delgada. secCiÓn 3.10 Tubos de pared delgada 273 t1 h t1 t2 t2 b
- 296. 274 CapÍtulo 3 Torsión Energíade deformación y constante de torsión La energía de deformación de un tubo de pared delgada se puede determinar primero encontrando la energía de deformación de un elemento y luego integrando sobre todo el volumen de la barra. Considere un elemento del tubo con área t ds en la sección transversal (consulte el elemento en la figu ra 3.41) y longitud dx (consulte el elemento en la figura 3.40). El volumen del elemento, que tiene forma similar al elemento abcd que se muestra en la figura 3.40a, es t ds dx. Como los elementos del tubo están en cortante puro, la densidad de la energía de deformación del elemento es t2 /2G, como se da en la ecuación (3.55a). La energía de deformación total del elemento es igual a la densidad de la energía de deformación total por el volumen: dU 2 t G 2 tds dx t 2 2 G t2 d t s dx 2 f G 2 d t s dx (c) en donde reemplazamos tt con el flujo de cortante f (una constante). La energía de deformación total del tubo se obtiene integrando dU so- bre todo el volumen del tubo, es decir, ds se integra de 0 a Lm alrededor de la línea central y dx se integra a lo largo del eje del tubo de 0 a L, donde L es la longitud. Por tanto, U dU 2 f G 2 Lm 0 d t s L 0 dx (d) Observe que el espesor t puede variar alrededor de la línea central y debe permanecer con ds bajo el signo de integración. Como la última integral es igual a la longitud L del tubo, la ecuación para la energía de deformación se convierte en U f 2 2 G L Lm 0 d t s (e) Sustituyendo el flujo de cortante dado en la ecuación (3.60), obtenemos U Lm 0 d t s T2 L 8GA2 m (3.66) como la ecuación para la energía de deformación del tubo en términos del par de torsión T. La expresión anterior para la energía de deformación se puede escri- bir en forma más simple introduciendo una propiedad nueva de la sección transversal, llamada constante de torsión. Para un tubo de pared delgada, la constante de torsión (denotada con la letra J) se define así: J 4A2 m ______ Lm 0 d t s (3.67) Con esta notación, la ecuación para la energía de deformación (ecuación 3.66) se convierte en
- 297. U 2 T G 2 L J (3.68) que tienela misma forma que la ecuación para la energía de deformación en una barra circular (consulte la ecuación 3.51a). La única diferencia es que la constante de torsión J ha reemplazado al momento polar de inercia IP. Observe que la constante de torsión tiene unidades de longitud a la cuarta potencia. En el caso especial de una sección transversal con espesor constante t, la expresión para J (ecuación 3.67) se simplifica a J 4 L tA m 2 m (3.69) Para cada forma de sección transversal, podemos evaluar J con la ecuación (3.67) o bien con la ecuación (3.69). Como ejemplo, considere de nuevo el tubo circular de pared delga- da de la figura 3.42. Como el espesor es constante utilizamos la ecuación (3.69) y sustituimos Lm = 2πr y Am = πr2 ; el resultado es J 2pr3 t (3.70) que es la expresión apropiada para el momento polar de inercia (ecua ción 3.18). Así, en el caso de un tubo circular de pared delgada, el momento polar de inercia es igual a la constante de torsión. Como segunda ilustración, utilizaremos el tubo rectangular de la figu- ra 3.43. Para esta sección transversal tenemos Am = bh. Además, la integral en la ecuación (3.67) es Lm 0 d t s 2 h 0 d t1 s 2 b 0 d t2 s 2 t h 1 t b 2 Por tanto, la constante de torsión (ecuación 3.67) es J 2b2 h2 t1t2 bt1 ht2 (3.71) Las constantes de torsión para otras secciones transversales de pared delga- da se pueden encontrar de una manera similar. Ángulo de torsión El ángulo de torsión f para un tubo de pared delgada con sección trans- versal arbitraria (figura 3.44) se puede determinar igualando el trabajo W realizado por el par de torsión T a la energía de deformación U del tubo. Por tanto, W U o T 2 f 2 T G 2 L J Figura 3.42 (Repetida.) Figura 3.43 (Repetida.) secCiÓn 3.10 Tubos de pared delgada 275 r t t1 h t1 t2 t2 b
- 298. 276 CapÍtulo 3 Torsión dedonde obtenemos la ecuación para el ángulo de torsión: f G TL J (3.72) Un vez más, observe que la ecuación tiene la misma forma que la ecuación correspondiente para una barra circular (ecuación 3.15), pero con el mo- mento polar de inercia reemplazado con la constante de torsión. La cantidad GJ se llama rigidez torsional del tubo. Limitaciones Las fórmulas desarrolladas en esta sección se aplican a elementos prismá- ticos que tienen formas tubulares cerradas con paredes delgadas. Si la sec- ción transversal es de pared delgada pero abierta, como en el caso de las vigas con forma de I y canales, la teoría dada aquí no se aplica. Para hacer énfasis en este punto, imagine que tomamos un tubo de pared delgada y lo cortamos a lo largo, entonces la sección transversal se convierte en una sección abierta, los esfuerzos cortantes y los ángulos de torsión aumentan, la resistencia torsional disminuye y las fórmulas presentadas en esta sección no se pueden emplear. Algunas de las fórmulas que se dan en esta sección están restringi- das a materiales linealmente elásticos, por ejemplo, cualquier ecuación que contenga el módulo de elasticidad G se encuentra en esta categoría. Sin embargo, las ecuaciones para el flujo cortante y el esfuerzo cortante (ecua- ciones 3.60 y 3.61) se basan sólo en el equilibrio y son válidas sin importar las propiedades del material. Toda la teoría es aproximada debido a que se basa en dimensiones hasta la línea central y los resultados se hacen menos precisos conforme aumenta el espesor t de la pared.* Una consideración importante en el diseño de cualquier elemento de pared delgada es la posibilidad de que las paredes se pandeen. Entre más delgadas sean las paredes y más largo sea el tubo, más probable será que ocurra pandeo. En el caso de tubos no circulares, a menudo se utilizan atie- sadores y diafragmas para mantener la forma del tubo y evitar pandeo lo- calizado. En todos nuestros análisis y problemas suponemos que se evita el pandeo. Figura 3.44 Ángulo de torsión f para un tubo de pared delgada. T f * La teoría de la torsión para tubos de pared delgada descrita en esta sección la desarrolló R. Bredt, un ingeniero alemán que la presentó en 1896 (referencia 3.2). Con frecuencia se llama teoría de la torsión de Bredt.
- 299. Ejemplo 3.13 Compare elesfuerzo cortante máximo en un tubo circular (figura 3.45) calculado mediante la teoría aproximada para un tubo de pared delgada con el esfuerzo calcu lado mediante la teoría exacta de la torsión. (Observe que el tubo tiene espesor t constante y radio r hasta la línea central de la sección transversal). Solución Teoría aproximada. El esfuerzo cortante obtenido con la teoría aproximada para un tubo de pared delgada (ecuación 3.63) es t1 2p T r2 t T 2pt3 b2 (3.73) en la cual se introduce la relación: b r t (3.74) Fórmula de la torsión. El esfuerzo máximo obtenido con la fórmula de la tor- sión que es más precisa (ecuación 3.11) es t2 T(r IP t/2) (f) donde IP p 2 r 2 t 4 r 2 t 4 (g) Después de desarrollarla, esta expresión se simplifica a IP p 2 rt (4r2 t2 ) (3.75) y la expresión para el esfuerzo cortante (ecuación f) se transforma en t2 T(2b 1) pt3 b(4b2 1) T(2r t) prt(4r2 t2 ) (3.76) Razón. La razón t1/t2 de los esfuerzos cortantes es t t 1 2 2b 4 ( b 2 2 b 1 1) (3.77) que depende sólo de la razón b. Figura 3.45 Ejemplo 3.13. Comparación de las teorías aproximada y exacta de la torsión. t r secCiÓn 3.10 Tubos de pared delgada 277
- 300. 278 CapÍtulo 3 Torsión Ejemplo3.14 Para valores de b iguales a 5, 10 y 20, con la ecuación (3.77) obtenemos los valores t1/t2 = 0.92, 0.95 y 0.98, respectivamente. De esta manera, observamos que la fórmula aproximada para los esfuerzos cortantes da resultados que son ligera- mente menores que los obtenidos con la fórmula exacta. La precisión de la fórmula aproximada aumenta conforme disminuye el espesor de la pared. En el límite, cuan- do el espesor tiende a cero y b tiende al infinito, la razón t1/t2 se vuelve 1. Un tubo circular y uno cuadrado (figura 3.46) están construidos con el mismo mate- rial y se someten al mismo par de torsión. Los dos tubos tienen la misma longitud, mismo espesor de pared y tienen la misma área de sección transversal. ¿Cuáles son las razones de sus esfuerzos cortantes y ángulos de torsión? (No tome en cuenta los efectos de las concentraciones de esfuerzos en las esquinas del tubo cuadrado). Solución Tubo circular. Para el tubo circular, el área Am1 contenida hasta la línea central de la sección transversal es Am1 pr2 (h) donde r es el radio de la línea central. Además, la constante de torsión (ecuación 3.70) y el área de la sección transversal son J1 2pr3 t A1 2prt (i,j) Tubo cuadrado. Para el tubo cuadrado, el área de la sección transversal es A2 4bt (k) donde b es la longitud de un lado, medida a lo largo de la línea central. Puesto que las áreas de los tubos son iguales, obtenemos b = πr/2. Además, la constante de torsión (ecuación 3.71) y el área contenida por la línea central de la sección trans- versal son J2 b3 t p3 8 r3 t Am2 b2 p 4 2 r2 (1,m) t t r ) b ( ) a ( b Figura 3.46 Ejemplo 3.14. Comparación de un tubo circular con uno cuadrado.
- 301. Razones. La razónt1/t2 entre esfuerzo cortante en el tubo circular y el esfuer- zo cortante en el tubo cuadrado (de la ecuación (3.61) es t t 1 2 A A m m 2 1 p p 2 r r 2 2 /4 p 4 0.79 (n) La razón de los ángulos de torsión (de la ecuación 3.2) es f f 1 2 J J 2 1 p 2 3 p r r 3 t 3 / t 8 p 16 2 0.62 (o) Estos resultados muestran que el tubo circular no sólo tiene un esfuerzo cor- tante 21 por ciento menor que el tubo circular, sino también mayor rigidez contra la rotación. *3.11 CONCENTRACIONES DE ESFUERZOS EN TORSIÓN En las secciones anteriores de este capítulo analizamos los esfuerzos en elementos torsionales suponiendo que la distribución del esfuerzo variaba de una manera uniforme y continua. Esta hipótesis es válida siempre que no haya cambios abruptos en la forma de la barra (sin agujeros, ranuras, escalones abruptos y cambios similares) y siempre que la región en con- sideración esté alejada de cualesquiera puntos de carga. Si existe alguna o algunas condiciones disruptivas, entonces se desarrollarán esfuerzos muy localizados en las regiones circundantes a las discontinuidades. En el tra- bajo práctico de ingeniería estas concentraciones de esfuerzos se manejan mediante factores de concentración de esfuerzos, como ya se explicó en la sección 2.10. Los efectos de una concentración de esfuerzos están confinados a una región pequeña alrededor de la discontinuidad, de acuerdo con el principio de Saint-Venant (consulte la sección 2.10). Por ejemplo, considere un eje escalonado que consiste de dos segmentos con diámetros diferentes (figura 3.47). El segmento mayor tiene un diámetro D2 y el segmento menor tiene un diámetro D1. La unión entre los dos segmentos forma un “escalón” u “hombro” que está maquinado con un filete de radio R. Sin el filete, el factor de concentración de esfuerzo teórico sería infinitamente grande debido a la esquina abrupta reentrante a 90°. Por supuesto, los esfuerzos infinitos no pueden ocurrir, más bien, el material en la esquina reentrante se deformaría y aliviaría parcialmente la concentración de esfuerzos elevada. Sin embar- go, ese tipo de situación es muy peligrosa ante cargas dinámicas y en un buen diseño siempre se utiliza un filete. Entre mayor sea el radio del filete, menores serán los esfuerzos. A una distancia desde el hombro aproximadamente igual al diáme- tro D2 (por ejemplo, en la sección transversal A-A en la figura 3.47a) los esfuerzos cortantes torsionales prácticamente no se ven afectados por la discontinuidad. Por tanto, el esfuerzo máximo t2 a una distancia suficiente a la izquierda del hombro se puede encontrar con la fórmula de la torsión empleando D2 como el diámetro (figura 3.47b). Los mismos comentarios secCiÓn 3.11 Concentraciones de esfuerzos en torsión 279
- 302. 280 CapÍtulo 3 Torsión generalesse aplican a la sección C-C, que es la distancia D1 (o mayor) desde el inicio del filete. Como el diámetro D1 es menor que el diámetro D2, el esfuerzo máximo t1 en la sección C-C (figura 3.47d) es mayor que el esfuerzo t2. El efecto de concentración de esfuerzos es mayor en la sección B-B, que corta a travéz del inicio del filete. En esta sección el esfuerzo máximo es tmáx Ktnom K T IP r K p 16 D T 3 1 (3.78) En esta ecuación, K es el factor de concentración de esfuerzos y tnom (igual a t1) es el esfuerzo cortante nominal, es decir, el esfuerzo cortante en la parte menor del eje. Los valores del factor K están trazados en la figura 3.48 como una función de la razón R/D1. Las curvas se presentan para varios valores de la razón D2/D1. Observe que cuando el radio del filete R es muy pequeño y la transición de un diámetro al otro es abrupta, el valor de K es muy grande. Al contrario, cuando R es grande, el valor de K tiende a 1.0 y el efecto de la concentración de esfuerzos desaparece. La curva discontinua en la figura 3.48 es para el caso especial de un filete de un cuarto de círculo, lo cual significa que D2 = D1 = 2R. (Nota: los problemas 3.11.1 a 3.11.5 propor- cionan práctica para obtener valores de K de la figura 3.48). En la bibliografía técnica (consulte, por ejemplo, la referencia 2.9) se encuentran muchos otros casos de concentraciones de esfuerzos para ejes circulares, como un eje con una grieta y un eje con un agujero. Figura 3.47 Eje escalonado en torsión. (a) Sección A-A (b) Sección B-B (c) Sección C-C (d) B B A A T T C C Filete (R = radio) D2 D1 2 D2 máx D1 1 D1 t t t
- 303. Como se explicóen la sección 2.10, las concentraciones de esfuerzos son importantes para los materiales frágiles ante cargas estáticas y para la mayor parte de los materiales sometidos a cargas dinámicas. Como caso de ejemplo, las fallas por fatiga son de mayor interés en el diseño de ejes rota- torios y flechas (consulte la sección 2.9 para un análisis breve de la fatiga). Los factores de concentración de esfuerzos teóricos K dados en esta sección se basan en un comportamiento linealmente elástico del material. Sin em- bargo, experimentos de fatiga demuestran que esos factores son conserva- dores y que las fallas por fatiga en materiales dúctiles, en general, ocurren con cargas más grandes que las anticipadas por los factores teóricos. Figura 3.48 Factor de concentración de esfuerzos K para un eje escalonado en torsión. (La línea discontinua es para un filete de un cuarto de círculo.) K 0 1.00 1.50 2.00 0.10 1.5 1.2 1.1 0.20 D2 D1 T R T tmáx = Ktnom tnom = 16T D1 3 —— = 2 D1 D2 —– D1 R —– = + 2R D1 D2 p secCiÓn 3.11 Concentraciones de esfuerzos en torsión 281
- 304. RESUMEN Y REPASODEL CAPÍTULO En este capítulo investigamos el comportamiento de barras y tubos huecos sometidos a pares de torsión concentrados o a momentos torsionales distribuidos, así como a efectos de deformaciones previas. Desarrollamos relaciones par de torsión-desplazamiento para emplearlas en el cálculo de ángulos de torsión de barras en condiciones uniformes (es de- cir, momento torsional constante sobre toda su longitud) y no uniformes (o sea, pares de torsión y tal vez también el momento polar de inercia varían sobre la longitud de la barra). Luego se desarrollaron ecuaciones de equilibrio y compatibilidad para estructuras estáti- camente indeterminadas en un procedimiento de superposición que conduce a la solución para todos los pares de torsión desconocidos, desplazamientos rotacionales, esfuerzos, etcétera. Iniciando con un estado de cortante puro o elementos de esfuerzo alineados con el eje de la barra, desarrollamos luego ecuaciones para esfuerzos normal y cortante sobre secciones inclinadas. Se presentó una variedad de temas especiales en las últimas partes del capítulo. Los conceptos importantes presentados en este capítulo son los siguientes: 1. Para barras y tubos circulares, el esfuerzo cortante (t) y la deformación unitaria (g) varían linealmente con la distancia radial desde el centro de la sección transver- sal. 2. La fórmula de la torsión define la relación entre el esfuerzo cortante y el momento torsional. El esfuerzo cortante máximo tmáx se presenta en la superficie exterior de la barra o del tubo y depende del momento torsional T, de la distancia radial r y del segundo momento de inercia de la sección transversal IP conocido como momento polar de inercia para secciones transversales circulares. Se observa que los tubos de pared delgada son más eficientes en torsión, debido a que el material disponible está sometido a esfuerzo de manera más uniforme que las barras circulares sólidas. 3. El ángulo de torsión f de barras prismáticas circulares sometidas a momento(s) torsional(es) es proporcional al par de torsión T y a la longitud de la barra L, e inver- samente proporcional a la rigidez torsional (GIP) de la barra; esta relación se llama relación par de torsión-desplazamiento. 4. El ángulo de torsión por unidad de longitud de una barra se refiere a su flexibili- dad torsional (fT) y la relación inversa es la rigidez torsional (kT = 1/fT) de la barra o eje. 5. La suma de las deformaciones por torsión de los segmentos individuales de un eje no prismático es igual a la torsión de toda la barra (f). Se utilizaron diagramas de cuerpo libre para determinar los momentos torsionales (Ti) en cada segmento i. Si los momentos torsionales y/o las propiedades de la sección transversal (IP) varían continuamente, se requiere una expresión integral. 6. Si la estructura de la barra es estáticamente indeterminada, se requieren ecua- ciones adicionales para resolver los momentos desconocidos. Las ecuaciones de compatibilidad se emplean para relacionar rotaciones de la barra con las condicio- nes de apoyo y, por tanto, generan relaciones adicionales entre las incógnitas. Es conveniente usar una superposición de estructuras “liberadas” (o estáticamente determinadas) para representar la estructura estáticamente indeterminada real de la barra. 7. Los desajustes y las deformaciones previas inducen momentos torsionales sólo en barras o ejes estáticamente indeterminados. 8. Un eje circular está sometido a cortante puro debido a momentos torsionales. Los esfuerzos normal y cortante máximos se pueden obtener considerando un elemen- to de esfuerzo inclinado. El esfuerzo cortante máximo ocurre en un elemento alinea- do con el eje de la barra; pero el esfuerzo normal máximo sucede en una inclinación a 45° con respecto al eje de la barra y el esfuerzo normal máximo es igual al esfuerzo cortante máximo. 282 CapÍtulo 3 Torsión
- 305. Deformaciones por torsión 3.2.1 Una barra de cobre con longitud L = 18.0 in se torcerá mediante pares de torsión T (consulte la figura) hasta que el ángulo de rotación entre los extremos de la barra sea 3.0° Si la deformación unitaria por cortante permisible en el cobre es 0.0006 rad, ¿cuál es el diámetro máximo permisible de la barra? PROBLEMAS DEL CAPÍTULO 3 3.2.4 Un tubo circular de acero con longitud L = 1.0 m está cargado en torsión por pares de torsión T (consulte la figura). (a) Si el radio interior del tubo es r1 = 45 mm y el ángulo de torsión medido entre los extremos es 0.5°, ¿cuál es la defor- mación unitaria por cortante g1 (en radianes) en la superficie interior? (b) Si la deformación unitaria por cortante máxima per- misible es 0.0004 rad y el ángulo de torsión se debe mantener en 0.45° ajustando el par de torsión T, ¿cuál es radio exterior máximo permisible (r2)máx? 3.2.5 Resuelva el problema anterior si la longitud L = 56 in, el radio interior r1 = 1.25 in, el ángulo de torsión es 0.5° y la deformación unitaria por cortante permisible es 0.0004 rad. Barras y tubos circulares 3.3.1 Un minero utiliza un malacate de operación manual (consulte la figura) para izar un cubo de mineral en el tiro de su mina. El eje del malacate es una barra de acero con diáme- tro d = 0.625 in. Además, la distancia desde el centro del eje hasta el centro de la cuerda de izado es b = 4.0 in. Si el peso del cubo cargado es W = 100 lb, ¿cuál es el esfuerzo cortante máximo en el eje debido a la torsión? 3.2.2 Una barra de plástico con diámetro d = 56 mm se tor- cerá por pares de torsión T (consulte la figura) hasta que el ángulo de rotación entre los extremos sea 4.0°. Si la deformación unitaria por cortante permisible en el plástico es 0.012 rad, ¿cuál es la longitud mínima permisible de la barra? 3.2.3 Un tubo circular de aluminio sometido a torsión pura mediante pares de torsión T (consulte la figura) tiene un diá- metro exterior r2 igual a 1.5 multiplicado por el radio interior r1. (a) Si la deformación unitaria por cortante máxima en el tubo es 400 × 10–6 rad, ¿cuál es la deformación unitaria por cortante g1 en la superficie interior? (b) Si la razón de torsión máxima permisible es 0.125 grados por pie y la deformación unitaria por cortante máxima se debe mantener en 400 × 10–6 rad ajustando el par de torsión T, ¿cuál es el radio exterior mínimo requerido (r2)mín? L d T T Probs. 3.2.1 y 3.2.2 Probs. 3.2.3, 3.2.4 y 3.2.5 L T r1 r2 T Prob. 3.3.1 b d P W W capítulo 3 Problemas 283
- 306. 284 CapÍtulo 3 Torsión 3.3.2 Al taladrar un agujero en una pata de una mesa, un carpintero utiliza un taladro de operación manual (consulte la figura) con una broca con diámetro d = 4.0 mm. (a) Si el par de torsión resistente suministrado por la pata de la mesa es igual a 0.3 N∙m, ¿cuál es el esfuerzo cortante máximo en la broca del taladro? (b) Si el módulo de elasticidad cortante del acero es G = 75 GPa, ¿cuál es la razón de torsión de la broca del tala- dro (grados por metro)? 3.3.4 Una barra de aluminio con sección transversal sólida se tuerce por pares de torsión T que actúan en los extremos (consulte la figura). Las dimensiones y el módulo de elastici- dad en cortante son las siguientes: L = 1.4 m, d = 32 mm y G = 28 GPa. (a) Determine la rigidez torsional de la barra. (b) Si el ángulo de torsión de la barra es 5°, ¿cuál es el esfuerzo cortante máximo? ¿Cuál es la deformación unitaria por cortante máxima (en radianes)? 3.3.3 Al desmontar una rueda para cambiar un neumático, un conductor aplica fuerzas P = 25 lb en los extremos de dos de los brazos de una llave de cruz (consulte la figura). La lla- ve está hecha de acero con módulo de elasticidad en cortante G = 11.4 × 106 psi. Cada brazo de la llave tiene una longitud de 9.0 in y tiene una sección transversal circular sólida con diámetro d = 0.5 in. (a) Determine el esfuerzo cortante máximo en el brazo que gira la tuerca del birlo (brazo A). (b) Determine el ángulo de torsión (en grados) de este mismo brazo. Prob. 3.3.2 d 9.0 in d = 0.5 in P A P = 25 lb 9.0 in Prob. 3.3.3 Prob. 3.3.4 L d T T 3.3.5 Una barra de perforación de acero de alta resistencia utilizada para taladrar un agujero en el suelo tiene un diámetro de 0.5 in (consulte la figura). El esfuerzo cortante permisible en el acero es 40 ksi y el módulo de elasticidad en cortante es 11,600 ksi. ¿Cuál es la longitud mínima requerida de la barra de manera que uno de sus extremos se pueda torcer 30° con re- specto al otro sin sobrepasar el esfuerzo permisible? 3.3.6 El eje de acero de una llave de cubo tiene un diámetro de 8.0 mm y una longitud de 200 mm (consulte la figura). Si el esfuerzo permisible en la barra es 60 MPa, ¿cuál es el par de torsión máximo permisible Tmáx que se puede ejercer con la llave? ¿Qué ángulo f (en grados) girará el eje ante la acción del par de torsión máximo? (Suponga G = 78 GPa y no tome en cuenta ninguna flexión del eje). Prob. 3.3.5 d = 0.5 in T T L Prob. 3.3.6 L = 200 mm d = 8.0 mm T
- 307. capítulo 3 Problemas 285 3.3.7 Un tubo circular de aluminio se somete a torsión por pa- res de torsión T aplicados en los extremos (consulte la figura). La barra tiene una longitud de 24 in y los diámetros interior y exterior son 1.25 in y 1.75 in, respectivamente. Mediante una medición se ha determinado que el ángulo de torsión es 4° cuando el par de torsión es 6200 lb-in. Calcule el esfuerzo cortante máximo tmáx en el tubo, el módulo de elasticidad en cortante G y la deformación unitaria por cortante máxima gmáx (en radianes). 3.3.9 Tres discos circulares idénticos A, B y C están solda- dos a los extremos de tres barras circulares idénticas (consulte la figura). Las barras se encuentran en un plano común y los discos están en planos perpendiculares a los ejes de las barras. Las barras están soldadas en su intersección D para formar una conexión rígida. Cada barra tiene un diámetro d1 = 0.5 in y cada disco tiene un diámetro d2 = 3.0 in. Las fuerzas P1, P2 y P3 actúan sobre los discos A, B y C, respectivamente, sometiendo de esta manera las barras a tor- sión. Si P1 = 28 lb, ¿cuál es el esfuerzo cortante máximo tmáx en cualquiera de las tres barras? 3.3.8 Un eje de hélice para un yate pequeño está hecho de una barra sólida de acero con diámetro de 104 mm. El es- fuerzo permisible en cortante es 48 MPa y la razón de torsión permisible es 2.0° en 3.5 metros. Suponiendo que el módulo de elasticidad en cortante es G = 80 GPa, determine el par de torsión máximo Tmáx que se pueda aplicar al eje. Prob. 3.3.8 Prob. 3.3.7 1.75 in 1.25 in 24 in T T L d T T 3.3.10 El eje de acero de un malacate grande en un trans - atlántico está sometido a un par de torsión de 1.65 kN∙m (con- sulte la figura). ¿Cuál es el diámetro mínimo requerido dmín si el esfuerzo cortante permisible es 48 MPa y la razón de torsión permisible es 0.75°/m? (Suponga que el módulo de elastici- dad en cortante es 80 GPa.) Prob. 3.3.9 d1 A P1 P1 B D P2 P2 P3 135° 135° 90° d2 C P3 Prob. 3.3.10 T T d
- 308. 286 CapÍtulo 3 Torsión 3.3.11 Un eje hueco de acero empleado en una barrena de construcción tiene un diámetro exterior d2 = 6.0 in y un diá- metro interior d1 = 4.5 in (consulte la figura). El acero tiene un módulo de elasticidad G = 11.0 × 106 psi. Para un par de torsión aplicado de 150 k-in, determine las cantidades siguientes: (a) El esfuerzo cortante t2 en la superficie exterior del eje. (b) El esfuerzo cortante t1 en la superficie interior y (c) La razón de torsión u (grados por unidad de longitud). También, trace un diagrama mostrando cómo varía la magnitud de los esfuerzos cortantes a lo largo de la línea radial en la sección transversal. Si el esfuerzo cortante permisible en el poste es 4500 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo requerido dmín del poste? 3.3.12 Resuelva el problema anterior si el eje tiene diámetro exterior d2 = 150 mm y diámetro interior d1 = 100 mm. Ade- más, el acero tiene un módulo de elasticidad en cortante G = 75 GPa y el par de torsión aplicado es 16 kN∙m. 3.3.13 Un poste vertical con sección transversal circular se tuerce por fuerzas horizontales P = 1100 lb que actúan en los extremos de un brazo horizontal AB (consulte la figura). La distancia desde el exterior del poste hasta la línea de acción de cada fuerza es c = 5.0 in. Probs. 3.3.11 y 3.3.12 d1 d2 d2 3.3.14 Resuelva el problema anterior si las fuerzas horizonta- les tienen una magnitud P = 5.0 kN, la distancia c = 125 mm y el esfuerzo cortante permisible es 30 MPa. 3.3.15 Una barra sólida de latón con diámetro d = 1.25 in se somete a pares de torsión T1, como se muestra en la parte (a) de la figura. El esfuerzo cortante permisible en el latón es 12 ksi. (a) ¿Cuál es el valor máximo permisible de los pares de torsión T1? (b) Si se taladra un agujero con diámetro de 0.625 in lon- gitudinalmente por la barra, como se muestra en la parte (b) de la figura, ¿cuál es el valor máximo permisible de los pares de torsión T2? (c) ¿Cuál es el decremento porcentual en el par de torsión y el decremento porcentual en el peso debidos al agujero? d c A P B P c Probs. 3.3.13 y 3.3.14 T2 d T1 d (a) (b) T2 T1 Prob. 3.3.15
- 309. capítulo 3 Problemas 287 3.3.16 Un tubo hueco de aluminio utilizado en una techum- bre tiene un diámetro exterior d2 = 104 mm y un diámetro interior d1 = 82 mm (consulte la figura). El tubo tiene una longitud de 2.75 m y el módulo de elasticidad en cortante del aluminio es G = 28 GPa. (a) Si el tubo se tuerce en torsión pura mediante pares de torsión en los extremos, ¿cuál es el ángulo de torsión (en gra- dos) cuando el esfuerzo cortante máximo es 48 MPa? (b) ¿Qué diámetro d se requiere para un eje sólido (con- sulte la figura) para resistir el mismo par de torsión con el mismo esfuerzo máximo? (c) ¿Cuál es la razón entre el peso del tubo hueco y el peso del eje sólido? segmento más largo del eje tiene un diámetro d1 = 2.25 in y una longitud L1 = 30 in; el segmento más corto tiene un diá- metro d2 = 1.75 in y una longitud L2 = 20 in. El material es acero con módulo de cortante G = 11 × 106 psi y los pares de torsión son T1 = 20,000 lb-in y T2 = 8000 lb-in. Calcule las cantidades siguientes: (a) el esfuerzo cortante máximo tmáx en el eje y (b) el ángulo de torsión fC (en grados) en el extremo C. *3.3.17 Un tubo circular con diámetro interior r1 y diámetro exterior r2 se somete a un par de torsión producido por fuer- zas P = 900 lb (consulte la figura). Las fuerzas tienen sus líneas de acción a una distancia b = 5.5 in desde el exterior del tubo. Si el esfuerzo cortante permisible en el tubo es 6300 psi y el radio interior r1 = 1.2 in, ¿cuál es el radio exterior mínimo permisible r2? Torsión no uniforme 3.4.1 Un eje escalonado ABC que consiste de dos segmentos circulares sólidos se somete a pares de torsión T1 y T2 que actúan en sentidos opuestos, como se muestra en la figura. El Prob. 3.3.17 d2 d1 d Prob. 3.3.17 P r1 r2 2r2 P P P b b Prob. 3.4.1 L1 d1 T1 T2 L2 B C d2 A 3.4.2 Un tubo circular con diámetro exterior d3 = 70 mm y diámetro interior d2 = 60 mm está soldado en el extremo de- recho a una placa fija y en el extremo izquierdo a una placa ex- trema rígida (consulte la figura). Dentro del tubo y concéntrica con el tubo se encuentra una barra circular sólida con diámetro d1 = 40 mm. La barra pasa por un agujero en la placa fija y está soldada a la placa extrema rígida. La barra tiene una longitud de 1.0 m y la longitud del tubo es igual a la mitad de la barra. Un par de torsión T = 1000 N∙m actúa en el extremo A de la barra. Además, tanto la barra como el tubo están hechos de una aleación de aluminio con módulo de elasticidad en cortante G = 27 GPa. (a) Determine los esfuerzos cortantes máximos en la ba- rra y el tubo. (b) Determine el ángulo de torsión (en grados) en el ex- tremo A de la barra. Tubo Tubo A T Placa fija Placa extrema Barra Barra d1 d2 d3 Prob. 3.4.1
- 310. 288 CapÍtulo 3 Torsión AB C D E T1 = 1000 lb-in T2 = 500 lb-in T3 = 800 lb-in T4 = 500 lb-in T5 = 800 lb-in d2 = 1.0 in 3.4.3 Un eje escalonado ABCD que consiste en segmentos circulares sólidos se somete a tres pares de torsión, como se muestra en la figura. Los pares de torsión tienen magnitudes de 12.5 k-in, 9.8 k-in y 9.2 k-in. La longitud de cada segmento es 25 in y los diámetros de los segmentos son 3.5 in, 2.75 in y 2.5 in. El material es acero con módulo de elasticidad en cortante G = 11.6 × 103 ksi. (a) Calcule el esfuerzo cortante máximo tmáx en el eje. (b) Calcule el ángulo de torsión fD (en grados) en el ex- tremo D. 3.4.6 Un eje con sección transversal sólida que consiste de dos segmentos se muestra en la primera parte de la figura. El segmento izquierdo tiene un diámetro de 80 mm y una longi- tud de 1.2 m; el segmento derecho tiene un diámetro de 60 mm y una longitud de 0.9 m. En la segunda parte de la figura se muestra un eje hueco hecho con el mismo material y con la misma longitud. El es- pesor t del eje hueco es d/10, donde d es el diámetro exterior. Los dos ejes se someten al mismo par de torsión. Si el eje hueco debe tener la misma rigidez torsional que el eje sólido, ¿cuál deberá ser su diámetro exterior d? 3.4.4 Una barra circular sólida ABC consiste de dos seg- mentos, como se muestra en la figura. Un segmento tiene un diámetro d1 = 56 mm y una longitud L1 = 1.45 m; el otro segmento tiene un diámetro d2 = 48 mm y una longitud L2 = 1.2 m. ¿Cuál es el par de torsión permisible Tperm si el esfuerzo cortante no debe sobrepasar 30 MPa y el ángulo de torsión en- tre los extremos de la barra no debe exceder 1.25°? (Suponga G = 80 GPa). 3.4.5 Un tubo hueco ABCDE construido de metal monel está sometido a cinco pares de torsión que actúan en los sentidos que se muestran en la figura. Las magnitudes de los pares de torsión son T1 = 1000 lb-in, T2 = T4 = 500 lb-in y T3 = T5 = 800 lb-in. El tubo tiene un diámetro exterior d2 = 1.0 in. El esfuerzo cortante permisible es 12,000 psi y la razón de torsión permisible es 2.0°/ft. Determine el diámetro interior máximo permisible d1 del tubo. Prob. 3.4.3 25 in 25 in 25 in A B C D 2.75 in 12.5 k-in 9.8 k-in 9.2 k-in 3.5 in 2.5 in Prob. 3.4.4 L1 L2 T B A C d1 d2 T Prob. 3.4.5 3.4.7 Cuatro engranes están conectados a un eje circular y transmiten los pares de torsión que se muestran en la figura. El esfuerzo cortante permisible en el eje es 10,000 psi. (a) ¿Cuál es el diámetro requerido d del eje si tiene una sección transversal sólida? (b) ¿Cuál es el diámetro exterior requerido d si el eje es hueco con un diámetro interior de 1.0 in? Prob. 3.4.6 t = d — 10 2.1 m d 1.2 m 0.9 m 60 mm 80 mm Prob. 3.4.7 C D A B 8000 lb-in 19,000 lb-in 4000 lb-in 7000 lb-in
- 311. capítulo 3 Problemas 289 3.4.8 Una barra ahusada AB con sección transversal sólida se tuerce por pares de torsión T (consulte la figura). El diámetro de la barra varía linealmente de dA en el extremo izquierdo a dB en el extremo derecho. ¿Para qué razón dB/dA será el ángulo de torsión de la ba- rra ahusada la mitad del ángulo de torsión de una barra pris- mática con diámetro dA? (La barra prismática está hecha con el mismo material, tiene la misma longitud y se somete al mis- mo par de torsión que la barra ahusada). Sugerencia: utilice los resultados del ejemplo 3.5. 3.4.9 Una barra ahusada AB con sección transversal sólida se tuerce por pares de torsión T = 36,000 lb-in (consulte la figura). El diámetro de la barra varía linealmente de dA en el extremo izquierdo a dB en el extremo derecho. La barra tiene una longitud L = 4.0 ft y está hecha de una aleación de alu- minio que tiene un módulo de elasticidad en cortante G = 3.9 × 106 psi. El esfuerzo cortante permisible en la barra es 15,000 psi y el ángulo de torsión permisible es 3.0°. Si el diámetro en el extremo B es 1.5 veces el diámetro en el extremo A, ¿cuál es el diámetro mínimo requerido dA en el ex- tremo A? (Sugerencia: utilice los resultados del ejemplo 3.5). 3.4.10 La barra que se muestra en la figura está ahusada li- nealmente del extremo A al extremo B y tiene una sección transversal sólida. El diámetro en el extremo más pequeño de la barra es dA = 25 mm y la longitud es L = 300 mm. La ba- rra está hecha de acero con módulo de elasticidad en cortante G = 82 GPa. Si el par de torsión T = 180 N∙m y el ángulo de torsión permisible es 0.3°, ¿cuál es el diámetro mínimo permisible dB en el extremo más grande de la barra? (Sugerencia: utilice los resultados del ejemplo 3.5). 3.4.11 La barra circular no prismática en voladizo que se mues- tra tiene un agujero cilíndrico interno de 0 a x, de manera que el momento polar de inercia de la sección transversal para el seg- mento 1 es (7/8)IP. El par de torsión T se aplica en x y el par de torsión T/2 se aplica en x = L. Suponga que G es constante. (a) Encuentre el momento de reacción R1. (b) Encuentre los momentos torsionales internos Ti en los segmentos 1 y 2. (c) Encuentre x requerida para obtener una torsión en el punto 3 de f3 = TL/GIP. Probs. 3.4.8, 3.4.9 y 3.4.10 T T A B L dB dA (d) ¿Cuál es la rotación en el punto 2, f2? (e) Trace el momento torsional (TMD: T(x), 0 ≤ x ≤ L) y los diagramas del desplazamiento (TDD: f(x) 0 ≤ x ≤ L). 3.4.12 Un tubo uniformemente ahusado AB con sección transversal circular se muestra en la figura. El tubo tiene espe- sor de pared constante t y longitud L. Los diámetros promedio en los extremos son dA y dB = 2dA. El momento polar de iner- cia se puede representar mediante la fórmula aproximada IP ≈ pd3 t/4 (consulte la ecuación 3.18). Deduzca una fórmula para el ángulo de torsión f del tubo cuando se somete a pares de torsión T que actúan en los extremos. Prob. 3.4.11 7 8 — T 2 — x L – x Segmento 1 x Segmento 2 3 2 1 0 0 0 0 TMD TDD T R1 Ip Ip Prob. 3.4.12 T T A B L t dB = 2dA dA t
- 312. 290 CapÍtulo 3 Torsión 3.4.13 En la figura se muestra un tubo de una aleación de aluminio uniformemente ahusado AB con sección transversal circular y longitud L. Los diámetros exteriores en los extre- mos son dA y dB = 2dA. Una sección hueca con longitud L/2 y espesor constante t = dA/10 está formada en el tubo y se extiende desde B hasta la mitad del tubo hacia A. (a) Encuentre el ángulo de torsión f del tubo cuando se somete a pares de torsión T que actúan en los extremos. Uti- lice los valores numéricos siguientes: dA = 2.5 in, L = 48 in, G = 3.9 × 106 psi y T = 40,000 in-lb. (b) Repita el inciso (a) si la sección hueca tiene un diáme- tro constante dA. [(Consulte la parte (b) de la figura]. 3.4.15 Un ciclista que sube por una colina aplica un par de torsión T = Fd (F = 15 lb, d = 4 in) al extremo de los mani- llares ABCD (empujando sobre sus extensiones DE). Consi- dere sólo la mitad derecha del conjunto del manillar (suponga que las barras están fijas en la horquilla en A). Los segmentos AB y CD son prismáticos con longitudes L1 = 2 in y L3 = 8.5 in, y con diámetros exteriores y espesores d01 = 1.25 in, t01 = 0.125 in, y d03 = 0.87 in, t03 = 0.115 in, respectivamente, como se muestra en la figura. El segmento BC tiene una lon- gitud L2 = 1.2 in aunque está ahusado y el diámetro exterior y los espesores varían linealmente entre los puntos B y C. Considere sólo los efectos de la torsión. Suponga que G = 4000 ksi es constante. Obtenga una expresión integral para el ángulo de torsión fD de la mitad del tubo del manillar cuando se somete a un par de torsión T = Fd actuando en el extremo. Evalúe fD para los valores numéricos dados. 3.4.14 Para el tubo delgado no prismático de acero con espesor constante t y diámetro variable d que se muestra con pares de torsión aplicados en los puntos 2 y 3, determine lo siguiente: (a) Encuentre el momento de la reacción R1. (b) Encuentre una expresión para la rotación de torsión f3 en el punto 3. Suponga que G es constante. (c) Trace el diagrama del momento torsional (TMD: T(x), 0 ≤ x ≤ L). Prob. 3.4.13 T (a) t constante t L 2 — T T A B L dB dB – 2t L 2 — L dB dA dA dA T A B Prob. 3.4.14 x d t t d R1 T, f3 L 2 — L 2 — D M T 0 1 2d 3 2 T/2 Extensión del manillar Extensión del manillar 45° d03, t03 d01, t01 L2 L1 A C B E F D D d T = Fd L3 Prob. 3.4.15
- 313. capítulo 3 Problemas 291 3.4.16 Una barra prismática AB con longitud L y sección transversal circular (diámetro d) está cargada por un par de torsión con intensidad constante t por unidad de distancia (consulte la figura). (a) Determine el esfuerzo cortante máximo tmáx en la barra. (b) Determine el ángulo de torsión f entre los extremos de la barra. (c) Encuentre la rotación fC. (d) Encuentre el esfuerzo cortante máximo tmáx y su ubi- cación a lo largo de la barra. (e) Trace el diagrama de momento torsional (TMD: T(x), 0 ≤ x ≤ L). *3.4.17 Una barra prismática AB con sección transversal cir- cular sólida (diámetro d) está cargada por un par de torsión dis- tribuido (consulte la figura). La intensidad del par de torsión, es decir, el par de torsión por unidad de distancia, se denota t(x) y varía linealmente de un valor máximo tA en el extremo A a cero en el extremo B. Además, la longitud de la barra es L y el módulo de elasticidad cortante del material es G. (a) Determine el esfuerzo cortante máximo tmáx en la barra. (b) Determine el ángulo de torsión f entre los extremos de la barra. Prob. 3.4.16 A B t L 3.4.18 Una barra no prismática ABC con sección transversal circular sólida está cargada por pares de torsión distribuidos (consulte la figura). La intensidad de los pares de torsión, es decir, el par de torsión por unidad de distancia, se denota t(x) y varía linealmente de cero en A a un valor máximo T0/L en B. El segmento BC tiene un par de torsión linealmente distribui- do con intensidad t(x) = T0/3L de signo opuesto al aplicado a lo largo de AB. Además, el momento polar de inercia de AB es el doble que el de BC y el módulo de elasticidad en cortante del material es G. (a) Encuentre el par de torsión de la reacción RA. (b) Encuentre los momentos torsionales internos T(x) en los segmentos AB y BC. Prob. 3.4.17 A B t(x) L Prob. 3.4.18 D M T 0 RA Fc A B C L 2 — T0 L — T0 3L — L 2 — 2Ip IP **3.4.19 Un alambre de una aleación de magnesio con diá- metro d = 4 mm y longitud L gira dentro de un tubo flexible a fin de abrir o cerrar un interruptor desde una ubicación remota (consulte la figura). Se aplica un par de torsión manualmente (ya sea en el sentido de las manecillas del reloj o contrario a éste) en B, torciendo así el alambre dentro del tubo. En el otro extremo A, la rotación del alambre opera una manija que abre o cierra el interruptor. Se requiere un par de torsión T0 = 0.2 N∙m para operar el interruptor. La rigidez torsional del tubo, combinada con la fricción entre el tubo y el alambre, induce un par de torsión distribuido con intensidad constante t = 0.04 N∙m/m (par de torsión por unidad de distancia) que actuá a lo largo de toda la longitud del alambre. (a) Si el esfuerzo cortante permisible en el alambre es tperm = 30 MPa, ¿cuál es la longitud máxima permisible Lmáx del alambre? (b) Si el alambre tiene una longitud L = 4.0 m y el módu- lo de elasticidad en cortante para el alambre es G = 15 GPa, ¿cuál es el ángulo de torsión f (en grados) entre los extremos del alambre? Prob. 3.4.19 t d A B T T0 = par de torsión Tubo flexible
- 314. 292 CapÍtulo 3 Torsión 3.4.20 Dos tubos huecos están conectados por un pasador en B, que se inserta en un agujero que pasa por los dos tubos en B (consulte la vista de sección transversal en B). El tubo BC está ajustado firmemente en el tubo AB pero no tome en cuenta ninguna fricción sobre la interfaz. Los diámetros interior y ex- terior del tubo di (i = 1, 2, 3) y el diámetro de pasador dp están identificados en la figura. El par de torsión T0 se aplica en C. El módulo de elasticidad en cortante del material es G. Formule expresiones para el par de torsión máximo T0,máx que se puede aplicar en C para cada una de las condiciones siguientes. (a) El cortante en el pasador de conexión es menor que algún valor permisible (tpasador tp,perm). (b) El cortante en el tubo AB o BC es menor que algún valor permisible (ttubo tt,perm). (c) ¿Cuál es la rotación máxima fC para cada uno de los casos (a) y (b) anteriores? 3.5.2 Una barra hueca de acero (G = 80 GPa) se somete a pares de torsión T (consulte la figura). La torsión de la barra produce una deformación unitaria máxima gmáx = 640 × 10–6 rad. La barra tiene diámetros exterior e interior de 150 mm y 120 mm, respectivamente. (a) Determine la deformación unitaria máxima por ten- sión en la barra. (b) Determine el esfuerzo de tensión máximo en la barra. (c) ¿Cuál es la magnitud de los pares de torsión apli- cados T? 3.5.3 Una barra tubular con diámetro exterior d2 = 4.0 in se tuerce por pares de torsión T = 70.0 k-in (consulte la figura). Ante la acción de estos pares de torsión, se determina que el esfuerzo de tensión máximo en la barra es 6400 psi. (a) Determine el diámetro interior d1 de la barra. (b) Si la barra tiene una longitud L = 48.0 in y está hecha de aluminio con módulo en cortante G = 4.0 × 106 psi, ¿cuál es el ángulo de torsión f (en grados) entre los extremos de la barra? (c) Determine la deformación unitaria por cortante máxi- ma gmáx (en radianes) 3.5.4 Una barra circular sólida con diámetro d = 50 mm (consulte la figura) se tuerce en una máquina de pruebas hasta que el par de torsión aplicado alcanza el valor T = 500 N∙m. En este valor del par de torsión, un deformímetro orientado a 45° con respecto al eje de la barra da una lectura = 339 × 10–6 . ¿Cuál es el módulo de cortante G del material? Cortante puro 3.5.1 Un eje hueco de aluminio (consulte la figura) tiene un diámetro exterior d2 = 4.0 in y diámetro interior d1 = 2.0 in. Cuando se tuerce por los pares de torsión T, el eje tiene un ángulo de torsión por unidad de distancia igual a 0.54°/ft. El módulo de elasticidad del aluminio es G = 4.0 × 106 psi. (a) Determine el esfuerzo de tensión máximo smáx en el eje. (b) Determine la magnitud de los pares de torsión apli- cados T. Prob. 3.4.20 3.5.5 Un tubo de acero (G = 11.5 × 106 psi) tiene un diá- metro exterior d2 = 2.0 in y un diámetro interior d1 = 1.5 in. Cuando se tuerce por un par de torsión T, el tubo desarrolla una deformación unitaria normal máxima de 170 × 10–6 . ¿Cuál es la magnitud del par de torsión aplicado T? d2 d1 L d2 T T Probs. 3.5.1, 3.5.2 y 3.5.3 Prob. 3.5.4 T T = 500 N·m d = 50 mm Deformímetro 45°
- 315. capítulo 3 Problemas 293 3.5.6 Una barra circular sólida de acero (G = 78 GPa) trans- mite una par de torsión T = 360 N∙m. Los esfuerzos permisi- bles en tensión, compresión y cortante son 90 MPa, 70 MPa y 40 MPa, respectivamente. Además, la deformación unitaria permisible en tensión es 220 × 10-6 . Determine el diámetro mínimo requerido d de la barra. 3.5.7 La deformación unitaria normal en la dirección a 45° sobre la superficie de un tubo circular (consulte la figura) es 880 × 10–6 cuando el par de torsión T = 750 lb-in. El tubo está hecho de una aleación de cobre con G = 6.2 × 106 psi. Si el diámetro exterior d2 del tubo es 0.8 in, ¿cuál es el diámetro interior d1? Transmisión de potencia 3.7.1 Un eje de un generador en una planta hidroeléctrica pe- queña gira a 120 rpm y suministra 50 hp (consulte la figura). (a) Si el diámetro del eje es d = 3.0 in, ¿cuál es el esfuer- zo cortante máximo tmáx en el eje? (b) Si el esfuerzo cortante está limitado a 4000 psi, ¿cuál es el diámetro mínimo permisible dmín del eje? 3.5.8 Un tubo de aluminio con diámetro interior d1 = 50 mm y módulo de elasticidad en cortante G = 27 GPa se somete a un par de torsión T = 4.0 kN∙m. El esfuerzo cortante permisi- ble en el aluminio es 50 MPa y la deformación unitaria normal permisible es 900 × 10–6 . Determine el diámetro exterior d2 requerido. 3.5.9 Una barra sólida de acero (G = 11.8 × 106 psi) con diá- metro d = 2.0 in está sometida a pares de torsión T = 8.0 k-in que actúan en los sentidos que se muestran en la figura. (a) Determine los esfuerzos máximos de cortante, tensión y compresión en la barra y muéstrelos en diagramas de ele- mentos de esfuerzo orientados apropiadamente. (b) Determine las deformaciones máximas correspon- dientes (en cortante, tensión y compresión) en la barra y mués- trelas en diagramas de los elementos deformados. Prob. 3.5.7 T T = 750 lb-in d2 = 0.8 in Deformímetro 45° 3.5.10 Una barra sólida de aluminio (G = 27 GPa) con diá- metro d = 40 mm se somete a pares de torsión T = 300 N ∙ m que actúan en los sentidos que se muestran en la figura. (a) Determine los esfuerzos máximos en cortante, tensión y compresión en la barra y muéstrelos en diagramas de ele- mentos de esfuerzo orientados apropiadamente. (b) Determine las deformaciones unitarias máximas co- rrespondientes (en cortante, tensión y compresión) en la barra y muéstrelas en diagramas de los elementos deformados. Prob. 3.5.9 T T = 8.0 k-in d = 2.0 in Prob. 3.5.10 T T = 300 N·m d = 40 mm 3.7.2 Un motor impulsa un eje a 12 Hz y suministra 20 kW de potencia (consulte la figura). (a) Si el eje tiene un diámetro de 30 mm, ¿cuál es el es- fuerzo cortante máximo tmáx en el eje? (b) Si el esfuerzo cortante máximo permisible es 40 MPa, ¿cuál es el diámetro mínimo permisible dmín del eje? Prob. 3.7.1 d 120 rpm 50 hp Prob. 3.7.2 d 12 Hz 20 kW 3.7.3 El eje de la hélice de un barco grande tiene un diáme- tro exterior de 18 in y un diámetro interior de 12 in, como se muestra en la figura. El eje está clasificado para un esfuerzo cortante máximo de 4500 psi. (a) Si el eje gira a 100 rpm, ¿cuál es la potencia máxima, en caballos de potencia, que se puede transmitir sin sobrepasar el esfuerzo permisible? (b) Si la velocidad rotacional del eje se duplica pero los requerimientos de potencia permanecen iguales, ¿qué pasa con el esfuerzo cortante en el eje? Prob. 3.7.3 18 in 12 in 18 in 100 rpm
- 316. 294 CapÍtulo 3 Torsión 3.7.4 El eje motriz de un camión (diámetro exterior de 60 mm y diámetro interior de 40 mm) está girando a 2500 rpm (consulte la figura). (a) Si el eje transmite 150 kW, ¿cuál es el esfuerzo cor- tante máximo en el eje? (b) Si el esfuerzo cortante permisible es 30 MPa, ¿cuál es la potencia máxima que se puede transmitir? *3.7.9 Un motor suministra 275 hp a 1000 rpm al extremo de un eje (consulte la figura). Los engranes en B y C toman 125 y 150 hp, respectivamente. Determine el diámetro d requerido del eje si el esfuerzo cortante permisible es 7500 psi y el ángulo de torsión entre el motor y el engrane C está limitado a 1.5°. (Suponga G = 11.5 × 106 psi, L1 = 6 ft y L2 = 4 ft). 3.7.5 Un eje circular hueco que va a usarse en una estación de bombeo se está diseñando con un diámetro interior igual a 0.75 veces el diámetro exterior. El eje debe transmitir 400 hp a 400 rpm sin exceder el esfuerzo cortante máximo permisible de 6000 psi. Determine el diámetro exterior d mínimo requerido. 3.7.6 Un eje tubular diseñado para utilizarse en un sitio de construcción debe transmitir 120 kW a 1.75 Hz. El diámetro interior del eje tendrá la mitad del diámetro exterior. Si el esfuerzo cortante permisible en el eje es 45 MPa, ¿cuál es el diámetro exterior d mínimo requerido? 3.7.7 Un eje de hélice con sección transversal circular y diá- metro d esta empalmado mediante un collarín del mismo ma- terial (consulte la figura). El collarín está firmemente unido a las dos partes del eje. ¿Cuál debe ser el diámetro exterior mínimo d1 del colla- rín a fin de que el empalme pueda transmitir la misma potencia que el eje sólido? d d1 Prob. 3.7.4 60 mm 2500 rpm 60 mm 40 mm Prob. 3.7.7 3.7.8 ¿Cuál es la potencia máxima que puede suministrar un eje hueco de hélice (diámetro exterior de 50 mm, diámetro interior de 40 mm y módulo de elasticidad en cortante de 80 GPa) que gira a 600 rpm si el esfuerzo cortante permisible es 100 MPa y la razón de torsión permisible es 3.0°/m? *3.7.10 El eje ABC que se muestra en la figura está impul- sado por un motor que suministra 300 kW a una velocidad rotacional de 32 Hz. Los engranes en B y C toman 120 y 180 kW, respectivamente. Las longitudes de las dos partes del eje son L1 = 1.5 m y L2 = 0.9 m. Determine el diámetro d requerido del eje si el esfuerzo cortante permisible es 50 MPa, el ángulo de torsión permisible entre los puntos A y C es 4.0° y G = 75 GPa. Elementos torsionales estáticamente indeterminados 3.8.1 Una barra circular sólida ABCD con soportes fijos está sometida a los pares de torsión T0 y 2T0 en las ubicaciones que se muestran en la figura. Obtenga una fórmula para el ángulo de torsión máximo fmáx de la barra. (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.46a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos.) Probs. 3.7.9 y 3.7.10 C B A d L1 Motor L2 Prob. 3.8.1 A B C D TD 2T0 T0 TA 3L — 10 3L — 10 4L — 10 L
- 317. capítulo 3 Problemas 295 3.8.2 Una barra sólida circular ABCD con soportes fijos en los extremos A y D está sometida a dos pares de torsión igua- les y con sentidos opuestos T0 como se muestra en la figura. Los pares de torsión se aplican en los puntos B y C, cada uno de ellos se ubica a una distancia x desde un extremo de la ba- rra. (La distancia x puede variar de cero a L/2. (a) ¿Para qué distancia x el ángulo de torsión en los pun- tos B y C será un máximo? (b) ¿Cuál es el ángulo de torsión fmáx correspondiente? (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.46a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos.) 3.8.5 Un eje escalonado ACB que tiene secciones transversa- les circulares sólidas con dos diámetros diferentes se mantiene fijo contra la rotación en los extremos (consulte la figura). Si el esfuerzo cortante permisible en el eje es 6000 psi, ¿cuál es el par de torsión máximo (T0)máx que se puede aplicar en la sección C? (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.45a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos.) Prob. 3.8.2 A B C D T0 T0 TD TA L x x 3.8.3 Un eje circular sólido AB con diámetro d tiene sus ex- tremos fijos para evitar su rotación (consulte la figura). Un disco circular está conectado al eje en la ubicación mostrada. ¿Cuál es el ángulo de rotación máximo permisible fmáx del disco si el esfuerzo cortante permisible en el eje es tperm? (Suponga que a b. Además, utilice las ecuaciones 3.46a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos.) 3.8.4 Un eje hueco de acero ACB con diámetro exterior de 50 mm y diámetro interior de 40 mm está fijo en los extremos A y B (consulte la figura) a fin de evitar su rotación. Las fuerzas horizontales P se aplican en los extremos de un brazo vertical que está soldado al eje en el punto C. Determine el valor permisible de las fuerzas P si el es- fuerzo cortante máximo permisible en el eje es 45 MPa. (Su- gerencia: utilice las ecuaciones 3.46a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos.) Prob. 3.8.3 Disco d A B Disco b a Prob. 3.8.4 A B C P P 200 mm 200 mm 600 mm 400 mm 3.8.6 Un eje escalonado ACB que tiene secciones transversa- les circulares sólidas con dos diámetros diferentes se sostiene firmemente para evitar la rotación en sus extremos (consulte la figura). Si el esfuerzo cortante permisible en el eje es de 43 MPa, ¿cuál es el par de torsión máximo (T0)máx que se puede aplicar en la sección C? (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.45a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos.) Prob. 3.8.5 A 0.75 in 6.0 in 15.0 in 1.50 in B C T0 Prob. 3.8.6 B T0 A 450 mm C 225 mm 20 mm 25 mm
- 318. 296 CapÍtulo 3 Torsión 3.8.7 Un eje escalonado ACB se sostiene firmemente para evitar la rotación en los extremos A y B y se somete a un par de torsión T0 que actúa en la sección C (consulte la figura). Los dos segmentos del eje (AC y CB) tienen diámetros dA y dB, respectivamente, y momentos polares de inercia IPA e IPB, respectivamente. El eje tiene una longitud L y la longitud del segmento AC es a. (a) ¿Para qué razón a/L serán iguales los esfuerzos cor- tantes máximos en los dos segmentos del eje? (b) ¿Para qué razón a/L serán iguales los pares de torsión internos en los dos segmentos del eje? (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.45a y b del ejemplo 3.9 para obtener los pares de torsión reactivos). 3.8.10 Una barra sólida de acero con diámetro d1 = 25.0 mm está contenida por un tubo de acero con diámetro exterior d3 = 37.5 mm y diámetro interior d2 = 30.0 mm (consulte la figura). Tanto la barra como el tubo se mantienen rígidamente mediante un soporte en el extremo A y están unidos firmemen- te a una placa rígida en el extremo B. La barra compuesta, que tiene una longitud L = 550 mm, se tuerce por un par de torsión T = 400 N∙m que actúa sobre la placa extrema. (a) Determine los esfuerzos cortantes máximos t1 y t2 en la barra y el tubo, respectivamente. (b) Determine el ángulo de rotación f (en grados) de la placa extrema, suponiendo que el módulo de elasticidad en cortante del acero es G = 80 GPa. (c) Determine la rigidez torsional kT de la barra compues- ta. (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.44a y b para encontrar los pares de torsión en la barra y el tubo). 3.8.8 Una barra circular AB con longitud L está fija en ambos extremos para evitar la rotación y cargada por un par de tor- sión distribuido t(x) con intensidad que varía linealmente de cero en el extremo A a t0 en el extremo B (consulte la figura). Obtenga fórmulas para los pares de torsión en los extre- mos fijos TA y TB. 3.8.9 Una barra circular AB con extremos fijos para evitar su rotación tiene un agujero que se extiende hasta la mitad de su longitud (consulte la figura). El diámetro exterior de la barra es d2 = 3.0 in y el diámetro del agujero es d1 = 2.4 in. La longitud total de la barra es L = 50 in. ¿A qué distancia x desde el extremo izquierdo de la barra se debe aplicar un par de torsión T0 de manera que los pares de torsión reactivos en los soportes sean iguales? Prob. 3.8.7 B T0 A C IPA dA dB IPB a L Prob. 3.8.8 A t(x) t0 TB TA B L x Prob. 3.8.9 2.4 in 3.0 in B A x 3.0 in T0 25 in 25 in Probs. 3.8.10 y 3.8.11 A Tubo T Placa extrema B Barra L d3 d2 d1
- 319. capítulo 3 Problemas 297 3.8.11 Una barra sólida de acero con diámetro d1 = 1.50 in está contenida por un tubo de acero con diámetro exterior d3 = 2.25 in y diámetro interior d2 = 1.75 in (consulte la figura). Tanto la barra como el tubo se sostienen rígidamente median- te un soporte en el extremo A y están unidos firmemente a una placa rígida en el extremo B. La barra compuesta, que tiene una longitud L = 30.0 in, se tuerce por un par de torsión T = 5000 lb-in, que actúa sobre la placa extrema. (a) Determine los esfuerzos cortantes máximos t1 y t2 en la barra y el tubo, respectivamente. (b) Determine el ángulo de rotación f (en grados) de la placa extrema, suponiendo que el módulo en cortante del ace- ro es G = 11.6 × 106 psi. (c) Determine la rigidez torsional kT de la barra compues- ta. (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.44a y b para encontrar los pares de torsión en la barra y el tubo. *3.8.12 El eje compuesto que se muestra en la figura se ma- nufacturó ajustando por contracción un manguito de acero sobre un núcleo de latón de manera que las dos partes actúen como una sola barra sólida en torsión. Los diámetros exterio- res de las dos partes son d1 = 40 mm para el núcleo de latón y d2 = 50 mm para el manguito de acero. Los módulos de elasticidad en cortante son Gb = 36 GPa para el latón y Gs = 80 GPa para el acero. Suponiendo que los esfuerzos cortantes permisibles en el latón y el acero son tb = 48 MPa y ts = 80 MPa, respecti- vamente, determine el par de torsión máximo permisible Tmáx que se puede aplicar al eje. (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.44a y b para encontrar los pares de torsión). *3.8.13 El eje compuesto que se muestra en la figura se ma- nufacturó ajustando por contracción un manguito de acero sobre un núcleo de latón de manera que las dos partes actúan como una sola barra sólida en torsión. Los diámetros exterio- res de las dos partes son d1 = 1.6 in para el núcleo de latón y d2 = 2.0 in para el manguito de acero. Los módulos de elas- ticidad en cortante son Gb = 5400 ksi para el latón y Gs = 12,000 ksi para el acero. Suponiendo que los esfuerzos cortantes permisibles en el latón y el acero son tb = 4500 psi y ts = 7500 psi, respecti- vamente, determine el par de torsión máximo permisible Tmáx que se puede aplicar al eje. (Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.44a y b para encontrar los pares de torsión). 3.8.14 Un eje de acero (Gs = 80 GPa) con longitud total L = 3.0 m está contenido en un tercio de su longitud por un man- guito de latón (Gb = 40 GPa) que está firmemente unido al acero (consulte la figura). Los diámetros exteriores del eje y el manguito son d1 = 70 mm y d2 = 90 mm, respectivamente. (a) Determine el par de torsión permisible T1 que se pue- de aplicar a los extremos del eje si el ángulo de torsión entre los extremos está limitado a 8.0°. (b) Determine el par de torsión permisible T2 si el esfuer- zo cortante en el latón está limitado a tb = 70 MPa. (c) Determine el par de torsión permisible T3 si el esfuer- zo cortante en el acero está limitado a ts = 110 MPa. (d) ¿Cuál es el par de torsión máximo permisible Tmáx si se deben cumplir las tres condiciones anteriores? Probs. 3.8.12 y 3.8.13 Manguito de acero T T Núcleo de latón d1 d2 Prob. 3.8.14 d2 d1 T A B C T = 2.0 m Eje de acero Eje de acero Manguito de latón Manguito de latón 1.0 m = 2.0 m d2 = 90 mm d1 = 70 mm L 2 L 2 d2 d1 d1
- 320. 298 CapÍtulo 3 Torsión 3.8.15 Un tubo AB de una aleación de aluminio uniforme- mente ahusado con sección transversal circular y longitud L está fijo contra la rotación en A y B, como se muestra en la figura. Los diámetros exteriores en los extremos son dA y dB = 2dA. Una sección hueca con longitud L/2 y espesor constante t = dA/10 está moldeada en el tubo y se extiende desde B hasta la mitad del tubo hacia A. El par de torsión T0 se aplica en L/2. (a) Encuentre los pares de torsión reactivos en los sopor- tes, TA y TB. Utilice los valores numéricos siguientes: dA = 2.5 in, L = 48 in, G = 3.9 × 106 psi, T0 = 40,000 in-lb. (b) Repita el inciso (a) si la sección hueca tiene un diá- metro constante dA. 3.8.16 Un tubo circular hueco A (diámetro exterior dA, espe- sor de pared tA) se ajusta sobre el extremo de un tubo circular B (dB, tB), como se muestra en la figura. Los extremos más alejados de los dos tubos están fijos. Al inicio, un agujero que atraviesa el tubo B forma un ángulo b con una línea que pasa por los dos agujeros en el tubo A. Luego el tubo B se tuerce hasta que los agujeros están alineados y se coloca un pasador (diámetro dp) que pasa por ellos. Cuando el tubo B se libera, el sistema regresa al equilibrio. Suponga que G es constante. (a) Utilice superposición para encontrar los pares de tor- sión reactivos TA y TB en los soportes. (b) Formule una expresión para el valor máximo de b si el esfuerzo cortante en el pasador, tp, no puede exceder tp,perm. (c) Formule una expresión para el valor máximo de b si el esfuerzo cortante en los tubos, tt, no puede exceder tt,perm. (d) Formule una expresión para el valor máximo de b si el esfuerzo de soporte en el pasador en C no puede sobrepasar sb,perm. Energía de deformación en torsión 3.9.1 Una barra circular sólida de acero (G = 11.4 × 106 psi) con longitud L = 30 in y diámetro d = 1.75 in se somete a torsión pura por pares de torsión T que actúan en los extremos (consulte la figura). (a) Calcule la cantidad de energía de deformación U al- macenada en la barra cuando el esfuerzo cortante máximo es 4500 psi. (b) A partir de la energía de deformación, calcule el án- gulo de torsión f (en grados). TA A T Fijo contra rotación Fijo contra rotación (a) t t L 2 — L Fijo contra rotación Fijo contra rotación dB d d(x) dB d dA d (b) L 2 — L dA TB T T0 T 0 T TB T dA constante Prob. 3.8.15 Prob. 3.8.16 Pasador en C Tubo A Tubo B b Sección transversal en C C L Tubo B Tubo A L IPA IPB TA TB A B Probs. 3.9.1 y 3.9.2 L d T T
- 321. capítulo 3 Problemas 299 3.9.2 Una barra circular sólida de cobre (G = 45 GPa) con longitud L = 0.75 m y diámetro d = 40 mm se somete a tor- sión pura por pares de torsión T que actúan en los extremos (consulte la figura). (a) Calcule la cantidad de energía de deformación U al- macenada en la barra cuando el esfuerzo cortante máximo es 32 MPa. (b) A partir de la energía de deformación, calcule el án- gulo de torsión f (en grados). 3.9.3 Un eje escalonado con secciones transversales circula- res sólidas (consulte la figura) tiene una longitud L = 45 in, diámetro d2 = 1.2 in y diámetro d1 = 1.0 in. El material es latón con G = 5.6 × 106 psi. Determine la energía de deformación U del eje si el án- gulo de torsión es 3.0°. 3.9.6 Obtenga una fórmula para la energía de deformación U de la barra circular estáticamente indeterminada que se mues- tra en la figura. La barra tiene soportes fijos en los extremos A y B, y está cargada por pares de torsión 2T0 y T0 en los puntos C y D, respectivamente. Sugerencia: utilice las ecuaciones 3.46a y b del ejemplo 3.9, sección 3.8, para obtener los pares de torsión reactivos. 3.9.4 Un eje escalonado con secciones transversales circula- res sólidas (consulte la figura) tiene una longitud L = 0.80 m, diámetro d2 = 40 mm y diámetro d1 = 30 mm. El material es acero con G = 80 GPa. Determine la energía de deformación U del eje si el án- gulo de torsión es 1.0°. 3.9.5 Una barra en voladizo con sección transversal circular y longitud L está fija en un extremo y libre en el otro (consulte la figura). La barra está cargada por un par de torsión T en el extremo libre y por un par de torsión con intensidad constante t por unidad de distancia a lo largo de la longitud de la barra. (a) ¿Cuál es la energía de deformación U1 de la barra cuando la carga T actúa sola? (b) ¿Cuál es la energía de deformación U2 cuando la car- ga t actúa sola? (c) ¿Cuál es la energía de deformación U3 cuando las dos cargas actúan simultáneamente? Probs. 3.9.3 y 3.9.4 d2 d1 T T L — 2 L — 2 L T t Prob. 3.9.5 3.9.7 Un eje escalonado estáticamente indeterminado ACB está fijo en los extremos A y B, y cargado por un par de torsión T0 en el punto C (consulte la figura). Los dos segmentos del eje están hechos del mismo material, tienen longitudes LA y LB, y tienen momentos polares de inercia IPA e IPB. Determine el ángulo de rotación f de la sección transver- sal en C empleando la energía de deformación. Sugerencia: utilice la ecuación 3.51b para determinar la energía de deformación U en términos del ángulo f. Luego iguale la energía de deformación con el trabajo realizado por el par de torsión T0. Compare su resultado con la ecuación 3.48 del ejemplo 3.9, sección 3.8. Prob. 3.9.6 2T0 T0 B A D C L — 4 L — 4 L — 2 T0 LA LB A C IPA IPB B Prob. 3.9.7
- 322. 300 CapÍtulo 3 Torsión 3.9.8 Deduzca una fórmula para la energía de deformación U de la barra en voladizo que se muestra en la figura. La barra tiene secciones transversales circulares y lon- gitud L. Está sometida a un par de torsión distribuido con in- tensidad t por unidad de distancia. La intensidad varía lineal- mente de t = 0 en el extremo libre a un valor máximo t = t0 en el soporte. Cuando la barra B se libera y el sistema regresa al equili- brio, ¿cuál es la energía de deformación total U de las dos ba- rras? (Sean IPA e IPB los momentos polares de inercia de las barras A y B, respectivamente. La longitud L y el módulo de elasticidad en cortante G son los mismos para las dos barras). *3.9.9 Un tubo hueco de pared delgada AB con forma cónica tiene un espesor constante t y diámetros promedio dA y dB en los extremos (consulte la figura). (a) Determine la energía de deformación U del tubo cuando se somete a torsión pura por pares de torsión T. (b) Determine el ángulo de torsión f del tubo. Nota: utilice la fórmula aproximada IP ≈ πd3 t/4 para un anillo circular delgado; consulte el caso 22 del apéndice D. Prob. 3.9.8 L t t0 *3.9.10 Un tubo circular hueco A se ajusta sobre el extremo de una barra circular sólida B, como se muestra en la figura. Los extremos alejados de las dos barras están fijos. Al inicio, un agujero que atraviesa la barra B forma un ángulo b con una línea que pasa por los dos agujeros en el tubo A. Luego la barra B se tuerce hasta que se alinean los agujeros y se coloca un pasador que pasa por ellos. Prob. 3.9.9 L t t T T A dA dB B **3.9.11 Un volante de inercia pesado que gira a n revolu- ciones por minuto está conectado rígidamente al extremo de un eje con diámetro d (consulte la figura). Si el cojinete en A se detiene repentinamente, ¿cuál será el ángulo de torsión máximo f del eje? ¿Cuál es el esfuerzo cortante máximo co- rrespondiente en el eje? (Sea L = longitud del eje, G = módulo de elasticidad en cortante e Im = momento de inercia de la masa del volante de inercia con respecto al eje longitudinal del eje. No tome en cuenta la fricción en los cojinetes B y C ni la masa del eje). Sugerencia: iguale la energía cinética del volante de iner- cia que gira con la energía de deformación del eje. Prob. 3.9.10 L Barra B Barra B Tubo A Tubo A L IPA IPB b Prob. 3.9.11 n (rpm) C B d A
- 323. capítulo 3 Problemas 301 Tubos de pared delgada 3.10.1 Un tubo circular hueco con diámetro interior de 10.0 in y espesor de pared de 1.0 in (consulte la figura) está sometido a un par de torsión T = 1200 k-in. Determine el esfuerzo cortante máximo en el tubo em- pleando (a) la teoría aproximada para tubos de pared delgada y (b) la teoría exacta de la torsión. ¿La teoría aproximada da resultados conservadores o no conservadores? 3.10.4 Un tubo de acero de pared delgada con sección trans- versal rectangular (consulte la figura) tiene dimensiones hasta su línea central b = 150 mm y h = 100 mm. El espesor de la pared t es constante e igual a 6.0 mm. (a) Determine el esfuerzo cortante en el tubo debido al par de torsión T = 1650 N∙m. (b) Determine el ángulo de torsión (en grados) si la longi- tud L del tubo es 1.2 m y el módulo de elasticidad en cortante G es 75 GPa. 3.10.5 Un tubo circular de pared delgada y una barra sólida del mismo material (consulte la figura) se someten a torsión. El tubo y la barra tienen la misma área de sección transversal e igual longitud. ¿Cuál es la razón entre energía de deformación U1 en el tubo y la energía deformación U2 en la barra sólida si los es- fuerzos cortantes máximos son iguales en los dos casos? (Para el tubo, utilice la teoría aproximada para barras de pared delgada). 3.10.2 Una barra circular sólida con diámetro d se reempla- zará con un tubo rectangular que tiene una sección transversal rectangular d × 2d hasta la línea central de la sección trans- versal (consulte la figura). Determine el espesor necesario tmín del tubo de manera que el esfuerzo cortante máximo en el tubo no exceda el es- fuerzo cortante máximo en la barra sólida. Prob. 3.10.1 10.0 in 1.0 in 3.10.3 Un tubo de aluminio de pared delgada con sección transversal rectangular (consulte la figura) tiene dimensiones hasta su línea central b = 6.0 in y h = 4.0 in. El espesor de la pared t es constante e igual a 0.25 in. (a) Determine el esfuerzo cortante en el tubo debido al par de torsión T = 15 k-in. (b) Determine el ángulo de torsión (en grados) si la lon- gitud L del tubo es 50 in y el módulo de elasticidad en cortante G es 4.0 × 106 psi. Prob. 3.10.2 t 2d t d d Probs. 3.10.3 y 3.10.4 t b h 3.10.6 Calcule el esfuerzo cortante t y el ángulo de torsión f (en grados) para un tubo de acero (G = 76 GPa) que tiene la sección transversal que se muestra en la figura. El tubo tiene una longitud L = 1.5 m y está sometido a un par de torsión T = 10 kN ∙ m. b = 100 mm t = 8 mm r = 50 mm r = 50 mm Prob. 3.10.6 Prob. 3.10.5 Tubo (1) Barra (2)
- 324. 302 CapÍtulo 3 Torsión 3.10.7 Un tubo de acero de pared delgada que tiene sección transversal elíptica con espesor constante t (consulte la figura) está sometido a un par de torsión T = 18 k-in. Determine el esfuerzo cortante t y la razón de torsión u� (en grados por pulgada) si G = 12 × 106 psi, t = 0.2 in, a = 3 in y b = 2 in. (Nota: consulte el apéndice D, caso 16, para obtener las propiedades de una elipse.) 3.10.8 Un par de torsión T se aplica a un tubo de pared del- gada que tiene una sección transversal hexagonal regular con espesor de pared constante t y longitud b en cada lado (con- sulte la figura). Obtenga fórmulas para el esfuerzo cortante t y la razón de torsión u. 3.10.9 Compare el ángulo de torsión f1 para un tubo circular de pared delgada (consulte la figura) calculado a partir de la teoría aproximada para barras de pared delgada con el ángulo de torsión f2 calculado con la teoría exacta de la torsión para barras circulares. (a) Exprese la razón f1/f2 en términos de la razón adi- mensional b = r/t. (b) Calcule la razón de los ángulos de torsión b = 5, 10 y 20. ¿Qué concluye a partir de estos resultados acerca de la precisión de la teoría aproximada? Prob. 3-10.7 t 2a 2b Prob. 3.10.8 t b *3.10.10 Un tubo rectangular de pared delgada tiene espesor uniforme t y dimensiones a × b hasta la línea central de la sección transversal (consulte la figura). ¿Cómo varía el esfuerzo cortante en el tubo con la razón b = a/b si la longitud total Lm de la línea central de la sección transversal y el par de torsión T permanecen constantes? A partir de sus resultados, demuestre que el esfuerzo cor- tante es mínimo cuando el tubo es cuadrado (b = 1). Prob. 3.10.10 t a b *3.10.11 Una barra tubular de aluminio (G = 4 × 106 psi) con sección transversal cuadrada (consulte la figura) y dimen- siones exteriores de 2 in × 2 in debe resistir un par de torsión T = 3000 lb-in. Calcule el espesor de pared mínimo requerido tmín si el esfuerzo cortante permisible es 4500 psi y la razón de torsión permisible es 0.01 rad/ft. *3.10.12 Un eje tubular delgado con sección transversal cir- cular (consulte la figura) con diámetro interior de 100 mm se somete a un par de torsión de 5000 N∙m. Si el esfuerzo cortante permisible es 42 MPa, determine el espesor de pared requerido t empleando (a) la teoría aproxi- mada para un tubo de pared delgada y (b) la teoría exacta de la torsión para una barra circular. Prob. 3.10.11 t 2 in 2 in Prob. 3.10.12 t 100 mm Prob. 3.10.9 r C t
- 325. capítulo 3 Problemas 303 **3.10.13 Un tubo ahusado de pared delgada largo AB con sección transversal circular (consulte la figura) se somete a un par de torsión T. El tubo tiene una longitud L y un espesor de pared constante t. Los diámetros hasta la línea central de las secciones transversales en los extremos A y B son dA y dB, respectivamente. Deduzca la fórmula siguiente para el ángulo de torsión del tubo: f p 2T G L t dA d2 A d2 B dB Sugerencia: si el ángulo de ahusamiento es pequeño, podemos obtener resultados aproximados aplicando las fórmulas para un tubo prismático de pared delgada a un elemento diferencial del tubo ahusado y luego integrar a lo largo del eje del tubo. 3.11.2 Un eje escalonado con diámetros D1 = 40 mm y D2 = 60 mm está cargado por pares de torsión T = 1100 N∙m (consulte la figura). Si el esfuerzo cortante permisible en la concentración de esfuerzo es 120 MPa, ¿cuál es el radio menor Rmín que se pue- de emplear para el filete? 3.11.3 Un filete de un cuarto de círculo se utiliza en el hom- bro de un eje escalonado que tiene un diámetro D2 = 1.0 in (consulte la figura). Un par de torsión T = 500 lb-in actúa sobre el eje. Determine el esfuerzo cortante tmáx en la concentración de esfuerzo para los valores siguientes: D1 = 0.7, 0.8 y 0.9 in. Trace una gráfica que muestre tmáx contra D1. 3.11.4 Se requiere que el eje escalonado que se muestra en la figura transmita 600 kW de potencia a 400 rpm. El eje tiene un filete de un cuarto de círculo y el diámetro menor es D1 = 100 mm. Si el esfuerzo cortante permisible en la concentración de esfuerzo es 100 MPa, ¿a qué diámetro D2 se alcanzará este esfuerzo? ¿Este diámetro es un límite superior o inferior para el valor de D2? 3.11.5 Un eje escalonado (consulte la figura) tiene un diáme- tro D2 = 1.5 in y un filete de un cuarto de círculo. El esfuerzo cortante permisible es de 15,000 psi y la carga T = 4800 lb-in. ¿Cuál es el diámetro menor permisible D1? Concentraciones de esfuerzos en torsión Los problemas para la sección 3.11 se deben resolver consi- derando los factores de concentración de esfuerzos. 3.11.1 Un eje escalonado que consiste de segmentos circula- res sólidos con diámetros D1 = 2.0 in y D2 = 2.4 in (consulte la figura) se somete a pares de torsión T. El radio del filete es R = 0.1 in. Si el esfuerzo cortante permisible en la concentración de esfuerzo es 6000 psi, ¿cuál es el par de torsión máximo per- misible Tmáx? Prob. 3.10.13 t t L T T A B dA dB Probs. 3.11.1 a 3.11.5 T T R D2 D1
- 326. 304 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes gobiernan el diseño de vigas en una variedad de estructuras como marcos de edificios y puentes.
- 327. secCiÓn 1.1 Introducción ala mecánica de materiales 305 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes ASPECTOS GENERALES DEL CAPÍTULO Este capítulo se inicia con un repaso del análisis en dos dimensiones de vigas y marcos que aprendió en su primer curso de mecánica: la estática. Primero, se definen varios tipos de vigas, cargas y condiciones de apoyo para estructuras comunes, como vigas en voladizo y simples. Las cargas aplicadas pueden ser concentradas (ya sea una fuerza o un momento) o distribuidas. Las condiciones de apoyo incluyen los apoyos empotrados, de rodillo, articulados y deslizantes. El número y la configuración de los apoyos deben producir un modelo estable de la estructura que esté estáti- camente determinada o bien estáticamente indeterminada. En este capítulo estudiaremos las estructuras de vigas estáticamente determinadas y en el capítulo 10 consideraremos las vigas estáticamente indeterminadas. El enfoque en este capítulo se centra en los esfuerzos internos resultantes (axial N, cortante V y momento M) en cualquier punto de la estructura. En algunas estructuras se introducen “alivios” internos de la estructura en puntos específicos para controlar la magnitud de N, V o M en algunos elementos y, por tanto, se deben incluir en el modelo analítico. En estos puntos de alivio se puede considerar que N, V o M tienen un valor de cero. En el diseño de vigas y marcos son muy útiles las representaciones gráficas o diagramas que muestren la variación de N, V y M en toda la estructura (como veremos en el capítulo 5), ya que dichos diagramas identifican rápidamente las ubicaciones y los valores de la fuerza axial, del cortante y del momento máximo necesarios para el diseño. Los temas anteriores sobre vigas y marcos se analizan en este capítulo en el siguiente orden: 4.1 Introducción 306 4.2 Tipos de vigas, cargas y reacciones 306 4.3 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 313 4.4 Relaciones entre cargas, fuerzas cortantes y momentos flexionantes 320 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 325 Resumen y repaso del capítulo 337 Problemas 338 305 4
- 328. 306 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 4.1 INTRODUCCIÓN Los elementos estructurales suelen clasificarse de acuerdo con los tipos de cargas que soportan. Por ejemplo, una barra cargada axialmente soporta fuerzas con sus vectores dirigidos a lo largo del eje de la barra y una ba- rra en torsión soporta pares de torsión (o pares) que tienen sus vectores momento dirigidos a lo largo del eje. En este capítulo, iniciamos nuestro estudio de las vigas (figura 4.1), que son elementos estructurales sometidos a cargas laterales, es decir, fuerzas o momentos que tienen sus vectores perpendiculares al eje de la barra. Las vigas que se muestran en la figura 4.1 se clasifican como estruc- turas planares debido a que yacen en un solo plano. Si todas las cargas ac- túan en ese mismo plano y si todas las deflexiones (indicadas por las líneas discontinuas) también ocurren en ese plano, entonces nos referimos a éste como el plano de flexión. En este capítulo analizamos las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes en vigas y mostraremos cómo estas cantidades están relacio- nadas entre sí y con las cargas. La determinación de las fuerzas cortantes y de los momentos flexionantes es un paso esencial en el diseño de cualquier viga. Por lo general, no sólo necesitamos conocer los valores máximos de estas cantidades, sino también la manera en que varían a lo largo del eje de la viga. Una vez que se conocen las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes podemos determinar los esfuerzos, las deformaciones unitarias y las deflexiones, como se analiza en los capítulos 5, 6 y 9. Figura 4.1 Ejemplos de vigas sometidas a cargas laterales. 4.2 TIPOS DE VIGAS, CARGAS Y REACCIONES Las vigas se describen por la manera en que están apoyadas. Por ejemplo, una viga con un apoyo articulado en un extremo y un apoyo de rodillo en el otro (figura 4.2a) se denomina viga simplemente apoyada o viga simple. Figura 4.2 Tipos de vigas: (a) simple, (b) en voladizo y (c) viga con voladizo. A RA HA RB (a) B L a b c q P2 P1 a A RA HA (b) B L a b q1 q2 P3 5 12 MA A RA RB (c) B C L a M1 P4
- 329. La característica esencialde un apoyo articulado es que evita la transla- ción en el extremo de una viga pero no evita su rotación. De esta manera, el extremo A de la viga de la figura 4.2a no puede moverse horizontal o verticalmente pero el eje de la viga puede girar en el plano de la figura. En consecuencia, un apoyo articulado es capaz de desarrollar una fuerza de reacción con componentes tanto horizontal como vertical (HA y RA ), pero no puede desarrollar una reacción de momento. En el extremo B de la viga (figura 4.2a) el apoyo de rodillo evita la translación en la dirección vertical pero no en la dirección horizontal; de aquí que este apoyo puede resistir una fuerza vertical (RB ) pero no una fuerza horizontal. Por supuesto, el eje de la viga puede girar en B y en A. Las reacciones verticales en los apoyos de rodillo y en los apoyos articulados pueden actuar hacia arriba o hacia abajo y la reacción hori- zontal en el apoyo articulado puede actuar hacia la izquierda o hacia la derecha. En las figuras las reacciones se indican por líneas que atravie- san las flechas a fin de distinguirlas de las cargas, como ya se explicó en la sección 1.8. La viga que se muestra en la figura 4.2b, que está fija en un extremo y libre en el otro, se denomina viga en voladizo. En el apoyo fijo (o apoyo empotrado) la viga no puede trasladarse ni girar, en tanto que en el extremo libre puede hacer ambas cosas. En consecuencia, en el apoyo empotrado pueden existir tanto reacciones de fuerza como de momento. El tercer ejemplo en la figura es una viga con un voladizo (figura 4.2c). Esta viga está simplemente apoyada en los puntos A y B (es decir, tiene un apoyo articulado en A y un apoyo de rodillo en B) pero también se proyecta más allá del apoyo en B. El segmento BC en saliente es similar a una viga en voladizo excepto que el eje de la viga puede girar en el punto B. Al dibujar diagramas de vigas, identificamos los apoyos mediante sím- bolos convencionales, como los que se muestran en la figura 4.2. Estos símbolos indican la forma en que la viga está restringida y, por tanto, tam- bién muestran la naturaleza de las fuerzas y los momentos reactivos. Sin embargo, los símbolos no representan la construcción física real. Por ejem- plo, considere los ejemplos que se muestran en la figura 4.3. En la parte (a) de la figura se muestra un viga de patín ancho apoyada sobre un muro de concreto y sujeta por pernos de anclaje que pasan por agujeros ovalados en el patín inferior de la viga. Esta conexión restringe la viga contra un movi- miento vertical (hacia arriba o abajo) pero no evita el movimiento horizon- tal. Además, cualquier restricción contra la rotación del eje longitudinal de la viga es pequeña y por lo general se puede ignorar. En consecuencia, este tipo de apoyo es usual que se represente por un rodillo, como se muestra en la parte (b) de la figura. El segundo ejemplo (figura 4.3c) es una conexión de viga a columna en donde la primera está conectada al patín de la segunda mediante ángulos con pernos. (Consulte la fotografía). Este tipo de apoyo usualmente se su- pone que restringe la viga contra el movimiento horizontal y vertical pero no contra la rotación (la restricción contra la rotación es ligera debido a que tanto los ángulos de conexión, como la columna pueden flexionarse). Por tanto, esta conexión por lo general se representa como un apoyo articulado para la viga (figura 4.3d). secciÓn 4.2 Tipos de vigas, cargas y reacciones 307 Muro de concreto Perno de anclaje Agujero ovalado (a) (b) Placa de asiento Viga Viga (c) (d) Viga Columna Viga Figura 4.3 Viga apoyada sobre un muro: (a) construcción real y (b) representación como un apoyo de rodillo. Conexión de viga a columna: (c) construcción real y (d) representación como un apoyo articulado. Conexión viga a columna con una viga sujeta al patín de una columna y otra sujeta al alma de una columna
- 330. 308 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes El último ejemplo (figura 4.3e) es un poste metálico soldado a una placa base que está anclada a un pilar de concreto empotrado profundo en el suelo. Como la base del poste está completamente restringida contra la traslación y la rotación, se representa como un apoyo fijo (figura 4.3f). La tarea de representar una estructura real mediante un modelo ideali- zado, como se ilustra por las vigas de la figura 4.2, es un aspecto importante del trabajo en ingeniería. El modelo debe ser lo suficientemente simple para facilitar el análisis matemático y, sin embargo, lo suficientemente complejo para representar el comportamiento real de la estructura con una precisión razonable. Por supuesto, cada modelo es una aproximación del estado natural. Por ejemplo, los apoyos reales de una viga nunca son perfectamente rígidos y, por tanto, siempre habrá una cantidad pequeña de translación en un apo- yo articulado y una cantidad pequeña de rotación en un apoyo fijo. Además, los apoyos nunca están completamente libres de fricción y, por consiguiente, siempre habrá una cantidad pequeña de restricción contra la translación en un apoyo de rodillo. En la mayor parte de los casos, en especial para vigas está- ticamente indeterminadas, estas desviaciones de las condiciones idealizadas tienen poco efecto en la acción de la viga y se pueden ignorar con seguridad. Tipos de cargas En la figura 4.2 se ilustran varios tipos de cargas que actúan sobre vigas. Cuando una carga se aplica sobre un área muy pequeña se puede idealizar como una carga concentrada, que es una fuerza individual. En la figura los ejemplos son las cargas P1 , P2 , P3 y P4 . Cuando una carga se reparte a lo largo del eje de la viga, se representa como una carga distribuida, como la carga q en la parte (a) de la figura. Las cargas distribuidas se miden por su intensidad, que se expresa en unidades de fuerza por unidad de distancia (por ejemplo, newtons por metro o libras por pie). Una carga distribuida uniformemente o carga uniforme, tiene una intensidad constante q por unidad de distancia (figura 4.2a). Una carga variable tiene una intensidad que cambia con la distancia a lo largo del eje de la viga; por ejemplo, la carga linealmente variable de la figura 4-2b tiene una intensidad que varía linealmente de q1 a q2 . Otro tipo de carga es un par, ilustrado por el par de momento M1 que actúa sobre la viga con saliente (figura 4.2c). Como se mencionó en la sección 4.1, en este estudio suponemos que las cargas actúan en el plano de la figura, lo que significa que todas las fuer- zas deben tener sus vectores en dicho plano, y todos los pares deben tener sus vectores momento perpendiculares al plano de la figura. Además, la viga misma debe ser simétrica con respecto a ese plano, lo que significa que cada sección transversal de la viga debe tener un eje de simetría vertical. En estas condiciones, la viga se flexionará sólo en el plano de flexión (el plano de la figura). Reacciones Por lo general la determinación de las reacciones es el primer paso en el análisis de una viga. Una vez que se conocen las reacciones, se pueden determinar las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes, como se des- cribe más adelante en este capítulo. Si una viga está apoyada de una manera estáticamente determinada, todas las reacciones se pueden encontrar a par- tir de diagramas de cuerpo libre y mediante ecuaciones de equilibrio. Figura 4.3 Poste anclado a un pilar de concreto: (e) construcción real y (f) representación como un apoyo fijo. (e) (f) Poste Poste Placa base Pilar de concreto
- 331. En algunos casos,puede ser necesario agregar alivios internos en el modelo de la viga o marco para representar mejor las condiciones reales de construcción que pueden tener un efecto importante en el comportamiento global de la estructura. Por ejemplo, el claro interior de la viga del puente que se muestra en la figura 4.4 está soportado sobre apoyos de rodillo en ambos extremos, los que a su vez descansan sobre caballetes (o marcos) de concreto reforzado, pero se han insertado detalles de construcción en la viga en los dos extremos para asegurar que la fuerza axial y el momento en estas dos ubicaciones sean cero. Este detalle también permite que la calzada del puente se expanda o contraiga ante cambios de temperatura para evitar inducir esfuerzos térmicos grandes en la estructura. Para representar estos alivios en el modelo de la viga se han incluido una articulación (o alivio de momento interno, mostrado como un círculo sólido en cada extremo) y un alivio de fuerza axial (mostrado como una ménsula en forma de “C”) para mostrar que tanto la fuerza axial (N) como el momento flexionante (M), pero no el cortante (V), son cero en estos dos puntos a lo largo de la viga. (Las representaciones de los posibles tipos de alivios para una viga bidimensional y los elementos a torsión se muestran debajo de la fotogra- fía.) Como se muestra en los ejemplos siguientes, si se presentan alivios axiales, de cortante o de momento en el modelo de la estructura, ésta se debe descomponer en diagramas de cuerpo libre separables cortando a tra- vés del alivio; entonces se dispone de una ecuación adicional de equilibrio para usarse en la solución de las reacciones de apoyo desconocidas inclui- das en ese diagrama de cuerpo libre. Como ejemplo, determinemos las reacciones de la viga simple AB de la figura 4.2a. Esta viga está cargada por una fuerza inclinada P1 , una fuerza vertical P2 y una carga uniformemente distribuida con intensidad q. Iniciamos observando que la viga tiene tres reacciones desconocidas: una fuerza horizontal HA en el apoyo articulado, una fuerza vertical RA en Alivios internos y apoyos extremos en el modelo de una viga de un puente Articulación o rodillo Caballete de concreto reforzado del puente Modelo de viga Figura 4.4 Tipos de alivios de elementos internos para una viga bidimensional y elementos del marco. Figura 4.2a Viga simple. (Repetida.) A RA HA RB (a) B L a b c q P2 P1 a secciÓn 4.2 Tipos de vigas, cargas y reacciones 309 Alivio axial Alivio de cortante Alivio de momento flexionante Alivio de momento torsional Alivios de momentos y axiales
- 332. 310 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes el apoyo articulado y una fuerza vertical RB en el apoyo de rodillo. Para una estructura planar, como esta viga, sabemos de la estática que podemos escribir tres ecuaciones independientes de equilibrio. Por tanto, como hay tres reacciones desconocidas y tres ecuaciones, la viga es estáticamente determinada. La ecuación del equilibrio horizontal es Fhoriz 0 HA P1 cos a 0 de donde obtenemos HA P1 cos a Este resultado es tan obvio a partir de una inspección de la viga que por lo general no nos molestaríamos escribiendo la ecuación de equilibrio. Para encontrar las reacciones verticales RA y RB escribimos ecuaciones de equilibrio de momentos con respecto a los puntos B y A, respectivamen- te, tomando como positivos los momentos en sentido contrario al de las manecillas del reloj: MB 0 RAL (P1 sen a)(L a) P2(L b) qc2 /2 0 MA 0 RBL (P1 sen a)(a) P2b qc(L c/2) 0 Despejando RA y RB , obtenemos RA (P1 sen a L )(L a) P2(L L b) q 2 c L 2 RB (P1 sen L a)(a) P L 2b qc(L L c/2) Como verificación de estos resultados podemos escribir una ecuación de equilibrio en la dirección vertical y verificar si se reduce a una identidad. Si la estructura de la viga en la figura 4.2a se modifica para reemplazar el apoyo de rodillo en B con un apoyo articulado, ahora es una viga estática- mente indeterminada de primer grado. Sin embargo, si se inserta un alivio de fuerza axial en el modelo, como se muestra en la figura 4.5 justo a la iz- quierda del punto de aplicación de la carga P1 , la viga aún se puede analizar empleando sólo las leyes de la estática debido a que el alivio proporciona una ecuación adicional de equilibrio. La viga se debe cortar en el alivio para exponer las resultantes del esfuerzo interno N, V y M; pero ahora N = 0 en el alivio, por tanto las reacciones HA = 0 y HB = P1 cos a. Como segundo ejemplo, considere la viga en voladizo de la figura 4.2b. Las cargas consisten en una fuerza inclinada P3 y una carga variable lineal- mente distribuida. La última está representada por un diagrama trapezoidal con intensidad de carga que varía de q1 a q2 . Las reacciones en el apoyo fijo (empotramiento) son una fuerza horizontal HA , una fuerza vertical RA y un par MA . Del equilibrio de fuerzas en la dirección horizontal se obtiene HA 5 1 P 3 3 y del equilibrio en la dirección vertical, RA 1 1 2 3 P3 q1 2 q2 b Figura 4.5 Viga simple con alivio axial. Figura 4.2b Viga en voladizo. (Repetida.) A RA HA (b) B L a b q1 q2 P3 5 12 MA Alivio axial en x a P1 P2 RA HA A B RB HB q a a b L c
- 333. Al determinar estareacción partimos del hecho de que la resultante de la carga distribuida es igual al área del diagrama trapezoidal de carga. La reacción de momento MA en el apoyo fijo se determina con una ecuación de equilibrio de momentos. En este ejemplo sumaremos mo- mentos con respecto al punto A con la finalidad de eliminar HA y RA de la ecuación de momento. Además, con el fin de encontrar el momento de la carga distribuida, dividiremos el trapecio en dos triángulos, como se mues- tra mediante la línea discontinua en la figura 4.2b. Cada triángulo de carga se puede remplazar con su resultante, que es una fuerza con magnitud igual al área del triángulo y con su línea de acción a través del centroide del triángulo. De esta manera, el momento con respecto al punto A de la parte triangular inferior de la carga es q 2 1b L 2 3 b en donde q1 b/2 es la fuerza resultante (igual al área del diagrama triangular de carga) y L – 2b/3 es el brazo de momento (respecto al punto A) de la resultante. El momento de la parte triangular superior de la carga se obtiene me- diante un procedimiento similar y la ecuación final del equilibrio de mo- mentos (positivos en sentido contrario al de las manecillas del reloj) es MA 0 MA 1 1 2 3 P3 a q 2 1b L 2 3 b q 2 2b L b 3 0 de donde MA 12 1 P 3 3a q 2 1b L 2 3 b q 2 2b L b 3 Como esta ecuación da un resultado positivo, el momento reactivo MA ac- túa en el sentido supuesto, es decir, contrario al de las manecillas del reloj. (Las expresiones para RA y MA se pueden verificar tomando momentos con respecto al extremo B de la viga y verificando si la ecuación resultante de equilibrio se reduce a una identidad.) Si la estructura de la viga en voladizo en la figura 4.2b se modifica para agregar un apoyo de rodillo en B, ahora se le refiere como viga en voladizo “apuntalada” estáticamente indeterminada de primer grado. Sin embargo, si se inserta un alivio de momento en el modelo, como se muestra en la figura 4.6, justo a la derecha del punto de aplicación de la carga P3 , la viga aún se puede analizar empleando sólo las leyes de la estática debido a que el alivio proporciona una ecuación adicional de equilibrio. La viga se debe cortar en el alivio para exponer las resultantes del esfuerzo interno N, V y M; ahora M = 0 en el alivio, por tanto, la reacción RB se puede calcular sumando secciÓn 4.2 Tipos de vigas, cargas y reacciones 311
- 334. 312 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes momentos en el lado derecho del diagrama de cuerpo libre. Una vez que se conoce RB , la reacción RA se puede volver a calcular sumando fuerzas ver- ticales y se puede obtener el momento de reacción MA sumando momentos con respecto al punto A. Los resultados se resumen en la figura 4.6. Observe que la reacción HA no ha cambiado de la reportada antes para la estructura de la viga en voladizo original de la figura 4.2b. RB 1 _ 2 q1b L _ a _ 2 _ 3 b L a + 1 _ 2 q2b L _ a _ b _ 3 RA 12 13 P3 q1 2 q2 (b) RB RA 1 78 72P3 L 72P3 a _ 26 q1b2 _ 13q2b2 L a MA 12 13 P3 a q1 2 b L 2 3 b q2 2 b L b 3 RBL MA 1 78 a 72P3 L 72P3 a _ 26 q1b2 _ 13q2b2 L a La viga con un voladizo (figura 4.2c) soporta una fuerza vertical P4 y un par de momento M1 . Como no hay fuerzas horizontales actuando sobre la viga, la reacción horizontal en el apoyo articulado no existe y no necesi- tamos mostrarla en el diagrama de cuerpo libre. Al llegar a esta conclusión, empleamos la ecuación de equilibrio para fuerzas en la dirección horizon- tal. En consecuencia, sólo permanecen dos ecuaciones independientes de equilibrio, ya sean dos ecuaciones de momento o una ecuación de momento más la ecuación para el equilibrio vertical. Decidamos arbitrariamente escribir dos ecuaciones de momento, la pri- mera para momentos con respecto al punto B y la segunda para momentos con respecto al punto A, como sigue (los momentos son positivos en sentido contrario al de las manecillas del reloj): MB 0 RAL P4(L a) M1 0 MA 0 P4a RBL M1 0 Por tanto, las reacciones son RA P4(L L a) M L 1 RB P L 4 a M L 1 Una vez más, la suma de fuerzas en la dirección vertical proporciona una verificación de estos resultados. Si la estructura de la viga con una saliente en la figura 4.2c se modifica para agregar un apoyo de rodillo en C, ahora es una viga con dos claros estáticamente indeterminada de primer grado. Sin embargo, si se inserta un alivio de cortante en el modelo como se muestra en la figura 4.7, justo a la izquierda del apoyo B, la viga se puede analizar empleando sólo las leyes Figura 4.6 Viga en voladizo apuntalada con alivio de momento. A RA RB (c) B C L a M1 P4 Figura 4.2c Viga con un voladizo. (Repetida.) q2 q1 Alivio de momento en x a P3 RA HA A B 12 5 RB a L b MA
- 335. de la estáticadebido a que el alivio proporciona una ecuación adicional de equilibrio. La viga se debe cortar en el alivio para exponer las resultantes in- ternas de los esfuerzos N, V y del momento M; ahora, V = 0 en el alivio así que la reacción RA se puede calcular sumando fuerzas en el lado izquierdo del diagrama de cuerpo libre. Se observa de inmediato que RA es igual que P4 . Una vez que se conoce RA , la reacción RC se puede calcular sumando mo- mentos con respecto al nodo B y la reacción RB se puede obtener sumando todas las fuerzas verticales. Los resultados se resumen a continuación. RA P4 RC _ P4 a b M1 RB P4 RA RC RB M1 b P4 a El análisis anterior ilustra cómo se calculan las reacciones de vigas estáticamente indeterminadas a partir de ecuaciones de equilibrio. Con toda intención utilizamos ejemplos simbólicos en vez de numéricos a fin de mos- trar cómo se llevan a cabo los pasos individuales. 4.3 FUERZAS CORTANTES Y MOMENTOS FLEXIONANTES Cuando una viga se carga con fuerzas o pares, se desarrollan esfuerzos y deformaciones unitarias en todo su interior. Para determinarlos, primero de- bemos encontrar las fuerzas internas y los pares internos que actúan sobre secciones transversales de la viga. Para ilustrar cómo se determinan estas cantidades internas, considere una viga en voladizo AB cargada por una fuerza P en su extremo libre (figu- ra 4.8a). Cortamos a través de la viga en una sección transversal mn ubicada a una distancia x del extremo libre y aislamos la parte izquierda de la viga como un diagrama de cuerpo libre (figura 4.8b). El diagrama de cuerpo libre se mantiene en equilibrio por la fuerza P y por los esfuerzos que actúan so- bre la sección transversal cortada. Estos esfuerzos representan la acción de la parte derecha de la viga sobre la parte izquierda. En este punto de nuestro análisis no conocemos la distribución de los esfuerzos que actúan sobre la sección transversal; todo lo que sabemos es que la resultante de dichos esfuerzos debe mantener el equilibrio del cuerpo libre. De la estática sabemos que la resultante de los esfuerzos que actúan sobre la sección transversal se puede reducir a una fuerza cortante V y a un momento flexionante M (figura 4.8b). Como la carga P es transversal al eje de la viga, no existe fuerza axial en la sección transversal. Tanto la fuer- za cortante como el momento flexionante actúan en el plano de la viga, es decir, el vector para la fuerza cortante se encuentra en el plano de la figura y el vector para el momento es perpendicular al plano de la figura. Las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes, al igual que las fuer- zas axiales en barras y los pares de torsión internos en ejes, son las resultan- tes de esfuerzos distribuidos sobre la sección transversal. Por lo que a estas cantidades se les conoce colectivamente como resultantes de esfuerzo. Figura 4.7 Viga modificada con saliente, se agrega alivio de cortante. Figura 4.8 Fuerza cortante V y momento flexionante M en la viga. secCiÓn 4.3 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 313 M1 Alivio de cortante en x L P4 RA A B C RB RC a L b A (a) P B (c) B x m n A (b) P V M x M V
- 336. 314 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Las resultantes de esfuerzo en vigas estáticamente indeterminadas se pueden calcular con ecuaciones de equilibrio. En el caso de la viga en vo- ladizo de la figura 4.8a, utilizamos el diagrama de cuerpo libre de la figura 4.8b. Sumando fuerzas en la dirección vertical y también tomando momen- tos con respecto a la sección cortada, obtenemos Fvert 0 P V 0 o V P M 0 M Px 0 o M Px donde x es la distancia desde el extremo libre de la viga hasta la sección transversal donde se van a determinar V y M. Así, utilizando un diagrama de cuerpo libre y dos ecuaciones de equilibrio, podemos calcular la fuerza cortante y el momento flexionante sin dificultad. Convenciones de signos Ahora consideremos las convenciones de signos para las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes. Es costumbre suponer que las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes son positivos cuando actúan en las direcciones y sentidos que se muestran en la figura 4.8b. Observe que la fuerza cortante tiende a hacer girar el material en el sentido de las manecillas del reloj y el momento flexionante tiende a comprimir la parte superior de la viga y a alargar la parte inferior.Además, en este caso, la fuerza cortante actúa hacia abajo y el momento flexionante actúa en sentido contrario al de las manecillas del reloj. La acción de estas mismas resultantes de esfuerzo contra la parte dere- cha de la viga se muestra en la figura 4.8c. Los sentidos de las dos cantida- des ahora se invierten —la fuerza cortante actúa hacia arriba y el momento flexionante actúa en el sentido de las manecillas del reloj—. Sin embargo, la fuerza cortante aún tiende a girar el material en el sentido de las manecillas del reloj y el momento flexionante aún tiende a comprimir la parte superior de la viga y a alargar la parte inferior. Por tanto, debemos reconocer que el signo algebraico de una resultante de esfuerzo se determina a partir de la manera que deforma el material sobre el que actúa, en lugar de por su dirección en el espacio. En el caso de una viga, una fuerza cortante positiva actúa en el sentido de las manecillas del reloj contra el material (figuras 4.8b y c) y una fuerza cortante negativa actúa en sentido contrario al de las manecillas del reloj contra el material. Además, un momento flexionante positivo comprime la parte superior de la viga (figuras 4.8b y c) y un momento flexionante negativo comprime la parte inferior. Para aclarar estas convenciones, en la figura 4.9 se muestran las fuerzas cortantes positivas y negativas y los momentos flexionantes. Las fuerzas y los momentos se muestran actuando sobre un elemento de una viga cortada entre dos secciones transversales que están separadas una distancia pequeña. Las deformaciones de un elemento causadas tanto por fuerzas cortantes positivas y negativas como por momentos flexionantes están dibujadas en la figura 4.10, en donde observamos que una fuerza cortante positiva tiende a deformar el elemento causando que la cara derecha se mueva hacia aba- jo con respecto a la cara izquierda y, como ya se mencionó, un momento flexionante positivo comprime la parte superior de una viga y alarga la parte inferior de la misma. Las convenciones de signos para resultantes de esfuerzos se denominan convenciones de signos por deformación porque se basan en cómo se de- Figura 4.10 Deformaciones (muy exageradas) de un elemento de una viga causadas por (a) fuerzas cortantes y (b) momentos flexionantes. Figura 4.8 (Repetida.) Figura 4.9 Convenciones de signos para una fuerza cortante V y un momento flexionante M. A (a) P B (c) B x m n A (b) P V M x M V V M M V V M M V V V (a) M M M M (b) V V
- 337. forma el material.Por ejemplo, antes empleamos una convención de signos por deformación al tratar con fuerzas axiales en una barra, donde estableci- mos que una fuerza axial que produce alargamiento (o tensión) en una barra es positiva y una fuerza axial que produce acortamiento (o compresión) es negativa. Entonces, el signo de una fuerza axial depende de cómo deforma el material, no de su dirección en el espacio. En contraste, al escribir ecuaciones de equilibrio usamos convenciones de signos de la estática, en donde las fuerzas son positivas o negativas de acuerdo con sus direcciones a lo largo de los ejes coordenados. Por ejemplo, si estamos sumando fuerzas en la dirección y, las fuerzas que actúan en la dirección positiva del eje y se toman positivas y las fuerzas que actúan en sentido negativo se toman negativas. Por ejemplo, considere la figura 4.8b, que es un diagrama de cuerpo libre de la parte de la viga en voladizo. Suponga que estamos sumando fuerzas en la dirección vertical y que el eje y es positivo hacia arriba. Entonces a la car ga P se le da un signo positivo en la ecuación de equilibrio debido a que actúa hacia arriba. Sin embargo, la fuerza cortante V (que es una fuerza cortante positiva) se le da un signo negativo debido a que actúa hacia abajo (es decir, en la dirección negativa del eje y). Este ejemplo, muestra la distinción entre la convención de signos por deformación empleada para la fuerza cortante y la convención de signos de la estática utilizada en la ecuación de equilibrio. Los ejemplos siguientes ilustran las técnicas para manejar las conven- ciones de signos y determinar las fuerzas cortantes y los momentos flexio- nantes en vigas. El procedimiento general consiste en la elaboración de diagramas de cuerpo libre y resolución de ecuaciones de equilibrio. Figura 4.8 (Repetida.) Ejemplo 4.1 Una viga simple AB soporta dos cargas, una fuerza P y un par M0 , que actúan como se muestran en la figura 4.11a. Encuentre la fuerza cortante V y el momento flexionante M en la viga en sec- ciones transversales ubicadas como se indica: (a) a una distancia pequeña a la iz- quierda del punto medio de la viga y (b) a una distancia pequeña a la derecha del punto medio de la viga. Solución Reacciones. El primer paso en el análisis de esta viga es determinar las reaccio- nes RA y RB en los apoyos. Tomando momentos con respecto a los extremos B y A da dos ecuaciones de equilibrio, de las cuales encontramos, respectivamente, RA 3 4 P M L 0 RB P 4 M L 0 (a) (a) Fuerza cortante y momento flexionante a la izquierda del punto medio. Cortamos la viga en una sección transversal justo a la izquierda del punto medio y dibujamos un diagrama de cuerpo libre de cualquier mitad de la viga. En este ejem- plo elegimos la mitad izquierda de la viga como el diagrama de cuerpo libre (figura 4.11b). Este cuerpo libre se mantiene en equilibrio por la carga P, la reacción RA y las dos resultantes desconocidas de esfuerzos —la fuerza cortante V y el momento flexionante M—, que se muestran en sus direcciones positivas (consulte la figura 4.9). El par M0 no actúa sobre el cuerpo libre debido a que la viga está cortada a la izquierda de su punto de aplicación. Figura 4.11 Ejemplo 4.1. Fuerzas cortantes y momento flexionante en una viga simple. continúa secCiÓn 4.3 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 315 A (a) P B (c) B x m n A (b) P V M x M V A RA RB (a) P B L — 4 V M0 M RA (b) P L — 4 L — 2
- 338. 316 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Sumando fuerzas en la dirección vertical (hacia arriba son positivas), se ob- tiene Fvert 0 RA P V 0 de donde obtenemos la fuerza cortante: V RA P P 4 M L 0 (b) Este resultado muestra que cuando P y M0 actúan en las dirección y el sentido que se muestran en la figura 4.11a, la fuerza cortante (en la ubicación seleccionada) es negativa y actúa en la dirección opuesta a la dirección positiva que se supuso en la figura 4.11b. Tomando momentos con respecto a un eje a lo largo de la sección transversal donde se ha cortado la viga (consulte la figura 4.11b), da M 0 RA L 2 P L 4 M 0 en donde los momentos en sentido contrario al de las manecillas del reloj se toman como positivos. Al despejar el momento flexionante M, obtenemos M RA L 2 P L 4 P 8 L M 2 0 (c) El momento flexionante M puede ser positivo o negativo, dependiendo de las mag- nitudes de las cargas P y M0 . Si es positivo, actúa en el sentido que se muestra en la figura; si es negativo, actúa en el sentido opuesto. (b) Fuerza cortante y momento flexionante a la derecha del punto medio. En este caso cortamos la viga en una sección transversal justo a la derecha del punto medio y de nuevo dibujamos un diagrama de cuerpo libre de la parte de la viga a la izquierda de la sección cortada (figura 4.11c). La diferencia entre este diagrama y el anterior es que el par M0 ahora sí actúa sobre el cuerpo libre. De las dos ecuaciones de equilibrio, la primera para las fuerzas en la dirección vertical y la segunda para momentos con respecto a un eje a través de la sección cortada, obtenemos V P 4 M L 0 M P 8 L M 2 0 (d,e) Estos resultados muestran que cuando la sección cortada se desplaza de la izquier- da a la derecha del par M0 , la fuerza cortante no cambia (debido a que las fuerzas verticales que actúan sobre el cuerpo libre no cambian) pero el momento flexionan- tes aumenta algebraicamente en una cantidad igual a M0 (compare las ecuaciones c y e). Figura 4.11 Ejemplo 4.1. Fuerzas cortantes y momento flexionante en una viga simple [repetidas las partes (a) y (b)]. A RA RB (a) P B L — 4 V M0 M RA (b) P V M RA (c) P M0 L — 4 L — 2
- 339. Ejemplo 4.2 Una vigaen voladizo libre en el extremo A y fija en el extremo B está sometida a una carga distribuida con intensidad linealmente variable q (figura 4.12a). La intensidad máxima de la carga ocurre en el apoyo fijo y es igual a q0 . Encuentre la fuerza cortante V y el momento flexionante M a una distancia x del extremo libre de la viga. Solución Fuerza cortante. Cortamos la viga a una distancia x del extremo izquierdo y aisla- mos parte de la viga como un diagrama de cuerpo libre (figura 4.12b). En el cuerpo libre actúan la carga distribuida q, la fuerza cortante V y el momento flexionante M. Las dos cantidades desconocidas (V y M) se suponen positivas. La intensidad de la carga distribuida a la distancia x del extremo es q q L 0 x (4.1) Por tanto, la carga total hacia abajo sobre el diagrama de cuerpo libre, igual al área del diagrama triangular de carga (figura 4.12b), es 1 2 q L 0 x (x) q 2 0 L x2 A partir de una ecuación de equilibrio en la dirección vertical encontramos V q 2 0 L x2 (4.2a) continúa Figura 4.12 Ejemplo 4.2. Fuerza cortante y momento flexionante en una viga en voladizo. secCiÓn 4.3 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 317 A (a) B L x q q0 A x q (b) V M (c)
- 340. 318 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes En el extremo libre A (x = 0) la fuerza cortante es cero y en el extremo fijo B (x = L) la fuerza cortante tiene su valor máximo: Vmáx q 2 0L (4.2b) que es numéricamente igual a la carga total hacia abajo sobre la viga. Los signos menos en las ecuaciones (4.2a) y (4.2b) muestran que las fuerzas cortantes actúan en la dirección opuesta a la representada en la figura 4.12b. Momento flexionante. Para encontrar el momento flexionante M en la viga (fi- gura 4.12b), escribimos una ecuación de equilibrio de momentos con respecto a un eje a través de la sección cortada. Al recordar que el momento de una carga triangu- lar es igual al área del diagrama de carga multiplicada por la distancia desde su cen- troide hasta el eje de los momentos, obtenemos la siguiente ecuación de equilibrio (momentos positivos en el sentido contrario al de las manecillas del reloj): M 0 M 1 2 q L 0 x (x) 3 x 0 de donde obtenemos M q 6 0 L x3 (4.3a) En el extremo libre de la viga (x = 0), el momento flexionantes es cero y en el ex- tremo fijo (x = L) el momento tiene su valor máximo: Mmáx q0 6 L2 (4.3b) Los signos negativos en las ecuaciones (4.3a) y (4.3b) indican que los momentos flexionantes actúan en el sentido opuesto al que se muestra en la figura 4.12b. Figura 4.12 (Repetida.) A (a) B L x q q0 A x q (b) V M (c)
- 341. Una viga simplecon una saliente está apoyada en los puntos A y B (figura 4.13a). Una carga uniforme con intensidad q = 200 lb/ft actúa en toda la longitud de la viga y una carga concentrada P = 14 k actúa en un punto a 9 ft del apoyo izquierdo. La longitud del claro de la viga es 24 ft y la longitud del voladizo es 6 ft. Calcule la fuerza cortante V y el momento flexionante M en la sección transver- sal D ubicada a 15 ft del apoyo izquierdo. Solución Reacciones. Iniciamos calculando las reacciones RA y RB con las ecuaciones de equilibrio para toda la viga considerada como un cuerpo libre. De esta manera, to- mando momentos con respecto a los apoyos en B y A, respectivamente, obtenemos RA 11 k RB 9 k continúa Ejemplo 4.3 Figura 4.13 Ejemplo 4.3. Fuerza cortante y momento flexionante en una viga con una saliente. secCiÓn 4.3 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 319 A RA RB (a) P = 14 k q = 200 lb/ft B 9 ft 15 ft 24 ft 6 ft V M D C (c) 200 lb/ft B D M C A (b) 14 k 200 lb/ft D 11 k 9 k V
- 342. 320 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Fuerza cortante y momento flexionante en la sección D. Ahora hacemos un corte en la sección D y dibujamos un diagrama de cuerpo libre de la parte izquierda de la viga (figura 4.13b). Al dibujar este diagrama suponemos que las resultantes de esfuerzos desconocidas V y M son positivas. Las ecuaciones de equilibrio para el diagrama de cuerpo libre son las siguientes: Fvert 0 11 k 14 k (0.200 k/ft)(15 ft) V 0 MD 0 (11 k)(15 ft) (14 k)(6 ft) (0.200 k/ft)(15 ft)(7.5 ft) M 0 en donde las fuerzas hacia arriba se toman como positivas en la primera ecuación y los momentos en sentido contrario al de las manecillas del reloj se toman como positivos en la segunda ecuación. Resolviendo estas ecuaciones, obtenemos V 6 k M 58.5 k-ft El signo negativo para V significa que la fuerza cortante es negativa, es decir, su di- rección es opuesta a la dirección que se muestra en la figura 4.13b. El signo positivo para M significa que el momento flexionante actúa en el sentido que se muestra en la figura. Diagrama de cuerpo libre alternativo. Otro método de solución es obtener V y M de un diagrama de cuerpo libre de la parte derecha de la viga (figura 4.13c). Al dibujar este diagrama de cuerpo libre, de nuevo suponemos que la fuerza cortante y el momento flexionante desconocidos son positivos. Las dos ecuaciones de equi- librio son Fvert 0 V 9 k (0.200 k/ft)(15 ft) 0 MD 0 M (9 k)(9 ft) (0.200 k/ft)(15 ft)(7.5 ft) 0 de donde V 6 k M 58.5 k-ft igual que antes. Como sucede con frecuencia, la elección entre diagramas de cuerpo libre es un asunto de conveniencia y preferencia personal. 4.4 RELACIONES ENTRE CARGAS, FUERZAS CORTANTES Y MOMENTOS FLEXIONANTES Ahora obtendremos algunas relaciones importantes entre cargas, fuerzas cortantes y momentos flexionantes en vigas. Estas relaciones son muy úti- les al investigar las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes en toda la longitud de una viga y son de utilidad especial al dibujar diagramas de fuerza cortante y momento flexionante (sección 4.5). Con objeto de obtener las relaciones, consideremos un elemento de una viga cortado en dos secciones transversales que están separadas una distancia dx (figura 4.14). La carga que actúa sobre la superficie superior del elemento puede ser una carga distribuida, una carga concentrada o un par, como se muestra en las figuras 4.14a, b y c, respectivamente. Las con- venciones de signos para estas cargas son las siguientes: las cargas distri- buidas y las concentradas son positivas cuando actúan hacia abajo sobre
- 343. la viga ynegativas cuando actúan hacia arriba. Un par que actúa como una carga sobre una viga es positivo cuando lo hace en sentido contrario al de las manecillas del reloj y negativo en el sentido de las manecillas del reloj. Si se utilizan otras convenciones de signos, pueden ocurrir cambios en los signos de los términos que aparecen en las ecuaciones deducidas en esta sección. Las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes que actúan sobre los lados del elemento se muestran en sus direcciones y sentidos positivos en la figura 4.10. En general, las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes varían a lo largo del eje de la viga. Por tanto, sus valores en la cara derecha del elemento pueden ser diferentes de sus valores en la cara izquierda. En el caso de una carga distribuida (figura 4.14a), los incrementos de V y M son infinitesimales y los identificamos con dV y dM, respectivamente. Las resultantes de los esfuerzos correspondientes sobre la cara derecha son V + dV y M + dM. En el caso de una carga concentrada (figura 4.14b) o de un par (figura 4.14c) los incrementos pueden ser finitos, y entonces se denotan con V1 y M1 . Las resultantes de esfuerzos correspondientes sobre la cara derecha son V + V1 y M + M1 . Para cada tipo de carga podemos escribir dos ecuaciones de equilibrio para el elemento —una ecuación para el equilibrio de fuerzas en la direc- ción vertical y la otra para el equilibrio de momentos—. La primera de estas ecuaciones da la relación entre la carga y la fuerza cortante y la segunda da la relación entre la fuerza cortante y el momento flexionante. Cargas distribuidas (figura 4.14a) El primer tipo de carga es una carga distribuida con intensidad q, como se muestra en la figura 4.14a. Primero consideraremos su relación con la fuer- za cortante y luego su relación con el momento flexionante. Fuerza cortante. El equilibrio de fuerzas en la dirección vertical (las fuerzas hacia arriba son positivas) da Fvert 0 V q dx (V dV) 0 o bien d d V x q (4.4) A partir de esta ecuación observamos que la razón de cambio de la fuerza cortante en cualquier punto sobre el eje de la viga es igual al negativo de la intensidad de la carga distribuida en ese mismo punto. (Nota: si la con- vención de signo para la carga distribuida se invierte, de manera que q sea positiva hacia arriba en vez de hacia abajo, entonces en la ecuación anterior se omite el signo menos). En la ecuación (4.4) de inmediato se observan algunas relaciones útiles obvias. Por ejemplo, si no hay una carga distribuida sobre un segmento de la viga (es decir, si q = 0), entonces dV/dx = 0 y la fuerza cortante es cero en esa parte de la viga. Además, si la carga distribuida es uniforme a lo largo de parte de la viga (q = constante), entonces dV/dx también es constante y la fuerza cortante varía linealmente en esa parte de la viga. Figura 4.14 Elemento de una viga empleado en la deducción de las relaciones entre cargas, fuerzas cortantes y momentos flexionantes. (Todas las cargas y resultantes de esfuerzos se muestran con sus direcciones positivas.) secCiÓn 4.4 Relaciones entre cargas, fuerzas cortantes y momentos flexionantes 321 V + dV V q M M + dM (a) dx V + V1 V P M M + M1 (b) dx V + V1 V M M + M1 M0 (c) dx
- 344. 322 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Como demostración de la ecuación (4.4), considere la viga en voladizo con una carga linealmente variable que analizamos en el ejemplo 4.2 de la sección anterior (consulte la figura 4.12). La carga sobre la viga (de acuerdo con la ecuación 4.1) es q q L 0 x que es positiva ya que actúa hacia abajo. Además, la fuerza cortante (ecua- ción 4.2a) es V q 2 0 L x2 Realizando la derivación dV/dx se obtiene d d V x d d x q 2 0 L x2 q L 0 x q que concuerda con la ecuación (4.4). Se puede obtener una relación útil respecto de las fuerzas cortantes en dos secciones transversales de una viga integrando la ecuación (4.4) a lo largo del eje de la viga. Para obtener esta relación, multiplicamos ambos lados de la ecuación (4.4) por dx y luego integramos entre cualesquiera dos puntos A y B sobre el eje de la viga; por tanto, B A dV B A q dx (a) donde suponemos que x aumenta conforme nos movemos del punto A al punto B. El lado izquierdo de esta ecuación es igual a la diferencia (VB – VA ) de las fuerzas cortantes en B y A. La integral en el lado derecho representa el área del diagrama de carga entre A y B, que a su vez es igual a la magni- tud de la resultante de la carga distribuida que actúa entre los puntos A y B. Entonces, de la ecuación (a) obtenemos VB VA B A q dx (área del diagrama de carga entre A y B) (4.5) En otras palabras, el cambio en la fuerza cortante entre dos puntos a lo largo del eje de la viga es igual al negativo de la carga total hacia abajo entre estos puntos. El área del diagrama de carga puede ser positiva (si q actúa hacia abajo) o negativa (si q actúa hacia arriba). Debido a que la ecuación (4.4) se dedujo para un elemento de la viga sometido sólo a una carga distribuida (o a ninguna carga), no podemos uti- lizar la ecuación (4.4) en un punto donde se aplica la carga concentrada (ya que la intensidad de carga no está definida para una carga concentrada). Por
- 345. la misma razón,no podemos emplear la ecuación (4.5) si una carga concen- trada P actúa sobre la viga entre los puntos A y B. Momento flexionante. Ahora consideremos el equilibrio de momentos del elemento de la viga que se muestra en la figura 4.14a. Sumando momen- tos con respecto a un eje en el lado izquierdo del elemento (el eje es perpen- dicular al plano de la figura) y tomando los momentos en sentido contrario al de las manecillas del reloj como positivos, obtenemos M 0 M q dx d 2 x (V dV)dx M dM 0 Al desechar los productos diferenciales (ya que son despreciables compara- dos con los otros términos), obtenemos la siguiente relación: d d M x V (4.6) Esta ecuación muestra que la razón de cambio del momento flexionante en cualquier punto sobre el eje de una viga es igual a la fuerza cortante en ese mismo punto. Por ejemplo, si la fuerza cortante es cero en una región de la viga, entonces el momento flexionante es constante en esa misma región. La ecuación (4.6) sólo se aplica en regiones donde actúan cargas distri- buidas (o ninguna carga) sobre la viga. En un punto donde actúa una carga concentrada, ocurre un cambio repentino (o discontinuidad) en la fuerza cortante y la derivada dM/dx no está definida en ese punto. Utilizando de nuevo la viga en voladizo de la figura 4.12 como ejem- plo, recordamos que el momento flexionantes (ecuación 4.3a) es M q 6 0 L x3 Por tanto, la derivada dM/dx es d d M x d d x q 6 0 L x3 q 2 0 L x2 que es igual a la fuerza cortante en la viga (consulte la ecuación 4.2a). Integrando la ecuación (4.6) entre dos puntos A y B en el eje de la viga da B A dM B A V dx (b) La integral en el lado izquierdo de esta ecuación es igual a la diferencia (MB – MA ) de los momentos flexionantes en los puntos B y A. Para interpretar la integral en el lado derecho, necesitamos considerar V como una función de x y visualizar un diagrama de fuerza cortante que muestre la variación de V con respecto a x. Luego, observamos que la integral en el lado derecho Figura 4.14a (Repetida.) secCiÓn 4.4 Relaciones entre cargas, fuerzas cortantes y momentos flexionantes 323 V + dV V q M M + dM (a) dx
- 346. 324 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes representa el área debajo del diagrama de fuerza cortante entre A y B. Por tanto, podemos expresar la ecuación (b) de la manera siguiente: MB MA B A V dx (área del diagrama de fuerza cortante entre A y B) (4.7) Esta ecuación es válida incluso cuando actúan cargas concentradas sobre la viga entre los puntos A y B. Sin embargo, no es válida si actúa un par entre A y B. Un par produce un cambio repentino en el momento flexionante y el lado izquierdo de la ecuación (b) no se puede integrar a través de esa discontinuidad. Cargas concentradas (figura 4.14b) Ahora consideremos una carga concentrada P que actúa sobre el elemento de la viga (figura 4.14b). Del equilibrio de fuerzas en la dirección vertical obtenemos V P (V V1) 0 o V1 P (4.8) Este resultado significa que ocurre un cambio abrupto en la fuerza cortante en cualquier punto donde actúa una carga concentrada. Conforme pasamos de izquierda a derecha por el punto de aplicación de la carga, la fuerza cor- tante disminuye en una cantidad igual a la magnitud de la carga P dirigida hacia abajo. Del equilibrio de momentos con respecto a la cara izquierda del ele- mento (figura 4.14b), obtenemos M P d 2 x (V V1)dx M M1 0 o bien M1 P d 2 x V dx V1 dx (c) Como la longitud dx del elemento es infinitesimalmente pequeña, en esta ecuación observamos que el incremento M1 en el momento flexionante tam- bién es infinitesimalmente pequeño. Por tanto, el momento flexionante no cambia conforme pasamos por el punto de aplicación de una carga con- centrada. Aun cuando el momento flexionante M no cambia una carga concentra- da, su razón de cambio dM/dx experimenta un cambio abrupto. En el lado izquierdo del elemento (figura 4.14b), la razón de cambio del momento flexionante (consulte la figura 4.14b) es dM/dx = V. En el lado derecho, la razón de cambio es dM/dx = V + V1 = V – P. Por tanto, en el punto de apli- cación de una carga concentrada P, la razón de cambio dM/dx del momento flexionante disminuye abruptamente en una cantidad igual a P. Figura 4.14b (Repetida.) V + V1 V P M M + M1 (b) dx
- 347. Cargas en formade pares (figura 4.14c) El último caso considerado es una carga en la forma de un par M0 (figura 4.14c).DelequilibriodelelementoenladirecciónverticalobtenemosV1 =0, que muestra que la fuerza cortante no cambia en el punto de aplicación de un par. El equilibrio de momentos con respecto al lado izquierdo del elemen- to da M M0 (V V1)dx M M1 0 Si no tomamos en cuenta los términos que contienen diferenciales (ya que son despreciables comparados con los términos finitos), obtenemos M1 M0 (4.9) Esta ecuación muestra que el momento flexionante disminuye en M0 con- forme nos movemos de izquierda a derecha por el punto de aplicación de la carga. Por tanto, el momento flexionante cambia abruptamente en el punto de aplicación de un par. Las ecuaciones (4.4) a (4.9) son útiles para realizar una investigación completa de las fuerzas cortantes y de los momentos flexionantes en una viga, como se analiza en la sección siguiente. Figura 4.14c (Repetida.) 4.5 DIAGRAMAS DE FUERZA CORTANTE Y DE MOMENTO FLEXIONANTE Al diseñar una viga, por lo general necesitamos saber cómo varían las fuer- zas cortantes y los momentos flexionantes en toda su longitud. De impor- tancia especial son los valores máximos y mínimos de estas cantidades. La información de este tipo se suele obtener de gráficas en las que la fuerza cortante y el momento flexionante están trazados como ordenadas, y la dis- tancia x a lo largo del eje de la viga como abscisa. A estas gráficas se les denomina diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante. Para tener una idea clara de estos diagramas, explicaremos con detalle cómo se elaboran e interpretan para tres condiciones básicas de carga: una sola carga concentrada, una carga uniforme y varias cargas concentradas. Además, los ejemplos 4.4 y 4.7 al final de la sección proporcionan una ilustración detallada de las técnicas para manejar varios tipos de cargas, se incluye el caso de un par que actúa como una carga sobre una viga. Carga concentrada Comencemos con una viga simple AB que soporta una carga concentra da P (figura 4.15a). La carga P actúa a una distancia a del apoyo izquierdo y a una distancia b del apoyo derecho. Considerando toda la viga como un cuerpo libre, con facilidad podemos determinar las reacciones de la viga a partir de su equilibrio; los resultados son: secCiÓn 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 325 V + V1 V M M + M1 M0 (c) dx
- 348. 326 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes RA P L b RB P L a (4.10a,b) Ahora cortamos la viga en una sección transversal a la izquierda de la carga P y a una distancia x del apoyo en A. Luego dibujamos un diagrama de cuerpo libre de la parte izquierda de la viga (figura 4.15b). De las ecuaciones de equilibrio para este cuerpo libre obtenemos la fuerza cortante V y el mo- mento flexionante M a una distancia x del apoyo: V RA P L b M RAx P L bx (0 x a) (4.11a,b) Estas expresiones son válidas sólo para la parte de la viga a la izquierda de la carga P. Enseguida cortamos a través de la viga a la derecha de la carga P (es decir, en la región a x L y de nuevo dibujamos un diagrama de cuerpo libre de la parte izquierda de la viga (figura 4.15c). De las ecuaciones de equilibrio para este cuerpo libre obtenemos las siguientes expresiones para la fuerza cortante y el momento flexionante: V RA P P L b P P L a (a x L) M RAx P(x a) P L bx P(x a) P L a (L x) (a x L) (4.12a) (4.12b) Observe que estas expresiones sólo son válidas para la parte derecha de la viga. Las ecuaciones para las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes (ecuaciones 4.11 y 4.12) se indican debajo de los dibujos de la viga. La figu- ra 4.15d es el diagrama de fuerza cortante y la figura 4.15e es el diagrama de momento flexionante. En el primer diagrama observamos que la fuerza cortante en el extre mo A de la viga (x = 0) es igual a la reacción RA . Luego permanece cons- tante hasta el punto de aplicación de la carga P. En ese punto la fuerza cortante disminuye abruptamente en una cantidad igual a la carga P. En la parte derecha de la viga la fuerza cortante de nuevo es constante pero numé- ricamente igual a la reacción en B. Como se muestra en el segundo diagrama, el momento flexionante en la parte izquierda de la viga aumenta linealmente desde cero en el apoyo hasta Pab/L en la carga concentrada (x = a). En la parte derecha, el momen- to flexionante de nuevo es una función lineal de x, variando de Pab/L en x = a a cero en el apoyo (x = L). Por tanto, el momento flexionante máximo es Mmáx P L ab (4.13) y ocurre debajo de la carga concentrada. Al deducir las expresiones para la fuerza cortante y el momento flexio- nante a la derecha de la carga P (ecuaciones 4.12a y b), consideramos el equilibrio de la parte izquierda de la viga (figura 4.15c). Las fuerzas RA y P Figura 4.15 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para una viga simple con una carga concentrada. A RA RB (a) P B L x a b A V 0 RA (c) (d) P x a A RA (b) V M x V M M 0 (e) – — L Pb — L Pa -–— L Pab A RA RB (a) P B L x a b A V 0 RA (c) (d) P x a A RA (b) V M x V M M 0 (e) – — L Pb — L Pa -–— L Pab
- 349. actúan sobre estecuerpo libre además de V y M. En este ejemplo particu- lar es un poco más simple considerar la parte derecha de la viga como un cuerpo libre, ya que entonces sólo aparece una fuerza (RB ) en las ecuaciones de equilibrio (además de V y M). Por supuesto, los resultados finales no cambian. Ahora se pueden observar ciertas características de los diagramas de la fuerza cortante y del momento flexionante (figuras 4.15d y e). Primero observamos que la pendiente dV/dx del diagrama de la fuerza cortante es cero en las regiones 0 x a y a x L, lo que concuerda con la ecuación dV/dx = – q (ecuación 4.4). Además, en estas mismas regiones la pendiente dM/dx del diagrama del momento flexionante es igual a V (ecuación 4.6). A la izquierda de la carga P, la pendiente del diagrama de momento es igual a Pb/L; a la derecha, es negativa e igual a –Pa/L. Por tanto, en el punto de aplicación de la carga P hay un cambio abrupto en el diagrama de la fuerza cortante (igual a la magnitud de la carga P) y un cambio correspondiente en la pendiente del diagrama del momento flexionante. Ahora considere el área del diagrama de la fuerza cortante. Conforme nos movemos de x = 0 a x = a, el área del diagrama de la fuerza cortante es (Pb/L)a, o Pab/L. Esta cantidad representa el incremento en el momen- to flexionante entre estos mismos dos puntos (consulte la ecuación 4.7). De x = a a x = L, el área del diagrama de la fuerza cortante es –Pab/L, lo que significa que en esta región el momento flexionante disminuye en esa cantidad. En consecuencia, el momento flexionante es cero en el extremo B de la viga, como se esperaba. Si los momentos flexionantes en los dos extremos de una viga son cero, como es usual en el caso con una viga simple, entonces el área del diagrama de la fuerza cortante entre los extremos de la viga debe ser cero siempre que no actúen pares sobre la viga (consulte el análisis en la sección 4.4 después de la ecuación 4.7). Como ya se mencionó, al diseñar vigas se necesitan los valores máxi- mos y mínimos de las fuerzas cortantes y de los momentos flexionantes. Para una viga simple con una sola carga concentrada, la fuerza cortante máxima ocurre en el extremo de la viga más cercano a la carga concentrada y el momento flexionante se tiene bajo la propia carga. Carga uniforme En la figura 4.16a se muestra una viga simple con una carga uniformemente distribuida con intensidad constante q. Como la viga y su carga son simé- tricas, de inmediato observamos que cada una de las reacciones (RA y RB ) es igual a qL/2. Por tanto, la fuerza cortante y el momento flexionante a una distancia x del extremo izquierdo son V RA qx q 2 L qx M RAx qx 2 x q 2 Lx q 2 x2 Estas ecuaciones, que son válidos en toda la longitud de la viga, se trazan como diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante en las figuras 4.16b y c, respectivamente. (4.14a) (4.14b) secCiÓn 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 327
- 350. 328 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes El diagrama de fuerza cortante consiste de una recta inclinada con or- denadas en x = 0 y x = L numéricamente iguales a las reacciones. La pen- diente de la recta es –q, como se esperaba de la ecuación (4.4). El diagrama de momento flexionante es una curva parabólica que es simétrica con res- pecto al punto medio de la viga. En cada sección transversal la pendiente del diagrama de momento flexionante es igual a la fuerza cortante (consulte la ecuación 4.6): d d M x d d x q 2 Lx q 2 x2 q 2 L qx V El valor máximo del momento flexionante se tiene en el punto medio de la viga donde tanto dM/dx como la fuerza cortante V son iguales a cero. Por lo tanto, sustituimos x = L/2 en la expresión para M y obtenemos Mmáx q 8 L2 (4.15) como se muestra en el diagrama del momento flexionante. El diagrama de la intensidad de carga (figura 4.16a) tiene un área qL y de acuerdo con la ecuación (4.5) la fuerza cortante V debe disminuir en esta cantidad conforme nos movemos a lo largo de la viga de A a B. Podemos ver que este es en efecto el caso, debido a que la fuerza disminuye de qL/2 a –qL/2. El área del diagrama de la fuerza cortante entre x = 0 y x = L/2 es qL2 /8 y observamos que esta área representa el incremento en el momento flexionante entre estos mismos dos puntos (ecuación 4.7). De una manera similar, el momento flexionante disminuye en qL2 /8 en la región de x = L/2 a x = L. Varias cargas concentradas Si en una viga simple (figura 4.17a) actúan varias cargas concentradas, se pueden determinar las expresiones para las fuerzas cortantes y los momen- tos flexionantes para cada segmento de la viga entre los puntos de aplica- ción de las cargas. Empleando de nuevo diagramas de cuerpo libre de la parte izquierda de la viga y midiendo la distancia x desde el extremo A, obtenemos las ecuaciones siguientes para el primer segmento de la viga: V RA M RAx (0 x a1) (4.16a,b) Para el segundo segmento, obtenemos V RA P1 M RAx P1(x a1) (a1 x a2) (4.17a,b) Para el tercer segmento de la viga conviene considerar la parte derecha de la misma en lugar de la izquierda, ya que actúan menos cargas sobre el cuerpo libre correspondiente. De aquí, obtenemos V RB P3 M RB(L x) P3(L b3 x) (a2 x a3) Por último, para el cuarto segmento de la viga, obtenemos V RB M RB(L x) (a3 x L) (4.19a,b) Figura 4.16 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para una viga simple con una carga uniforme. A RA RB (a) (b) (c) B L x q 0 V 0 M qL — 2 – qL — 2 qL2 —– 8 (4.18a) (4.18b)
- 351. Las ecuaciones (4.16)a (4.19) se pueden emplear para elaborar los diagra- mas de fuerza cortante y de momento flexionante (figuras 4.17b y c). En el diagrama de fuerza cortante observamos que la fuerza cortante no varía en cada segmento de la viga y cambia abruptamente en cada punto de carga, con el valor de cada cambio igual a la carga. Además, el momen- to flexionante en cada segmento es una función lineal de x y, por tanto, la parte correspondiente del diagrama de momento flexionante es una recta inclinada. Como ayuda para el trazo de estas rectas, obtenemos los momen- tos flexionantes bajo las cargas concentradas sustituyendo x = a1 , x = a2 y x = a3 en las ecuaciones (4-16b), (4.17b) y (4.18b), respectivamente. De esta manera obtenemos los siguientes momentos flexionantes: M1 RAa1 M2 RAa2 P1(a2 a1) M3 RBb3 (4.20a,b,c) Conociendo estos valores, podemos elaborar fácilmente el diagrama de mo- mento flexionante conectando los puntos con rectas. En cada discontinuidad en la fuerza cortante hay un cambio corres- pondiente en la pendiente dM/dx del diagrama de momento flexionante. Además, el cambio en el momento flexionante entre dos puntos de carga es igual al área del diagrama de fuerza cortante entre estos mismos dos puntos (consulte la ecuación 4.7). Por ejemplo, el cambio en el momento flexio- nante entre las cargas P1 y P2 es M2 – M1 . Sustituyendo en las ecuaciones (4.20a y b), obtenemos M2 M1 (RA P1)(a2 a1) que es el área del diagrama rectangular de la fuerza cortante entre x = a1 y x = a2 . El momento flexionante máximo en una viga sólo con cargas concen- tradas debe ocurrir bajo una de las cargas o en una reacción. Para demostrar esto, recuerde que la pendiente del diagrama de momento flexionante es igual a la fuerza cortante. Por tanto, cuando el momento flexionante tiene un valor máximo o mínimo, la derivada dM/dx (y por tanto la fuerza cortante) debe cambiar de signo. Sin embargo, en una viga sólo con cargas concentra- das la fuerza cortante cambia de signo sólo bajo una carga. Figura 4.17 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para una viga simple con varias cargas concentradas. A RA RB (a) B L x P1 P2 P3 a3 b3 a2 a1 (b) 0 V –RB RA P1 P2 P3 { (c) 0 M M1 M3 M2 secCiÓn 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 329
- 352. 330 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Si, a medida que continuamos a lo largo del eje x, la fuerza cortante cambia de positiva a negativa (como en la figura 4.17b), entonces la pen- diente en el diagrama de momento flexionante también cambia de positiva a negativa. Por tanto, debemos tener un momento flexionante máximo en esta sección transversal.A la inversa, un cambio en la fuerza cortante de un valor negativo a uno positivo indica un momento flexionante mínimo. En teoría, el diagrama de fuerza cortante puede intersectar el eje horizontal en varios puntos, aunque esto es muy poco probable. Correspondiendo a cada uno de esos puntos de intersección, hay un máximo o mínimo local en el diagra- ma de momento flexionante. Los valores de todos los máximos y mínimos locales se deben determinar a fin de encontrar los momentos flexionantes máximos positivos y negativos en una viga. Comentarios generales En nuestros análisis con frecuencia utilizamos los términos “máximo” y “mínimo” con sus significados comunes de “el más grande” y “el más pe- queño.” En consecuencia, nos referimos al “momento flexionante máximo en una viga” sin importar si el diagrama de momento flexionante es descrito por una función uniforme y continua (como en la figura 4.16c) o por una serie de rectas (como en la figura 4.17c). Además, a menudo necesitamos distinguir entre cantidades positivas y negativas. Por tanto, utilizamos expresiones como “momento máximo po- sitivo” y “momento máximo negativo.” En los dos casos, la expresión se refiere a la cantidad numérica más grande; es decir, el término “momento negativo máximo” en realidad significa “momento negativo numéricamente más grande.” También se aplican comentarios análogos a otras cantidades de la viga, como fuerzas cortantes y deflexiones. Los momentos flexionantes máximo positivo y negativo en una viga pueden ocurrir en los siguientes lugares: (1) en una sección transversal don- de se aplica una carga concentrada y la fuerza cortante cambia de signo (consulte las figuras 4.15 y 4.17), (2) en una sección transversal donde la fuerza cortante es igual a cero (consulte la figura 4.16), (3) en un punto de apoyo donde está presente una reacción vertical y (4) en una sección transversal donde se aplica un par. Los análisis anteriores y los ejemplos siguientes ilustran todas estas posibilidades. Cuando actúan varias cargas sobre una viga, los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante se pueden obtener por superposición (o suma) de los diagramas obtenidos para cada una de las cargas actuando por separado. Por ejemplo, el diagrama de fuerza cortante de la figura 4.17b en realidad es la suma de tres diagramas separados, cada uno del tipo mostra- do en la figura 4.15d para una sola carga concentrada. Podemos hacer un cometario análogo para el diagrama de momento flexionante de la figura 4.17c. La superposición de los diagramas de fuerza cortante y de momen- to flexionante se permite debido a que las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes en vigas estáticamente determinadas son funciones lineales de las cargas aplicadas. Existen programas de cómputo de fácil adquisición para dibujar diagra- mas de fuerza cortante y de momento flexionante. Después que haya com- prendido la naturaleza de los diagramas al elaborarlos manualmente, tendrá seguridad al emplear los programas de cómputo para trazar los diagramas y obtener los resultados numéricos.
- 353. Ejemplo 4.4 Dibuje losdiagramas de fuerza cortante y momento flexionante para una viga sim- ple con una carga uniforme de intensidad q que actúa sobre parte del claro (figura 4.18a). Solución Reacciones. Comenzamos el análisis determinando las reacciones de la viga a partir de un diagrama de cuerpo libre de toda ella (figura 4.18a). Los resultados son RA qb(b 2L 2c) RB qb(b 2L 2a) (4.21a,b) Fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Para obtener las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes para toda la viga, debemos considerar sus tres segmen- tos de manera individual. En cada segmento cortamos a través de la viga para expo- ner la fuerza cortante V y el momento flexionante M. Luego dibujamos un diagrama de cuerpo libre que contenga V y M como cantidades desconocidas. Por último, sumamos fuerzas en la dirección vertical para obtener la fuerza cortante y tomamos momentos con respecto a la sección cortada para obtener el momento flexionante. Los resultados para los tres segmentos son los siguientes: V RA M RAx (0 x a) (4.22a,b) V RA q(x a) M RAx q(x 2 a)2 (a x a b) (4.23a,b) V RB M RB(L x) (a b x L) (4.24a,b) Estas ecuaciones dan la fuerza cortante y el momento flexionante en cada sección transversal de la viga. Como verificación parcial de estos resultados, podemos apli- car la ecuación (4.4) a las fuerzas cortantes y la ecuación (4.6) a los momentos flexionantes y verificar si las ecuaciones se satisfacen. Ahora elaboramos los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante (figuras 4.18b y c) a partir de las ecuaciones (4.22) a (4.24). El diagrama de fuerza cortante consiste en líneas horizontales en las regiones sin carga de la viga y una línea recta inclinada con pendiente negativa en la región cargada, como se esperaba según la ecuación dV/dx = – q. Figura 4.18 Ejemplo 4.4. Viga simple con una carga uniforme sobre parte del claro. secCiÓn 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 331 A RA RB (a) B L a b c x q (b) x1 0 V RA –RB (c) 0 M Mmáx x1 continúa
- 354. 332 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes El diagrama de momento flexionante consiste de dos líneas rectas inclinadas en las partes sin carga de la viga y una curva parabólica en la parte cargada. Las líneas inclinadas tienen pendientes iguales a RA y –RB , respectivamente, como se esperaba según la ecuación dM/dx = V. Además, cada una de estas líneas inclinadas es tan- gente a la curva parabólica en el punto donde se encuentra con la curva. Esta con- clusión se deriva del hecho que no hay cambios abruptos en la magnitud de la fuerza cortante en estos puntos. De aquí, a partir de la ecuación dM/dx = V, observamos que la pendiente del diagrama de momento flexionante no cambia abruptamente en estos puntos. Momento flexionante máximo. El momento flexionante máximo ocurre donde la fuerza cortante es igual a cero. El punto se puede encontrar igualando a cero la fuerza cortante V (de la ecuación 4.23a) y despejando el valor de x, que denotaremos con x1 . El resultado es x1 a 2 b L (b 2c) (4.25) Ahora sustituimos x1 en la expresión para el momento flexionante (ecuación 4.32b) y despejamos el momento flexionante máximo. El resultado es Mmáx 8 q L b 2 (b 2c)(4aL 2bc b2 ) (4.26) El momento flexionante máximo siempre se tiene dentro de la región con la carga uniforme, como se muestra por la ecuación (4.25). Casos especiales. Si la carga uniforme está simétricamente ubicada sobre la viga (a = c), entonces obtenemos los resultados simplificados siguientes de las ecuaciones (4.25) y (4.26): x1 L 2 Mmáx qb(2L 8 b) (4.27a,b) Si la carga uniforme se extiende sobre todo el claro, entonces b = L y Mmáx = qL2 /8, lo que concuerda con la figura 4.16 y la ecuación (4.15). Figura 4.18 Ejemplo 4.4. Viga simple con una carga uniforme sobre parte del claro. (Repetida.) A RA RB (a) (b) (c) B L a x1 b c x q 0 V 0 M Mmáx x1 RA –RB
- 355. Dibuje los diagramasde fuerza cortante y de momento flexionante para una viga en voladizo con dos cargas concentradas (figura 4.19a). Solución Reacciones. Del diagrama de cuerpo libre de toda la viga encontramos la re- acción vertical RB (positiva cuando sea hacia arriba) y la reacción de momento MB (positiva cuando vaya en sentido de las manecillas del reloj): RB P1 P2 MB P1L P2b (4.28a,b) Fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Obtenemos las fuerzas cortantes y los momentos flexionantes cortando a través de la viga en cada uno de los dos segmentos, al dibujar los diagramas de cuerpo libre correspondientes y resolver las ecuaciones de equilibrio. Una vez más midiendo la distancia x desde el extremo izquierdo de la viga, obtenemos V P1 M P1x (0 x a) V P1 P2 M P1x P2(x a) (a x L) Los diagramas de fuerza cortante y momento flexionante se muestran en las figuras 4.19b y c. La fuerza cortante es constante entre las cargas y alcanza su valor numé- rico máximo en el apoyo, donde es numéricamente igual a la reacción RB (ecuación 4.28a). El diagrama de momento flexionante consiste en dos líneas rectas inclinadas, cada una con una pendiente igual a la fuerza cortante en el segmento correspondien- te de la viga. El momento flexionante máximo ocurre en el apoyo y es numéricamente igual a la reacción de momento MB (figura 4.28b). También es igual al área de todo el diagrama de fuerza cortante, como se esperaba según la ecuación (4.7). Ejemplo 4.5 Figura 4.19 Ejemplo 4.5. Viga en voladizo con dos cargas concentradas. secCiÓn 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 333 (4.29a,b) (4.30a,b) A RB (a) B L a b x P1 P2 MB (b) 0 V –P1 –P1 – P2 (c) 0 M –P1L – P2b –P1a
- 356. 334 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Ejemplo 4.6 En la figura 4.20a se muestra una viga en voladizo que soporta una carga uniforme con intensidad constante q. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Solución Reacciones. Las reacciones RB y MB en el apoyo fijo se obtienen de ecuaciones de equilibrio para toda la viga; por tanto, RB qL MB q 2 L2 (4.31a,b) Fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Estas cantidades se determinan cortando a través de la viga a una distancia x del extremo libre, dibujando un diagra- ma de cuerpo libre de la parte izquierda de la viga y despejando las ecuaciones de equilibrio. De esta manera obtenemos V qx M q 2 x2 (4.32a,b) Los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante se obtienen al grafi- car estas ecuaciones (consulte las figuras 4.20b y c). Observe que la pendiente del diagrama de fuerza cortante es igual a –q (consulte la ecuación 4.4) y la pendiente del diagrama de momento flexionante es igual a V (consulte la ecuación 4.6). Los valores máximos de la fuerza cortante y del momento flexionante ocurren en el apoyo fijo donde x = L: Vmáx ql Mmáx q 2 L2 (4.33a,b) Estos valores son consistentes con los valores de las reacciones RB y MB (ecuaciones 4.31a y b). Solución alternativa. En vez de emplear diagramas de cuerpo libre y ecuacio- nes de equilibrio podemos determinar las fuerzas cortantes y los momentos flexio- nantes integrando las relaciones diferenciales entre carga, fuerza cortante y momen- to flexionante. La fuerza cortante V a una distancia x del extremo A se obtiene de la carga integrando la ecuación (4.5) de la siguiente manera: V VA V 0 V x 0 q dx qx (a) que concuerda con el resultado anterior (ecuación 4.32a). El momento flexionante M a una distancia x del extremo se obtiene de la fuerza cortante integrando la ecuación (4.7): M MA M 0 M x 0 V dx x 0 qx dx q 2 x2 (b) que concuerda con la ecuación 4.32b. Integrar las relaciones diferenciales es muy simple en este ejemplo debido a que el patrón de carga es continuo y no hay cargas concentradas o pares en las re- giones de integración. Si estuvieran presentes cargas concentradas o pares, existirían discontinuidades en los diagramas V y M, y no podríamos integrar la ecuación (4.5) a través de una carga concentrada ni podríamos integrar la ecuación (4.7) a través de un par (consulte la sección 4.4). Figura 4.20 Ejemplo 4.6. Viga en voladizo con una carga uniforme. (b) 0 V –qL (c) 0 M 2 qL2 —— – A RB (a) B L x q MB
- 357. Ejemplo 4.7 En lafigura 4.21a se muestra la viga ABC con una saliente en el extremo izquierdo. La viga está sometida a una carga uniforme con intensidad q = 1.0 k/ft sobre la saliente AB y a un par en sentido contrario al de las manecillas del reloj M0 = 12.0 k-ft que actúa a la mitad entre los apoyos B y C. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para es- ta viga. Solución Reacciones. Resulta fácil calcular las reacciones RB y RC del diagrama de cuer- po libre de toda la viga (figura 4.21a). Al hacerlo, encontramos que RB es hacia arri- ba y RC es hacia abajo, como se muestra en la figura. Sus valores numéricos son RB 5.25 k RC 1.25 k Fuerzas cortantes. La fuerza cortante es igual a cero en el extremo libre de la viga e igual a – qb (o – 4.0 k) justo a la izquierda del apoyo B. Dado que la carga está distribuida uniformemente (es decir, q es constante), la pendiente del diagrama de cortante es constante e igual a – q (de la ecuación 4.4). Por tanto, el diagrama de cortante es una línea recta inclinada con pendiente negativa en la región de A a B (figura 4.21b). Como no hay cargas concentradas o distribuidas entre los apoyos, el diagrama de fuerza cortante es horizontal en esta región. La fuerza cortante es igual a la reac- ción RC , o 1.25 k, como se muestra en la figura. (Observe que la fuerza cortante no cambia en el punto de aplicación del par M0 ). La fuerza cortante numéricamente más grande ocurre justo a la izquierda del apoyo B y es igual a – 4.0 k. Momentos flexionantes. El momento flexionante es cero en el extremo libre y disminuye algebraicamente (pero aumenta numéricamente) conforme nos movemos a la derecha hasta que se alcanza el apoyo B. La pendiente del diagrama de momento, igual al valor de la fuerza cortante (de la ecuación 4.6), es cero en el extremo libre y – 4.0 k justo a la izquierda del apoyo B. El diagrama es parabólico (de segundo grado) en esta región, con el vértice en el extremo de la viga. El momento en el punto B es MB q 2 b2 1 2 (1.0 k/ft)(4.0 ft)2 8.0 k-ft que también es igual al área del diagrama de fuerza cortante entre A y B (consulte la ecuación 4.7). continúa Figura 4.21 Ejemplo 4.7. Viga con un voladizo. secCiÓn 4.5 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante 335 A B RB RC (a) C = 8 ft L — 2 q = 1.0 k/ft M0 = 12.0 k-ft b = 4 ft = 8 ft L — 2 (b) 0 V(k) +1.25 –4.0 (c) 0 M(k-ft) +2.0 –10.0 –8.0
- 358. 336 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes La pendiente del diagrama de momento flexionante de B a C es igual a la fuerza cortante, o 1.25 k. Por tanto, el momento flexionante justo a la izquierda del par M0 es 8.0 k-ft (1.25 k)(8.0 ft) 2.0 k-ft como se muestra en el diagrama. Por supuesto, podemos obtener este mismo resul- tado cortando a través de la viga justo a la izquierda del par, dibujando el diagrama de cuerpo libre y resolviendo la ecuación de equilibrio de momentos. El momento flexionante cambia abruptamente en el punto de aplicación del par M0 , como se explicó antes en conexión con la ecuación (4.9). Como el par actúa en sentido contrario al de las manecillas del reloj, el momento disminuye en una canti- dad igual a M0 . Por tanto, el momento justo a la derecha del par M0 es 2.0 k-ft 12.0 k-ft 10.0 k-ft Desde ese punto hasta el apoyo C el diagrama de nuevo es una línea recta con pen- diente igual a 1.25 k. Por tanto, el momento flexionante en el apoyo es 10.0 k-ft (1.25 k)(8.0 ft) 0 como se esperaba. Los valores máximo y mínimo del momento flexionante ocurren donde la fuerza cortante cambia de signo y donde se aplica el par. Comparando los varios puntos altos y bajos en el diagrama de momento observamos que el momento flexionante numéri- camente más grande es igual a –10.0 k-ft y ocurre justo a la derecha del par M0 . Si ahora se agrega un apoyo de rodillo en el nodo A y se inserta un alivio de cortante justo a la izquierda del nodo B (figura 4.21d), se deben volver a calcular las reacciones de apoyo. La viga se descompone en dos diagramas de cuerpo libre, AB y BC, cortando a través del alivio de cortante (donde V = 0) y la reacción RA resulta de 4 kips al sumar fuerzas verticales en el diagrama de cuerpo libre izquier- do. Luego sumando momentos y fuerzas en toda la estructura, RB = –RC = 0.25 kips. Por último, se pueden elaborar diagramas de cortante y momento para la es- tructura modificada. Figura 4.21 Ejemplo 4.7. Viga modificada con voladizo, se agrega alivio de cortante. M0 = 12 kip-ft RB = 0.25 k RA = 4 k RC = 0.25 k q = 1 kip/ft V (kips) M (ft-k) Alivio de cortante en x = 4 ft 8 ft t f 8 t f 4 0.25 4 0 8 10 2 0 A B C (d)
- 359. RESUMEN Y REPASODEL CAPÍTULO En este capítulo repasamos el análisis de vigas estáticamente determinadas y marcos sim- ples para determinar reacciones de apoyo y resultantes internas de esfuerzos (N, V y M), luego trazamos los diagramas de fuerza axial, cortante y momento flexionante para mos- trar la variación de estas cantidades en toda la estructura. Consideramos apoyos empotra- dos, deslizantes, articulados y de rodillo, y cargas concentradas y distribuidas en modelos de ensamblaje de una variedad de estructuras con diferentes condiciones de apoyo. En algunos casos se incluyeron alivios internos en el modelo para representar ubicaciones conocidas con valores cero de N, V o M. Algunos de los conceptos importantes presenta- dos en este capítulo son los siguientes: 1. Si la estructura es estáticamente determinada y estable, las leyes de la estática son suficientes para resolver todos los valores de las fuerzas y los momentos de reacción de apoyo; también se puede obtener la magnitud de la fuerza interna axial (N ), fuerza cortante (V ) y momento flexionante (M ) en cualquier ubicación en la estructura. 2. Si en el modelo de la estructura se presentan alivios axial, de cortante o de mo- mento, la estructura se debe descomponer en diagramas de cuerpo libre separados cortando a través del alivio; entonces, se dispone de una ecuación adicional de equi- librio para emplearla al resolver las reacciones de apoyo desconocidas mostradas en ese diagrama de cuerpo libre. 3. Las representaciones gráficas o diagramas que muestran la variación de N, V y M sobre una estructura, son útiles en el diseño debido a que muestran con facilidad la ubicación de los valores máximos de N , V y M necesarios en el diseño (que se considerarán para vigas en el capítulo 5). 4. Las reglas para dibujar diagramas de cortante y momento flexionante se pueden resumir como sigue: a. La ordenada en la curva de carga distribuida (q) es igual al negativo de la pen- diente en el diagrama de cortante. b. La diferencia en los valores de cortante entre cualesquiera dos puntos en el diagrama de cortante es igual al área (–) bajo la curva de carga distribuida entre estos mismos dos puntos. c. La ordenada en el diagrama de cortante (V ) es igual a la pendiente en el diagra- ma de momento flexionante. d. La diferencia en los valores entre cualesquiera dos puntos en el diagrama de momento es igual al área bajo el diagrama de cortante entre estos mismos dos puntos. e. En esos puntos donde la curva de cortante cruza el eje de referencia (es decir, V = 0), el valor del momento en el diagrama de momento es un máximo o mínimo local. f. La ordenada en el diagrama de fuerza axial (N ) es igual a cero en un alivio de fuerza axial; la ordenada en el diagrama de cortante (V ) es cero en un alivio de cortante y la ordenada en el diagrama de momento (M ) es cero en un alivio de momento. CAPÍTULO 4 Resumen y repaso del capítulo 337
- 360. 338 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 4.3.1 Calcule la fuerza cortante V y el momento flexionante M en una sección transversal justo a la izquierda de la carga de 1600 lb que actúa sobre la viga simple AB que se muestra en la figura. Prob. 4.3.1 4.3.2 Determine la fuerza cortante V y el momento flexio- nante M en el punto medio C sobre la viga simple AB que se muestra en la figura. Prob. 4.3.2 4.3.3 Determine la fuerza cortante V y el momento flexio- nante M en el punto medio de la viga con voladizos (consulte la figura). Observe que una carga actúa hacia abajo y la otra hacia arriba, y se aplican momentos Pb en el sentido de las manecillas del reloj en cada apoyo. Prob. 4.3.3 4.3.4 Calcule la fuerza cortante V y el momento flexionante M en una sección transversal ubicada a 0.5 m del apoyo fijo de la viga en voladizo AB que se muestra en la figura. Prob. 4.3.4 4.3.5 Determine la fuerza cortante V y el momento flexio- nante M en una sección transversal ubicada a 18 ft del extremo izquierdo A de la viga con un voladizo que se muestra en la figura. Prob. 4.3.5 4.3.6 La viga ABC que se muestra en la figura está simple- mente apoyada en A y B y tiene un voladizo de B a C. Las car- gas consisten de una fuerza horizontal P1 = 4.0 kN que actúa en el extremo de un brazo vertical y una fuerza vertical P2 = 8.0 kN que actúa en el extremo de la saliente. Determine la fuerza cortante V y el momento flexionante M en una sección transversal ubicada a 3.0 m del apoyo iz- quierdo. (Nota: no tome en cuenta los anchos de la viga y el brazo vertical y utilice las dimensiones hasta la línea central al hacer sus cálculos). Prob. 4.3.6 4.3.7 La viga ABCD que se muestra en la figura tiene un voladizo en cada extremo y soporta una carga uniforme con intensidad q. ¿Para qué razón b/L será cero el momento flexionante en el punto medio de la viga? Prob. 4.3.7 PROBLEMAS DEL CAPÍTULO 4 B A 1 600 lb 800 lb 120 in 30 in 50 in 40 in A C B 2.0 kN/m 6.0 kN 1.0 m 1.0 m 0.5 m 4.0 m 2.0 m (c) P P b b L Pb Pb (c) A B 1.5 kN/m 4.0 kN 1.0 m 1.0 m 2.0 m C A B 400 lb/ft 300 lb/ft 6 ft 6 ft 10 ft 10 ft 4.0 m 1.0 m B A C P2 P1 = 8.0 kN = 4.0 kN 1.0 m D A B C b b L q
- 361. CAPÍTUlo 4 Problemas 339 4.3.8 Un arquero aplica una fuerza de tiro de 130 N cuando tensa por completo la cuerda del arco que se muestra en la figura. Determine el momento flexionante en el punto medio del arco. Prob. 4.3.8 4.3.9 Una barra curva ABC está sometida a cargas en la for- ma de dos fuerzas iguales y opuestas P, como se muestra en la figura. El eje de la barra forma un semicírculo de radio r. Determine la fuerza axial N, la fuerza cortante V y el mo- mento flexionante M que actúan en una sección transversal definida por el ángulo u. Prob. 4.3.9 4.3.10 En condiciones de crucero la carga distribuida que actúa sobre el ala de un aeroplano pequeño tiene la variación idealizada que se muestra en la figura. Calcule la fuerza cortante V y el momento flexionante M en el extremo del ala cercano al fuselaje. Las alas de un aeroplano pequeño tienen cargas distribuidas hacia arriba 1.0 m 1600 N/m 900 N/m 2.6 m 2.6 m Prob. 4.3.10 4.3.11 Una viga ABCD con un brazo vertical CE está apo- yada como una viga simple en A y D (consulte la figura). Un cable pasa por una polea pequeña que está sujeta al brazo en E y un extremo del cable está sujeto a la viga en el punto B. ¿Cuál es la fuerza P en el cable si el momento flexionante en la viga justo a la izquierda del punto C es numéricamente igual a 640 lb-ft? (Nota: no tome en cuenta los anchos de la viga y el brazo vertical, y utilice las dimensiones hasta la línea central al hacer sus cálculos.) Prob. 4.3.11 4.3.12 Una viga simplemente apoyada AB soporta una carga trapezoidalmente distribuida (consulte la figura). La intensi- dad de la carga varía linealmente de 50 kN/m en el apoyo A a 25 kN/m en el apoyo B. Calcule la fuerza cortante V y el momento flexionante M en el punto medio de la viga. Prob. 4.3.12 350 mm 1400 mm 70° P P P C B A O r A V N M u u A E P C D B Cable 8 ft 6 ft 6 ft 6 ft B A 25 kN/m 50 kN/m 4 m
- 362. 340 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 4.3.13 Una viga ABCD representa un cimiento de concre- to reforzado que soporta una carga uniforme con intensidad q1 = 3500 lb/ft (consulte la figura). Suponga que la presión del suelo sobre el lado inferior de la viga está uniformemente distribuida con intensidad q2 . (a) Encuentre la fuerza cortante VB y el momento flexio- nante MB en el punto B. (b) Encuentre la fuerza cortante Vm y el momento flexio- nante Mm en el punto medio de la viga. Prob. 4.3.13 4.3.14 La viga simplemente apoyada ABCD está cargada por un peso W = 27 kN por medio del conjunto que se muestra en la figura. El cable pasa por una polea pequeña sin fricción en B y está sujeto en E al extremo del brazo vertical. Calcule la fuerza axial N, la fuerza cortante V y el mo- mento flexionante M en la sección C, que está justo a la iz- quierda del brazo vertical. (Nota: no tome en cuenta los an- chos de la viga y el brazo vertical, y utilice las dimensiones hasta la línea central al hacer sus cálculos.) Prob. 4.3.14 *4.3.15 La máquina centrífuga que se muestra en la figura gira en un plano horizontal (el plano xy) sobre una superficie lisa con respecto al eje z (que es vertical) con una aceleración angular a. Cada uno de los dos brazos tiene un peso w por uni- dad de longitud y soporta un peso W = 2.0wL en su extremo. Deduzca fórmulas para la fuerza cortante máxima y el momento flexionante máximo en los brazos, suponiendo b = L/9 y c = L/10. b c L W x W y Prob. 4.3.15 Diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante Al resolver los problemas de la sección 4.5, dibuje los diagra- mas de fuerza cortante y de momento flexionante aproxima- damente a escala e identifique todas las ordenadas críticas, incluyendo los valores máximos y mínimos. Los problemas 4.5.1 a 4.5.10 son simbólicos y los proble- mas 4.5.11 a 4.5.24 son numéricos. Los problemas restantes (4.5.25 a 4.5.30) comprenden temas especializados, como me- joramiento, vigas con articulaciones y cargas móviles. 4.5.1 Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para una viga simple AB que soporta dos cargas concentradas iguales P (consulte la figura). Prob. 4.5.1 4.5.2 Una viga simple AB sometida a un par M0 en sentido contrario al de las manecillas del reloj que actúa a una distan- cia a del apoyo izquierdo (consulte la figura). Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.2 A B C D 3.0 ft 3.0 ft q2 q1 = 3500 lb/ft 8.0 ft A E D C B W = 27 kN 2.0 m 2.0 m 2.0 m Cable 1.5 m B A L P P a a B A L a M0
- 363. CAPÍTUlo 4 Problemas 341 4.5.3 La viga en voladizo AB que se muestra en la figura so- porta una carga uniformemente distribuida con intensidad q sobre la mitad derecha de su longitud (consulte la figura). Trace los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.3 4.5.4 La viga en voladizo AB que se muestra en la figura está sometida a una carga concentrada P en el punto medio y a un momento M1 = PL/4 en sentido contrario al de las manecillas del reloj en el extremo libre. Trace los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.4 4.5.5 La viga simple AB que se muestra en la figura está so- metida a una carga concentrada P y a un par M1 = PL/3 que actúa en el sentido de las manecillas del reloj en los tercios del claro como se muestra en la figura. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.5 4.5.6 Una viga simple AB está sometida a pares M1 y 3M1 que actúan en los tercios del claro como se muestra en la figura. Trace los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.6 4.5.7 Una viga simplemente apoyada ABC está sometida a una carga vertical P que actúa en el extremo de una ménsula BDE (consulte la figura). Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para la viga ABC. Prob. 4.5.7 4.5.8 Una viga ABC está simplemente apoyada en A y B, y tiene una saliente BC (consulte la figura). La viga está cargada por dos fuerzas P y un par en el sentido de las manecillas del reloj Pa que actúa en el conjunto que se muestra. Elabore los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para la viga ABC. Prob. 4.5.8 4.5.9 La viga ABCD está simplemente apoyada en B y C, y tiene sus extremos en voladizo (consulte la figura). La longi- tud del claro es L y cada saliente tiene una longitud L/3. Una carga uniforme con intensidad q actúa a lo largo de toda la longitud de la viga. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.9 A B q L — 2 L — 2 A B P L — 2 L — 2 M1 = PL —– 4 B A P L — 3 L — 3 L — 3 M1 = PL —– 3 B A M1 3M1 L — 3 L — 3 L — 3 C A L D E P B L — 4 L — 4 L — 2 A C B a a a a Pa P P q L L 3 D A B C L 3
- 364. 342 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 4.5.10 Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momen- to flexionante para una viga en voladizo AB que soporta una carga linealmente variable con intensidad máxima q0 (consulte la figura). A B q0 L Prob. 4.5.10 4.5.11 La viga simple AB soporta una carga triangular con intensidad máxima q0 = 10 lb/in que actúa sobre la mitad del claro, y una carga concentrada P = 80 lb que actúa a la mitad del claro (consulte la figura). Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. B A q0 = 10 lb/in P = 80 lb = 40 in L — 2 = 40 in L — 2 Prob. 4.5.11 4.5.12 La viga AB que se muestra en la figura soporta una carga uniforme con una intensidad de 3000 N/m que actúa sobre la mitad de la longitud de la viga, la cual descansa sobre un cimiento que produce una carga uniformemente distribuida sobre toda su longitud. Dibuje los diagramas de fuerza cortan- te y de momento flexionante para esta viga. 0.8 m 3000 N/m B A 0.8 m 1.6 m Prob. 4.5.12 4.5.13 Una viga en voladizo AB soporta un par y una carga concentrada, como se muestra en la figura. Trace los diagra- mas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. A B 5 ft 5 ft 200 lb 400 lb-ft Prob. 4.5.13 4.5.14 La viga en voladizo AB que se muestra en la figura está sometida a una carga triangular que actúa en toda la mi- tad de su longitud y a una carga concentrada que actúa en el extremo libre. Elabore los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. A B 2 m 2 m 2.5 kN 2.0 kN/m Prob. 4.5.14 4.5.15 La viga ABC uniformemente cargada tiene apoyos simples en A y B y un voladizo BC (consulte la figura). Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. C A B 72 in 25 lb/in 48 in Prob. 4.5.15 4.5.16 Una viga ABC con un voladizo en un extremo soporta una carga uniforme con intensidad de 12 kN/m y un momento concentrado con magnitud de 3 kN∙m en C (consulte la fi- gura). Trace los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. A C B 1.6 m 1.6 m 1.6 m 3 kN • m 12 kN/m Prob. 4.5.16
- 365. CAPÍTUlo 4 Problemas 343 (a) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PLen B Alivio de momento PL en C A C D Ay Ax Cy Dy P 4 3 Ay Ax Alivio de fuerza axial (c) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PL en B PL en C A C P 4 3 Cy Cx Ay Ax (b) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PL en B PL en C A C Cy Dv D P 4 3 Alivio de cortante 4.5.17 Considere dos vigas, que están cargadas de igual ma- nera pero tienen condiciones de apoyo distintas. ¿Qué viga tiene el momento máximo más grande? Primero, encuentre las reacciones de los apoyos, luego trace los diagramas de la fuerza axial (N), de cortante (V) y de momento (M) para las dos vigas. Identifique todos los valores críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos don- de N, V y/o M son cero. (a) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PL PL A C D Ay Ax Cy P 4 3 (b) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PL PL A C Dy Dx Cy P 4 3 4.5.18 Las tres vigas siguientes están cargadas de igual ma- nera y tienen las mismas condiciones de apoyo. Sin embargo, una tiene un alivio de momento justo a la izquierda de C, la segunda tiene un alivio de cortante justo a la derecha de C y la tercera tiene un alivio axial justo a la izquierda de C. ¿Qué viga tiene el momento máximo más grande? Primero, determine las reacciones de los apoyos, luego trace los diagramas de la fuerza axial (N), de cortante (V) y de momento (M) para las tres vigas. Identifique todos los valores críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos don- de N, V y/o M son cero. Prob. 4.5.17 Prob. 4.5.18
- 366. 344 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 4.5.19 La viga ABC que se muestra en la figura está sim- plemente apoyada en A y B, y tiene un voladizo de B a C. La carga consiste en una fuerza horizontal P1 = 400 lb que actúa en el extremo del brazo vertical y una fuerza vertical P2 = 900 lb que actúa en el extremo de la saliente. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y momento flexionante para esta viga. (Nota: no tome en cuenta los an- chos de la viga y el brazo vertical, y utilice las dimensiones hasta la línea central al hacer sus cálculos.) 4.5.20 Una viga simple AB está cargada por dos segmentos de carga uniforme y dos fuerzas horizontales que actúan en los extremos de un brazo vertical (consulte la figura). Elabore los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. Prob. 4.5.20 4.5.21 Las dos vigas siguientes están cargadas de manera igual y tienen las mismas condiciones de apoyo. Sin embargo, la ubicación de los alivios axial, de cortante y de momento es diferente para cada viga (consulte las figuras). ¿Qué viga tiene el momento máximo más grande? Primero, encuentre las reacciones de los apoyos, luego trace los diagramas de fuerza axial (N), de cortante (V) y de momento (M) para las dos vigas. Identifique todos los valores críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos don- de N, V y/o M son cero. Prob. 4.5.19 (a) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PL Alivio de momento PL A C D Ay Ax MAz Cy P 4 3 Alivio de cortante Alivio de fuerza axial (b) L 2 — L 2 — L 4 — L 4 — B PL Alivio de momento PL A C Ay Ax MAz Cy P 4 3 Alivio de cortante Alivio de fuerza axial Dy Dx D Dy Dx Prob. 4.5.21 4.0 ft 1.0 ft B A C P2 = 900 lb P1 = 400 lb 1.0 ft B A 4 kN/m 8 kN 4 kN/m 2 m 2 m 2 m 2 m 1 m 1 m 8 kN
- 367. CAPÍTUlo 4 Problemas 345 4.5.22 La viga ABCD que se muestra en la figura tiene vola- dizos que se extienden 4.2 m en ambas direcciones desde los apoyos en B y C, que están separados 1.2 m. Trace los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga con voladizos. D A 1.2 m 4.2 m 4.2 m 5.1 kN/m 5.1 kN/m 10.6 kN/m B C Prob. 4.5.22 4.5.23 Una viga ABCD con un brazo vertical CE está apo- yada como una viga simple en A y D (consulte la figura). Un cable pasa por una polea pequeña que está sujeta al brazo en E y un extremo del cable está sujeto a la viga en el punto B. La fuerza de tensión en el cable es de 1800 lb. Elabore los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para la viga ABCD. (Nota: no tome en cuenta los anchos de la viga y el brazo vertical, y utilice las dimensiones hasta la línea central al hacer sus cálculos). A E C D B Cable 8 ft 1800 lb 6 ft 6 ft 6 ft Prob. 4.5.23 4.5.24 Las vigas ABC y CD están apoyadas en A, C y D, y unidas por una articulación (o alivio de momento) justo a la izquierda de C. El apoyo en A es deslizante (de aquí que la reacción en Ay = 0 para la carga que se muestra en la figura). Determine las reacciones de los apoyos, luego dibuje diagra- mas de cortante (V) y de momento (M). Identifique todos los valores críticos V y M, y también la distancia hasta donde V y/o M son cero. L 2 — L 2 — L 2 — B PL A C Ay Ax MAz q0 = P/L Cy Dy Apoyo deslizante Alivio de momento Prob. 4.5.24 4.5.25 La viga simple AB que se muestra en la figura soporta una carga concentrada y un segmento de carga uniforme. Trace los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. A C B 2.0 k/ft 5 k 20 ft 10 ft 5 ft Prob. 4.5.25 4.5.26 La viga en voladizo que se muestra en la figura sopor- ta una carga concentrada y un segmento de carga uniforme. Elabore los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga en voladizo. A B 1.0 kN/m 3 kN 1.6 m 0.8 m 0.8 m Prob. 4.5.26
- 368. 346 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes 4.5.27 La viga simple ACB que se muestra en la figura está sometida a una carga triangular con intensidad máxima de 180 lb/ft y a un momento concentrado de 300 lb-ft en A. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. B C A 180 lb/ft 300 lb-ft 7.0 ft 6.0 ft Prob. 4.5.27 4.5.28 Una viga con apoyos simples está sometida a una car- ga distribuida trapezoidal (consulte la figura). La intensidad de la carga varía de 1.0 kN/m en el apoyo A a 3.0 kN/m en el apoyo B. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga. B A 3.0 kN/m 1.0 kN/m 2.4 m Prob. 4.5.28 4.5.29 Una viga con longitud L se diseña para soportar una carga uniforme con intensidad q (consulte la figura). Si los apoyos de la viga se colocan en los extremos, creando una viga simple, el momento flexionante máximo en la viga es qL2 /8. Sin embargo, si los apoyos se mueven simétricamente hacia el centro de la viga (como se representa en la figura), se reduce el momento flexionante máximo. Determine la distancia a entre los apoyos de manera que el momento flexionante máximo en la viga tenga el valor nu- mérico más pequeño posible. Dibuje los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta condición. B A L a q Prob. 4.5.29 4.5.30 La viga compuesta ABCDE que se muestra en la figu- ra consiste de dos vigas (AD y DE) unidas por una conexión articulada en D. La articulación puede transmitir una fuerza cortante pero no un momento flexionante. Las cargas sobre la viga consisten en una fuerza de 4 kN en el extremo de una ménsula conectada en el punto B y una fuerza de 2 kN en el punto medio de la viga DE. Elabore los diagramas de fuerza cortante y de momento flexionante para esta viga compuesta. E A B C D 2 m 2 m 2 m 2 m 2 kN 4 kN 1 m 1 m Prob. 4.5.30 4.5.31 La viga que se muestra en la figura tiene un apoyo deslizante en A y un apoyo elástico con constante de resorte k en B. Se aplica una carga distribuida q(x) sobre toda la viga. Encuentre todas las reacciones de los apoyos, luego dibuje diagramas de cortante (V) y de momento (M) para la viga AB; identifique todos los valores críticos de V y M, y también la distancia a los puntos donde cualquiera de las ordenadas crí- ticas sea cero. L A y B k Ax MA By x Lineal q(x) q0 PL en C Prob. 4.5.31
- 369. CAPÍTUlo 4 Problemas 347 4.5.32 En la figura se muestra el diagrama de fuerza cortante para una viga simple. Determine la carga sobre la viga y dibuje el diagrama de momento flexionante, suponga que no actúan pares como cargas sobre la viga. 1.0 m 1.0 m 2.0 m 12 kN –12 kN 0 V Prob. 4.5.32 *4.5.33 En la figura se muestra el diagrama de fuerza cortan- te para una viga. Suponiendo que actúan pares como cargas sobre ella, determine las fuerzas que actúan sobre la viga y elabore el diagrama de momento flexionante. 4 ft 4 ft 16 ft 572 lb –128 lb 0 V 652 lb 500 lb 580 lb –448 lb Prob. 4.5.33 4.5.34 La siguiente viga compuesta tiene un alivio interno de momento justo a la izquierda de B y un alivio de cortante justo a la derecha de C. El cálculo de las reacciones en A, C y D se muestra en la figura. Primero, confirme las expresiones de las reacciones em- pleando la estática, luego trace diagramas de cortante (V) y de momento (M). Identifique todos los valores críticos V y M, y también la distancia hasta los puntos donde V y/o M son cero. L 2 — L 2 — L 2 — B A C D Ax = 0 w0 w0 Alivio de cortante Alivio de momento MA = w0L2 12 –––– Ay = w0L 6 –––– Cy = w0L 3 –––– Dy = –w0L 4 –––– Prob. 4.5.34 4.5.35 La viga compuesta siguiente tiene un alivio de cor- tante justo a la izquierda de C y un alivio de momento justo a la derecha de C. Se proporciona un diagrama del momento para la carga aplicada P en B y de las cargas triangulares dis- tribuidas w(x) sobre los segmentos BC y CD. Primero, resuelva las reacciones empleando la estática, luego trace los diagramas de fuerza axial (N) y de cortante (V). Confirme que el diagrama de momento es el que se muestra en la gráfica. Identifique todos los valores críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos donde N, V y/o M son cero. L 2 — L 2 — L 2 — B A C D MA M Dy Ay Ax w0 w0 Cy Alivio de cortante Alivio de momento 4 3 w0L2 30 –––– –w0L2 24 ––––– 2w0L2 125 ––––– P = w0L 2 –––– Prob. 4.5.35
- 370. 348 CapÍtulo 4 Fuerzas cortantes y momentos flexionantes *4.5.36 Una viga simple AB soporta dos cargas P y 2P sobre dos ruedas conectadas que están a una distancia d (consulte la figura). La ruedas se pueden colocar a cualquier distancia x desde el apoyo izquierdo de la viga. (a) Determine la distancia x que producirá la fuerza cor- tante máxima Vmáx en la viga y dibuje su diagrama correspon- diente. (b) Determine la distancia x que producirá el momento flexionante máximo en la viga y dibuje su diagrama corres- pondiente. (Suponga P = 10 kN, d = 2.4 m y L = 12 m.) Prob. 4.5.36 4.5.37 La viga inclinada representa una escalera con las cargas aplicadas siguientes: el peso (W) del pintor de casas y el peso distribuido (w) de la propia escalera. Encuentre las reacciones de los apoyos en A y B, luego trace los diagramas de la fuerza axial (N), del cortante (V) y del momento (M). Identifique todos los valores críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos donde cualesquiera ordenadas crí- ticas sea cero. Trace diagramas de N, V y M normales a la escalera inclinada. 8 ft 6 f t 1 8 f t w = 2 . 5 l b / f t Bx Ax Ay B A u u u u u u W = 150 lb Prob. 4.5.37 4.5.38 La viga ABC está soportada por un tirante CD como se muestra en la figura. Dos configuraciones son posibles: apoyo articulado en A y carga triangular hacia abajo sobre AB o articulado en B y carga hacia arriba sobre AB. ¿Cuál tiene el momento máximo más grande? Primero, encuentre todas las reacciones de los apoyos, luego dibuje diagramas de fuerza axial (N), de fuerza cortante (V) y de momento (M) sólo para ABC e identifique todos los valores críticos N, V y M. Identifique la distancia hasta los pun- tos donde cualquiera de las ordenadas críticas sea cero. L B A x d P 2P Lineal q(x) q0 at B (a) L 2 — L 4 — L 4 — D L Alivios de momento Ax Dx Ay Dy MD A y x PL C P = q0L B
- 371. CAPÍTUlo 4 Problemas 349 4.5.39 El siguiente marco plano consiste en una columna AB y una viga BC que soporta una carga distribuida triangular. El apoyo A es fijo y en C el apoyo es de rodillo. La columna AB tiene un alivio de momento justo debajo del nodo B. Encuentre las reacciones en A y C, luego dibuje los diagramas de la fuerza axial (N), del cortante (V) y del mo- mento (M) para los dos elementos. Identifique todos los valo- res críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos donde cualquiera de las ordenadas críticas sea cero. q0 RCy 2L L B C Alivio de momento RAx RAy A MA Prob. 4.5.39 4.5.40 El siguiente marco plano es parte de un sistema de autopista elevada. Los apoyos en A y D son fijos pero hay ali- vios de momento en la base de las dos columnas (AB y DE), así como en la columna BC y en el extremo de la viga BE. Encuentre todas las reacciones de los apoyos, luego ela- bore diagramas de la fuerza axial (N), del cortante (V) y del momento (M) para todos los elementos de las columnas y las vigas. Identifique todos los puntos críticos N, V y M, y también la distancia hasta los puntos donde cualquiera de las ordena- das críticas sea cero. 750 N/m 45 kN 18 kN Alivio de momento C A F E D Ax MA Ay Dx MD Dy 19 m 1500 N/m B 7 m 7 m Prob. 4.5.40 Lineal q(x) q0 en B (b) L 2 — L 4 — L 4 — D L B Alivios de momento Bx Dx By Dy MD A y x PL C P = q0L Prob. 4.5.38
- 372. 350 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Las vigas son componentes esenciales de soporte de carga en la construcción moderna de edificios y puentes.
- 373. secCiÓn 5.3 Curvaturade una viga 351 Esfuerzos en vigas (temas básicos) ASPECTOS GENERALES DEL CAPÍTULO Este capítulo trata de los esfuerzos y las deformaciones unitarias en vigas que tienen cargas aplicadas en el plano xy, que es un plano de simetría de la sección transversal, esto da como resultado las deflexiones de las vigas en ese mismo plano, lo que se conoce como plano de flexión. En la sección 5.2 se analiza la flexión pura (flexión de la viga ante un momento flexionan- te constante) y la flexión no uniforme (flexión en presencia de fuerzas cor- tantes). Veremos que las deformaciones unitarias y los esfuerzos en la viga están directamente relacionados con la curvatura k de la curva de deflexión (sección 5.3). Se desarrollará una relación deformación unitaria-curvatura a partir de las consideraciones de las deformaciones unitarias desarrolladas en la viga durante la flexión; estas deformaciones unitarias varían linealmente con la distancia desde la superficie neutra de la viga (sección 5.4). Al combi- nar la ley de Hooke (que se aplica a materiales linealmente elásticos) con la relación deformación unitaria-curvatura, se determina que el eje neutro pasa por el centroide de la sección transversal. Como resultado, los ejes x y y son ejes centroidales principales. Al considerar el momento resultante de los es- fuerzos normales que actúan sobre la sección transversal, se deduce la rela- ción momento-curvatura que relaciona la curvatura (k) con el momento (M) y la rigidez flexional (EI). Esto conduce a la ecuación diferencial de la curva elástica de la viga, un tema de estudio en el capítulo 9 cuando se analicen con detalle las deflexiones en vigas. Sin embargo, de interés inmediato aquí son los esfuerzos en vigas y a continuación se utiliza la relación momento- curvatura para desarrollar la fórmula de la flexión (sección 5.5). Esta última muestra que los esfuerzos normales (sx ) varían linealmente con la distancia (y) desde la superficie neutra y dependen del momento flexionante (M) y del momento de inercia (I) de la sección transversal. Luego, se define el módulo de sección (S) de la sección transversal de la viga y enseguida se emplea en el diseño de vigas en la sección 5.6. En el diseño de vigas utilizamos el momento flexionante máximo (Mmáx ) (obtenido del diagrama de momento flexionante (sección 4.5)) y el esfuerzo normal permisible para el material (sperm ) para calcular el módulo de sección requerido, luego seleccionamos una viga apropiada de acero o madera de las tablas en los apéndices E y F. Si la viga no es prismática (sección 5.7), la fórmula de la flexión aún se aplica siempre que los cambios en la sección transversal sean graduales. Sin embar- go, no podemos suponer que los esfuerzos máximos ocurrirán en la sección transversal con el momento flexionante máximo. 351 5
- 374. Para vigas enflexión no uniforme, se desarrollan esfuerzos normales y cortantes que se deben considerar en el análisis y el diseño. Los esfuerzos normales se calculan al emplear la fórmula de la flexión, como ya se indicó antes, y la fórmula del cortante se debe emplear para calcular los esfuerzos cortantes (t) que varían sobre el peralte de la viga (secciones 5.8 y 5.9). Los esfuerzos normal y cortante máximos no ocurren en la misma ubicación a lo largo de una viga, pero en la mayor parte de los casos, los esfuerzos nor- males máximos controlan el diseño. Se consideran de manera especial los esfuerzos cortantes en vigas con patines (por ejemplo, perfiles W y C) (sec- ción 5.10). Las trabes armadas fabricadas con dos o más piezas de material se deben concebir como si estuvieran hechas de una sola pieza y luego se diseñan las conexiones entre las partes (por ejemplo, clavos, pernos, solda- duras y pegamento) para asegurar que éstas sean lo suficientemente fuertes como para transmitir las fuerzas cortantes horizontales que actúan entre las partes de la viga (sección 5.11). Si los elementos estructurales se someten a la acción simultánea de cargas de flexión y axiales, y no son demasiado esbeltos para evitar el pandeo, los esfuerzos combinados se pueden obtener por superposición de los esfuerzos de flexión y de los esfuerzos axiales (sección 5.12). Por último, para las vigas con esfuerzos muy localizados debido a agujeros, ranuras u otros cambios abruptos en sus dimensiones, se deben considerar las concentraciones de esfuerzos, en especial para las vigas hechas con materiales frágiles o sometidas a cargas dinámicas (sec- ción 5.13). El capítulo 5 está organizado como sigue: 5.1 Introducción 353 5.2 Flexión pura y flexión no uniforme 353 5.3 Curvatura de una viga 354 5.4 Deformaciones unitarias longitudinales en vigas 356 5.5 Esfuerzos normales longitudinales en vigas (materiales linealmente elásticos) 361 5.6 Diseño de vigas para esfuerzos de flexión 374 5.7 Vigas no prismáticas 383 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 387 5.9 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal circular 397 5.10 Esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines 400 *5.11 Trabes armadas y flujo cortante 408 *5.12 Vigas con cargas axiales 412 *5.13 Concentraciones de esfuerzos en flexión 418 Resumen y repaso del capítulo 421 Problemas 424 * Temas avanzados 352 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos)
- 375. 5.1 INTRODUCCIÓN secCiÓn 5.2 Flexiónpura y flexión no uniforme 353 En el capítulo anterior vimos que las cargas que actúan sobre una viga gene- ran acciones internas (o resultantes de esfuerzos) en forma de fuerzas cor- tantes y momentos flexionantes. En este capítulo damos un paso adelante e investigamos los esfuerzos y las deformaciones unitarias relacionadas con esas fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Si conocemos los esfuerzos y las deformaciones unitarias, podremos analizar y diseñar vigas sometidas a una variedad de condiciones de carga. Las cargas que actúan sobre una viga ocasionan que ésta se curve (o flexione) y debido a esto deforman su eje en una curva. Como ejemplo, con- sidere la viga en voladizo AB sometida a una carga P en el extremo libre (fi- gura 5.1a). El eje inicialmente recto se dobla y adopta una forma curva (figura 5.1b), denominada curva de deflexión de la viga. Para fines de referencia, elaboramos un sistema de ejes coordenados (figura 5.1b) con el origen ubicado en un punto adecuado en el eje longitu- dinal de la viga. En esta ilustración, colocamos el origen en el apoyo fijo. El eje x positivo está dirigido hacia la derecha y el eje y positivo está dirigido hacia arriba. El eje z, que no se muestra en la figura, está dirigido hacia fuera (es decir, hacia el lector), de manera que los tres ejes forman un sistema coordenado derecho. Las vigas consideradas en este capítulo (como las analizadas en el capí- tulo 4) se suponen simétricas con respecto al plano xy, lo que significa que el eje y es de simetría de la sección transversal. Además, todas las cargas deben actuar en el plano xy. En consecuencia, las deflexiones por flexión ocurren en este mismo plano, conocido como plano de flexión. Por tanto, la curva de deflexión que se muestra en la figura 5.1b es una curva plana que se encuentra en el plano de flexión. La deflexión de la viga en cualquier punto a lo largo de su eje es el des- plazamiento de ese punto desde su posición original, medido en la dirección y. Denotamos la deflexión con la letra v para distinguirla de la coordena da y (consulte la figura 5.1b).* Figura 5.1 Flexión de una viga en voladizo: (a) viga con carga y (b) curva de deflexión. 5.2 FLEXIÓN PURA Y FLEXIÓN NO UNIFORME Al analizar vigas, con frecuencia es necesario distinguir entre flexión pura y flexión no uniforme. Flexión pura se refiere a la flexión de una viga ante un momento flexionante constante. Por tanto, la flexión pura ocurre sólo en regiones de una viga donde la fuerza cortante es cero (ya que V = dM/dx; consulte la ecuación 4.6). En contraste, flexión no uniforme se refiere a la flexión en presencia de fuerzas cortantes, lo cual significa que el momento flexionante cambia conforme nos movemos a lo largo del eje de la viga. Como ejemplo de flexión pura considere una viga simple AB cargada por dos pares M1 que tienen la misma magnitud pero que actúan en sen- tidos opuestos (figura 5.2a). Estas cargas producen un momento flexio- nante constante M = M1 en toda la longitud de la viga, como lo muestra el diagrama de momento flexionante en la parte (b) de la figura. Observe Figura 5.2 Viga simple en flexión pura (M = M1 ). * En mecánica aplicada, los símbolos tradicionales para los desplazamientos en las direcciones x, y y z son u, v y w, respectivamente. (a) (b) B B A A P x y v B A 0 M M1 M1 M1 (a) (b)
- 376. 354 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) que la fuerza cortante V es cero en todas las secciones transversales de la viga. Otra ilustración de flexión pura se presenta en la figura 5.3a, donde la viga en voladizo AB está sometida a un par M2 en el sentido de las mane- cillas del reloj en el extremo libre. No hay fuerzas cortantes en esta viga y el momento flexionante M es constante en toda su longitud. El momento flexionante es negativo (M = –M2 ), como se muestra en el diagrama de momento flexionante en la parte (b) de la figura 5.3. La viga simple cargada de manera simétrica de la figura 5.4a es un ejemplo de una viga que está parcialmente en flexión pura y parcialmente en flexión no uniforme, como se puede ver a partir de los diagramas de fuer- za cortante y momento flexionante (figuras 5.4 b y c). La región central de la viga está en flexión pura debido a que la fuerza cortante es cero y el mo- mento flexionante es constante. Las partes de la viga cerca de los extremos están en flexión no uniforme debido a la presencia de las fuerzas cortantes y a que los momentos flexionantes varían. Figura 5.3 Viga en voladizo en flexión pura (M = -M2 ). En las dos secciones siguientes investigaremos las deformaciones uni- tarias y los esfuerzos en vigas sometidas sólo a flexión pura. Por fortuna, a menudo podemos emplear los resultados obtenidos para flexión pura aun cuando estén presentes fuerzas cortantes, como se explica más adelante (consulte el último párrafo en la sección 5.8). Figura 5.4 Viga simple con región central en flexión pura y regiones extremas en flexión no uniforme. 5.3 CURVATURA DE UNA VIGA Cuando se aplican cargas a una viga, su eje longitudinal se deforma y adop- ta una forma curva, como se ilustró antes en la figura 5.1. Las deformacio- nes unitarias y los esfuerzos en la viga están directamente relacionados con la curvatura de la curva de deflexión. Para ilustrar el concepto de curvatura, considere de nuevo una viga en voladizo sometida a una carga P que actúa en el extremo libre (consulte la figura 5.5a). La curva de deflexión de esta viga se muestra en la figura 5.5b. Para fines de análisis, identificamos dos puntos m1 y m2 en la curva de deflexión. El punto m1 se selecciona a una distancia arbitraria x del eje y y el punto m2 está ubicado a una distancia pequeña ds más alejada a lo largo de la curva. En cada uno de estos puntos trazamos una línea M M2 M2 M2 B A 0 (a) (b) B A P P −P a a 0 0 V M P Pa (a) (b) (c)
- 377. secCiÓn 5.3 Curvaturade una viga 355 normal a la tangente de la curva de deflexión, es decir, normal a la propia curva. Estas normales se intersecan en el punto O´, que es el centro de curvatura de la curva de deflexión. Como la mayoría de las vigas tienen deflexiones muy pequeñas y curvas de deflexión casi planas, es usual que el punto O´ se ubique mucho más alejado de la viga de lo que se indica en la figura. La distancia m1 O´ desde la curva hasta el centro de curvatura se deno- mina radio de curvatura y se denota r (letra griega rho), y la curvatura se denota k (letra griega kappa) y se define como el recíproco del radio de curvatura. Por tanto, k 1 r (5.1) La curvatura es una medida de qué tan agudamente está flexionada una viga. Si la carga sobre una viga es pequeña, la viga será casi recta, el radio de curvatura será muy grande y la curvatura será muy pequeña. Si la carga se aumenta, la cantidad de flexión aumentará; el radio de curvatura será menor y la curvatura será mayor. De la geometría del triángulo O´m1 m2 (figura 5.5b) obtenemos r du ds (a) en donde du (medido en radianes) es el ángulo infinitesimal entre las nor- males y ds es la distancia infinitesimal a lo largo de la curva entre los puntos m1 y m2 . Al combinar la ecuación (a) con la ecuación (5.1), obtenemos k 1 r d d u s (5.2) Esta ecuación para la curvatura se deduce en libros de texto de cálculo y es válida para cualquier curva, sin importar la cantidad de curvatura; si ésta es constante en toda la longitud de una curva, el radio de curvatura también será constante y la curva será un arco de círculo. Las deflexiones de una viga suelen ser muy pequeñas comparadas con su longitud (considere, por ejemplo, las deflexiones del chasis estructural de un automóvil o las de una viga en un edificio). Deflexiones pequeñas signi- fican que la curva de deflexión es casi plana. En consecuencia, la distancia ds a lo largo de la curva se puede igualar con su proyección horizontal dx (consulte la figura 5.5b). En estas condiciones especiales de deflexiones pequeñas, la ecuación para la curvatura se transforma en k 1 r d d u x (5.3) Figura 5.5 Curvatura de una viga flexionada: (a) viga con carga y (b) curva de deflexión. B A P (a) A y x dx ds (b) B x m1 m2 du Oʹ r
- 378. 356 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) La curvatura y el radio de curvatura son funciones de la distancia x medida a lo largo del eje x y de aquí se deriva que la posición O´ del centro de curvatura también depende de la distancia x. En la sección 5.5 veremos que la curvatura en un punto particular en el eje x de una viga depende del momento flexionante en ese punto y de las propiedades de la viga (forma de la sección transversal y tipo de material). Por tanto, si la viga es prismática y el material es homogéneo, la curvatu- ra variará sólo con el momento flexionante. En consecuencia, una viga en flexión pura tendrá una curvatura constante y una viga en flexión no unifor- me tendrá una curvatura variable. La convención de signos para la curvatura depende de la orientación de los ejes coordenados. Si el eje x es positivo hacia la derecha y el eje y es positivo hacia arriba, como se muestra en la figura 5.6, entonces la curvatura es positiva cuando la viga se flexiona cóncava hacia arriba y el centro de curvatura está arriba de la viga. De manera inversa, la curvatura es negativa cuando la viga se flexiona convexa hacia abajo y el centro de curvatura está debajo de la viga. En la siguiente sección veremos cómo las deformaciones unitarias lon- gitudinales en una viga flexionada se determinan a partir de su curvatura y en el capítulo 9 estudiaremos cómo la curvatura está relacionada con las deflexiones de las vigas. 5.4 DEFORMACIONES UNITARIAS LONGITUDINALES EN VIGAS Las deformaciones unitarias longitudinales en una viga se pueden deter- minar analizando la curvatura de la viga y las deformaciones unitarias co- rrespondientes. Para este fin, consideremos una parte AB de una viga en flexión pura sometida a momentos flexionantes positivos M (figura 5.7a). Suponemos que la viga inicialmente tiene un eje longitudinal recto (el eje x en la figura) y que su sección transversal es simétrica con respecto al eje y, como se muestra en la figura 5.7b. Bajo la acción de los momentos flexionantes, la viga se flexiona en el plano xy (el plano de flexión) y su eje longitudinal se flexiona en una curva circular (curva ss en la figura 5.7c). La viga se flexiona con la concavidad hacia arriba, que es una curvatura positiva (figura 5.6a). Las secciones transversales de la viga, como las secciones mm y pq en la figura 5.7a, permanecen planas y normales al eje longitudinal (figura 5.7c). El hecho de que las secciones transversales de una viga en flexión pura permanezcan planas es tan fundamental para la teoría de vigas que a menudo se le conoce como suposición. Sin embargo, también la podríamos llamar teorema, debido a que se puede demostrar empleando rigurosamente sólo argumentos racionales basados en simetría (referencia 5.1). El punto básico es que la simetría de la viga y su carga (figuras 5.7a y b) significan que todos los elementos de la viga (como el elemento mpqn) deben de- formarse de una manera idéntica, lo cual es posible sólo si las secciones transversales permanecen planas durante la flexión (figura 5.7c). Esta con- clusión es válida para vigas de cualquier material, sea elástico o inelásti- co, lineal o no lineal. Por supuesto, las propiedades del material, al igual que las dimensiones, deben ser simétricas con respecto al plano de flexión. Figura 5.6 Convenciones de signos para la curvatura de una viga. y x Curvatura positiva O (a) y x Curvatura negativa O (b)
- 379. (Nota: si bienuna sección transversal plana en flexión pura permanece pla- na, aún puede haber deformaciones en el propio plano. Dichas deformacio- nes se deben a los efectos de la relación de Poisson, como se explica al final de este análisis). Debido a las deformaciones por flexión que se muestran en la figura 5.7c, las secciones transversales mn y pq giran respecto de sí mismas alre- dedor de ejes perpendiculares al plano xy. Las líneas longitudinales en la parte inferior de la viga se alargan, en tanto que las de la parte superior se acortan. Por tanto, la parte inferior de la viga está en tensión y la parte supe- rior está en compresión. En algún punto entre la parte superior y la inferior de la viga está una superficie en donde las líneas longitudinales no cambian su longitud. Esta superficie, indicada con la línea discontinua ss en las fi- guras 5.7a y c, se denomina superficie neutra de la viga. Su intersección con cualquier plano de la sección transversal se denomina eje neutro de la sección transversal; por ejemplo, el eje z es el eje neutro para la sección transversal de la figura 5.7b. Los planos que contienen las secciones transversales mn y pq en la vi- ga deformada (figura 5.7c) se intersecan en una línea que pasa por el centro de curvatura O´. El ángulo entre estos planos se denota du y la distancia desde O´ hasta la superficie neutra ss es el radio de curvatura r. La distan- cia inicial dx entre los dos planos (figura 5.7a) no cambia en la superficie neutra (figura 5.7c), por tanto rdu = dx. Sin embargo, todas las otras líneas longitudinales entre los dos planos o se alargan o se acortan, y debido a esto desarrollan deformaciones unitarias normales ex . Figura 5.7 Deformaciones de una viga en flexión pura: (a) vista lateral de la viga, (b) sección transversal de la viga y (c) viga deformada. secCiÓn 5.4 Deformaciones unitarias longitudinales en vigas 357 O O y y x z y A s s f m p B q n M M e A s s f m p B q n M M e (a) (c) (b) O′ du dx dx y r A (a) B x m n
- 380. 358 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Para evaluar estas deformaciones unitarias normales, considere una lí- nea longitudinal común ef ubicada dentro de la viga entre los planos mn y pq (figura 5.7a). Identificamos la línea ef por su distancia y desde la super- ficie neutra en la viga inicialmente recta. Por tanto, ahora estamos supo- niendo que el eje x yace a lo largo de la superficie neutra de la viga sin deformar. Por supuesto, cuando la viga se flexiona, la superficie neutra se mueve con la viga, pero el eje x permanece fijo en posición. No obstante, la línea longitudinal ef en la viga flexionada (figura 5.7c) aún está ubicada a la mis-ma distancia y desde la superficie neutra. Así, la longitud L1 de la línea ef después que tiene lugar la flexión es L1 (r y) du dx r y dx en donde sustituimos du = dx/r. Como la longitud original de la línea ef es dx, se deduce que su alarga- miento es L1 – dx o –ydx/r. La deformación unitaria longitudinal corres- pondiente es igual al alargamiento dividido entre la longitud inicial dx; por tanto, la relación deformación unitaria-curvatura es ex r y ky (5.4) donde k es la curvatura (consulte la ecuación 5.1). La ecuación anterior muestra que las deformaciones unitarias longitu- dinales en la viga son proporcionales a la curvatura y varían linealmente con la distancia y desde la superficie neutra. Cuando el punto en consideración está arriba de la superficie neutra, la distancia y es positiva. Si la curvatura también es positiva (como en la figura 5.7c), entonces ex será una deforma- ción unitaria negativa, que representa un acortamiento. En contraste, si el punto en consideración está debajo de la superficie neutra, la deformación unitaria ex también será positiva, representando un alargamiento. Observe que la convención de signos para ex es la misma que se empleó para las deformaciones unitarias normales en capítulos anteriores, a saber, el alarga- miento es positivo y el acortamiento es negativo. La ecuación (5.4) para las deformaciones unitarias normales en una viga se dedujo únicamente a partir de la geometría de la viga deformada, las propiedades del material no se consideraron en el análisis. Por tanto, las deformaciones unitarias en una viga en flexión pura varían linealmente con la distancia desde la superficie neutra sin importar la forma de la curva esfuerzo-deformación unitaria del material. El siguiente paso en nuestro análisis, es determinar los esfuerzos a par- tir de las deformaciones unitarias, lo cual requiere el uso de la curva es- fuerzo-deformación unitaria. Este paso se describe en la siguiente sección para materiales linealmente elásticos y en la sección 6.10 para materiales elastoplásticos.
- 381. Ejemplo 5.1 Las deformacionesunitarias longitudinales en una viga van acompaña- das por deformaciones unitarias transversales (es decir, deformaciones uni- tarias normales en las direcciones y y z) debido a los efectos de la relación de Poisson. Sin embargo, no hay esfuerzos transversales acompañantes ya que las vigas tienen libertad para deformarse lateralmente. Esta condición de esfuerzo es análoga a la de una barra prismática en tensión o compresión y, por tanto, los elementos longitudinales en una viga en flexión pura están en un estado de esfuerzo uniaxial. Una viga de acero simplemente apoyada AB (figura 5.8a) con longitud L = 8.0 ft y altura h = 6.0 in se flexiona por pares M0 en un arco circular con una deflexión hacia abajo d en el centro del claro (figura 5.8b). La deformación unitaria longitudinal (alargamiento) sobre la superficie inferior de la viga es 0.00125 y la distancia desde la superficie neutra hasta la superficie inferior de la viga es 3.0 in. Determine el radio de curvatura r, la curvatura k y la deflexión d de la viga. Nota: esta viga tiene una deflexión relativamente grande debido a que su lon- gitud es grande en comparación con su altura (L/h = 16) y la deformación unitaria de 0.00125 también es grande. (Es aproximadamente igual que la deformación de fluencia para el acero estructural ordinario.) Figura 5.8 Ejemplo 5.1. Viga en flexión pura: (a) viga con cargas y (b) curva de deflexión. continúa secCiÓn 5.4 Deformaciones unitarias longitudinales en vigas 359 B A y B A M0 M0 L h L (a) (b) C C′ x O′ 2 — L 2 — d r r u u
- 382. 360 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Solución Curvatura. Como conocemos la deformación unitaria longitudinal en la super- ficie inferior de la viga (ex = 0.00125) y puesto que también conocemos la distancia desde la superficie neutra hasta la superficie inferior (y = –3.0 in), podemos utilizar la ecuación (5.4) para calcular el radio de curvatura y la curvatura. Reacomodando la ecuación (5.4) y sustituyendo valores numéricos, obtenemos r e y x 0.0 3 0 .0 12 in 5 2400 in 200 ft k 1 r 0.0050 ft–1 Estos resultados muestran que el radio de curvatura es extremadamente grande com- parado con la longitud de la viga aun cuando la deformación unitaria en el material es grande. Si, como es usual, la deformación unitaria es menor, el radio de curvatura es incluso mayor. Deflexión. Como se destacó en la sección 5.3, un momento flexionante cons- tante (flexión pura) produce una curvatura constante en toda la longitud de una viga. Por tanto, la curva de deflexión es un arco circular. En la figura 5.8b observamos que la distancia desde el centro de curvatura O´ hasta el punto medio C´ de la viga flexionada es el radio de curvatura r y la distancia desde O´ hasta el punto C en el eje x es r cos u, donde u es el ángulo BO´C. Esto conduce a la siguiente expresión para la deflexión en el centro del claro de la viga: d r(1 2 cos u) (5.5) Para una curva casi plana podemos suponer que la distancia entre los apoyos es la misma que la longitud de la propia viga. Por lo tanto, del triángulo BO´C obtenemos senu L r /2 (5.6) Sustituyendo valores numéricos, obtenemos sen u (8.0 2( f 2 t 4 )( 0 1 0 2 i i n n ) /ft) 0.0200 u 0.0200 rad 1.146° y Observe que para fines prácticos podemos considerar sen u y u (radianes) como numéricamente iguales debido a que u es un ángulo muy pequeño. Ahora sustituimos los valores numéricos en la ecuación (5.5) para la deflexión y obtenemos d r(1 cos u) (2400 in.)(1 0.999800) 0.480 in Esta deflexión es muy pequeña comparada con la longitud de la viga, como se mues- tra por la razón entre la longitud del claro y la deflexión: L d (8.0 0 f . t 4 )( 8 1 0 2 in in/ft) 200 De esta manera, hemos confirmado que la curva de deflexión es casi plana a pesar de las deformaciones unitarias grandes. Por supuesto, en la figura 5.8b por claridad la deflexión de la viga está muy exagerada. Nota: el objetivo de este ejemplo es mostrar las magnitudes relativas del ra- dio de curvatura, de la longitud de la viga y su deflexión. Sin embargo, el método empleado para determinar la deflexión tiene poco valor práctico debido a que está limitado a flexión pura, lo que produce una forma flexionada circular. En el capítu- lo 9 se presentan métodos más útiles para determinar deflexiones en vigas.
- 383. 5.5 ESFUERZOS NORMALESEN VIGAS (MATERIALES LINEALMENTE ELÁSTICOS) En la sección anterior investigamos las deformaciones unitarias longitudi- nales ϵx en una viga en flexión pura (consulte la ecuación 5.4 y la figura 5.7). Como los elementos longitudinales de una viga están sometidos sólo a tensión o compresión, podemos utilizar la curva esfuerzo-deformación unitaria del material para determinar los esfuerzos a partir de las deforma- ciones unitarias. Los esfuerzos actúan sobre toda la sección transversal de la viga y varían en intensidad dependiendo de la forma del diagrama esfuerzo- deformación unitaria y de las dimensiones de la sección transversal. Como la dirección x es longitudinal (figura 5.7a), empleamos el símbolo sx para denotar estos esfuerzos. La relación esfuerzo-deformación unitaria más común encontrada en la ingeniería es la ecuación para un material linealmente elástico. Para esos materiales sustituimos la ley de Hooke para esfuerzo uniaxial (s = Ee) en la ecuación (5.4) y obtenemos sx Eex E r y Eky (5.7) Esta ecuación demuestra que los esfuerzos normales que actúan sobre la sección transversal varían linealmente con la distancia y desde la superficie neutra. Esta distribución del esfuerzo se representa en la figura 5.9a para el caso en que el momento flexionante M es positivo y la viga se flexiona con una curvatura positiva. Cuando la curvatura es positiva, los esfuerzos sx son negativos (com- presión) arriba de la superficie neutra y positivos (tensión) debajo de ella. En la figura los esfuerzos de compresión se indican por flechas que apuntan hacia la sección transversal y los esfuerzos de tensión se indican por flechas que apuntan contrarias a la sección transversal. Para que la ecuación (5.7) sea de valor práctico, debemos ubicar el ori- gen de las coordenadas de manera que podamos determinar la distancia y. En otras palabras, debemos localizar el eje neutro de la sección transversal. También necesitamos obtener una relación entre la curvatura y el momento flexionante de modo que podamos sustituirla en la ecuación (5.7) y obtener una ecuación que relacione los esfuerzos con el momento flexionante. Estos dos objetivos se pueden lograr determinando la resultante de los esfuerzos sx que actúan sobre la sección transversal. En general, la resultante de los esfuerzos normales consiste de dos resultantes de esfuerzo: (1) una fuerza que actúa en la dirección x y (2) un par flexionante que actúa alrededor del eje z. Sin embargo, podemos es- cribir las ecuaciones siguientes de la estática: (1) la fuerza resultante en la dirección x es igual a cero y (2) el momento resultante es igual al momento flexionante M. La primera ecuación proporciona la ubicación del eje neutro y la segunda da la relación momento-curvatura. Ubicación del eje neutro Para obtener la primera ecuación de la estática, consideramos un elemento de área dA en la sección transversal (figura 5.9b). El elemento está ubicado a una distancia y desde el eje neutro y, por lo tanto, el esfuerzo sx que actúa Figura 5.9 Esfuerzos normales en una viga de material linealmente elástico: (a) vista lateral de la viga que muestra la distribución de los esfuerzos normales y (b) sección transversal de la viga que muestra el eje z como el eje neutro de la sección transversal. secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 361 sx O M O x y z y y c2 c1 dA (a) (b)
- 384. 362 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) sobre el elemento está dado por la ecuación (5.7). La fuerza que actúa sobre el elemento es igual a sx dA y es de compresión cuando y es positiva. Como no hay una fuerza resultante que actúe sobre la sección transversal, la inte- gral de sx dA sobre el área A de toda la sección transversal debe desaparecer; por tanto, la primera ecuación de la estática es A sx dA A EkydA 0 (a) Como la curvatura k y el módulo de elasticidad E son constantes diferentes de cero en cualquier sección transversal de una viga flexionada, no inter- vienen en la integración sobre el área de la sección transversal. Por tanto, podemos omitirlos en la ecuación y obtenemos A y dA 0 (5.8) Esta ecuación establece que el primer momento del área de la sección trans- versal, evaluado con respecto al eje z, es cero. En otras palabras, el eje z debe pasar por el centroide de la sección transversal.* Como el eje z también es el eje neutro, hemos llegado a la siguiente conclusión importante: el eje neutro pasa por el centroide del área de la sección transversal cuando el material obedece la ley de Hooke y no hay una fuerza axial que actúe sobre la sección transversal. Esta observación hace relativamente simple determinar la posición del eje neutro. Como se explicó en la sección 5.1, nuestro análisis está limitado a vigas para las cuales el eje y es de simetría. En consecuencia, el eje y también pasa por el centroide. Por lo tanto, llegamos a la siguiente conclusión adicional: el origen O de las coordenadas (figura 5.9b) está ubicado en el centroide del área de la sección transversal. Como el eje y es un eje de simetría de la sección transversal, se deduce que es un eje principal (consulte el capítulo 12, sección 12.9, para ver un análisis de los ejes principales). Ya que el eje z es perpendicular al eje y, también es un eje principal. Por tanto, cuando una viga de material lineal- mente elástico se somete a flexión pura, los ejes y y z son ejes centroidales principales. Relación momento-curvatura La segunda ecuación de la estática expresa el hecho de que el momento resultante de los esfuerzos normales sx que actúan sobre la sección trans- versal es igual al momento flexionante M (figura 5.9a). El elemento de fuer- za sx dA que actúa sobre el elemento de área dA (figura 5.9b) lo hace en la dirección positiva del eje x cuando sx es positivo y en la dirección negativa cuando sx es negativo. Como el elemento dA está ubicado arriba del eje neutro, un esfuerzo positivo sx que actúa sobre ese elemento produce un Figura 5.9 (Repetida.) * Los centroides y los momentos estáticos de áreas se analizan en el capítulo 12, secciones 12.2 y 12.3. sx O M O x y z y y c2 c1 dA (a) (b)
- 385. elemento de momentoigual a sx ydA. Este elemento de momento actúa en sentido opuesto al momento flexionante positivo M que se muestra en la figura 5.9a. Por tanto, el momento elemental es dM sx y dA La integral de todos estos momentos elementales sobre toda el área de la sección transversal A debe ser igual al momento flexionante: M A sx y dA (b) o, al sustituir sx en la ecuación (5.7), M A kEy2 dA kE A y2 dA (5.9) Esta ecuación relaciona la curvatura de la viga con el momento flexionante M. En virtud de que la integral en la ecuación anterior es una propiedad del área de la sección transversal, es conveniente reescribir la ecuación como sigue: M kEI (5.10) en donde I A y2 dA (5.11) Esta integral es el momento de inercia del área de la sección transversal con respecto al eje z (es decir, con respecto al eje neutro). Los momentos de inercia siempre son positivos y tienen dimensiones de longitud a la cuarta potencia; por ejemplo, las unidades inglesas comunes son in4 y las unidades SI ordinarias son mm4 cuando se realizan cálculos de vigas.* Ahora se puede reacomodar la ecuación (5.10) para expresar la curva- tura en términos del momento flexionante en la viga: k 1 r E M I (5.12) Conocida como la ecuación momento-curvatura, la ecuación (5.12) mues- tra que la curvatura es directamente proporcional al momento flexionante M e inversamente proporcional a la cantidad EI, que se denomina rigidez a la flexión de la viga. La rigidez a la flexión es una medida de la resistencia de una viga a la flexión, es decir, entre mayor sea la rigidez, menor será la curvatura para un momento flexionante dado. Al comparar la convención de signos para momentos flexionantes (fi- gura 4.5) con la de la curvatura (figura 5.6), observamos que un momento flexionante positivo produce una curvatura positiva y un momento flexio- nante negativo produce una curvatura negativa (consulte la figura 5.10). * Los momentos de inercia de áreas se analizan en el capítulo 12, sección 12.4. Figura 5.10 Relaciones entre signos de momentos flexionantes y signos de curvaturas. secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 363 y x Momento flexionante positivo Momento flexionante negativo O y x Curvatura negativa Curvatura positiva O +M +M −M −M
- 386. 364 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Fórmula de la flexión Ahora que hemos ubicado el eje neutro y deducido la relación momen- to-curvatura podemos determinar los esfuerzos en términos del momento flexionante. Al sustituir la expresión para la curvatura (ecuación 5.12) en la expresión para el esfuerzo sx (ecuación 5.7), obtenemos sx M I y (5.13) Esta ecuación, llamada fórmula de la flexión, indica que los esfuerzos son directamente proporcionales al momento flexionante M e inversamente pro- porcionales al momento de inercia I de la sección transversal. Además, los esfuerzos varían linealmente con la distancia y desde el eje neutro, como se señaló antes. Los esfuerzos calculados con la fórmula de la flexión se denominan esfuerzos de flexión o esfuerzos flexionales. Si el momento flexionante en la viga es positivo, los esfuerzos de flexión serán positivos (tensión) sobre la parte de la sección transversal donde y es negativa, es decir, sobre la parte inferior de la viga. Los esfuerzos en la parte superior de la viga serán negativos (compresión). Si el momento flexionante es negativo, los esfuerzos se invertirán. Estas relaciones se muestran en la figura 5.11. Esfuerzos máximos en una sección transversal Los esfuerzos flexionantes de tensión y de compresión máximos que actúan en cualquier sección transversal dada ocurren en los puntos más alejados del eje neutro. Denotemos con c1 y c2 las distancias desde el eje neutro hasta los elementos extremos en las direcciones y positiva y negativa, respectiva- mente (consulte las figuras 5.9b y 5.11). Entonces los esfuerzos normales máximos s1 y s2 (de la fórmula de la flexión) son Figura 5.11 Relaciones entre los signos de momento flexionante y las direcciones de los esfuerzos normales: (a) momento flexionante positivo y (b) momento flexionante negativo. s1 Esfuerzos de compresión Esfuerzos de tensión Momento flexionante positivo M s2 O x y c2 c1 (a) Esfuerzos de compresión Esfuerzos de tensión Momento flexionante negativo M s2 O x y c2 c1 (b) s1
- 387. s2 M I c2 S M 2 s1 M I c1 S M 1 (5.14a,b) endonde S2 c I 2 S1 c I 1 (5.15a,b) Las cantidades S1 y S2 se conocen como módulos de sección del área de la sección transversal. De las ecuaciones (5.15a y b) observamos que cada módulo de sección tiene dimensiones de longitud a la tercera po- tencia (por ejemplo, in3 o mm3 ). Observe que las distancias c1 y c2 hasta la parte superior e inferior de la viga siempre se toman como cantidades positivas. La ventaja de expresar los esfuerzos máximos en términos de los mó- dulos de sección parte del hecho de que cada módulo de sección combina las propiedades relevantes de la sección transversal de la viga en una sola cantidad. Luego esta cantidad se puede listar en tablas y manuales como una propiedad de la viga, lo que es muy conveniente para los diseñadores. (El diseño de vigas empleando módulos de sección se explica en la sección siguiente.) Secciones doblemente simétricas Si la sección transversal de una viga es simétrica con respecto al eje z así como al eje y (sección transversal doblemente simétrica), entonces c1 = c2 = c y los esfuerzos máximos de tensión y compresión son numéricamente iguales: o smáx M S s1 s2 M I c M S (5.16a,b) en donde S c I (5.17) es el único módulo de sección para la sección transversal. Para una viga con sección transversal rectangular con ancho b y peralte h (figura 5.12a), el momento de inercia y el módulo de sección son S b 6 h2 I b 1 h 2 3 (5.18a,b) Figura 5.12 Secciones transversales doblemente simétricas. secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 365 h b 2 — h 2 — z y z y O O (b) (a) b d
- 388. 366 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Para una sección transversal circular con diámetro d (figura 5.12b), estas propiedades son S p 3 d 2 3 I p 6 d 4 4 (5.19a,b) Las propiedades de otras secciones doblemente simétricas, como tubos hue- cos (rectangulares o bien circulares) y perfiles con patines anchos, se pue- den obtener fácilmente a partir de las fórmulas anteriores. Propiedades de secciones transversales de vigas Los momentos de inercia de muchas figuras planas se listan en el apéndi- ce D para tener una referencia conveniente. Además, las dimensiones y pro- piedades de tamaños estándar de vigas de acero y madera se listan en los apéndices E y F, y en muchos manuales de ingeniería, como se explica con más detalle en la sección siguiente. Para otros perfiles de sección transversal podemos determinar la ubica- ción del eje neutro, el momento de inercia y los módulos de sección mediante un cálculo directo, utilizando las técnicas que se describen en el capítu- lo 12. Este procedimiento se ilustra en el ejemplo 5.4. Limitaciones El análisis presentado en esta sección es para flexión pura de vigas prismá- ticas compuestas de materiales homogéneos linealmente elásticos. Si una viga se somete a flexión no uniforme, las fuerzas cortantes producirán ala- beo (o distorsión fuera del plano) de las secciones transversales. Por tanto, una sección transversal que era plana antes de la flexión ya no lo es después de experimentarla. El alabeo debido a deformaciones por cortante complica en gran medida el comportamiento de la viga. Sin embargo, investigaciones detalladas demuestran que los esfuerzos normales calculados con la fórmu- la de la flexión no se alteran de manera significativa por la presencia de esfuerzos cortantes y del alabeo asociado (referencia 2.1, pp. 42 y 48). Por lo que podemos justificar el uso de la teoría de la flexión pura para calcular los esfuerzos normales en vigas sometidas a flexión no uniforme.* La fórmula de la flexión da resultados que sólo son exactos en regiones de la viga donde la distribución de esfuerzo no se interrumpe por cambios en la forma de la viga o por discontinuidades en la carga. Por ejemplo, la fórmula de la flexión no es aplicable cerca de los apoyos de una viga o cerca de una carga concentrada. Esas irregularidades producen esfuerzos localizados, o concentraciones de esfuerzos, que son mucho mayores que los obtenidos con la fórmula de la flexión (consulte la sección 5.13). * La teoría de vigas comenzó con Galileo Galilei (1564-1642), quien investigó el comporta- miento de varios tipos de vigas. Su trabajo en mecánica de materiales está descrito en su famoso libro Dos nuevas ciencias, publicado por primera vez en 1638 (referencia 5.2). Si bien Galileo hizo muchos descubrimientos importantes con respecto a vigas, no obtuvo la distribu- ción de esfuerzo que empleamos en la actualidad. Progresos posteriores en teoría de vigas los hicieron Mariotte, Jacob Bernoulli, Euler, Parent, Saint-Venant y otros (referencia 5.3).
- 389. d R0 C Ejemplo 5.2 Un alambrede acero de alta resistencia con diámetro d se dobla alrededor de un tambor cilíndrico con radio R0 (figura 5.13). Determine el momento flexionante M y el esfuerzo de flexión máximo smáx en el alambre, suponiendo d = 4 mm y R0 = 0.5 m. (El alambre de acero tiene un módulo de elasticidad E = 200 GPa y un límite proporcional sp1 = 1200 MPa.) continúa Solución El primer paso en este ejemplo es determinar el radio de curvatura r del alam- bre doblado. Luego, conociendo r, podemos encontrar el momento flexionante y el esfuerzo máximo. Radio de curvatura. El radio de curvatura del alambre doblado es la distancia desde el centro del tambor hasta el eje neutro de la sección transversal del alambre: r R0 d 2 (5.20) Momento flexionante. El momento flexionante en el alambre se puede determi- nar a partir de la relación momento-curvatura (ecuación 5.12): M E r I 2R 2 0 EI d (5.21) en donde I es el momento de inercia del área de la sección transversal del alambre. Al sustituir I en términos del diámetro d del alambre (ecuación 5.19a), obtene- mos M pEd4 32(2R0 d) (5.22) Figura 5.13 Ejemplo 5.2. Alambre doblado alrededor de un tambor. secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 367
- 390. 368 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Este resultado se obtuvo sin considerar el signo del momento flexionante, ya que la dirección de la flexión es obvia en la figura. Esfuerzos de flexión máximos. Los esfuerzos máximos de tensión y compre- sión, que son numéricamente iguales, se obtienen con la fórmula de la flexión según se da por la ecuación (5.16b): smáx M S en donde S es el módulo de sección para una sección transversal circular. Al sustituir M de la ecuación (5.22) y S de la ecuación (5.19b), obtenemos smáx 2R E 0 d d (5.23) Este mismo resultado se puede obtener de manera directa de la ecuación (5.7) al reemplazar y con d/2 y sustituir r de la ecuación (5.20). Al inspeccionar la figura 5.13 observamos que el esfuerzo es de compresión sobre la parte inferior (o interna) del alambre y de tensión en la parte superior (o externa). Resultados numéricos. Ahora sustituimos los datos numéricos dados en las ecuaciones (5.22) y (5.23) y obtenemos los siguientes resultados: M 5.01 N m smáx 2R E 0 d d 797 MPa (200 GPa)(4 mm) 2(0.5 m) 4 mm p (200 GPa)(4 mm)4 32[2(0.5 m) 4 mm] pEd4 32(2R0 d) Observe que smáx es menor que el límite de proporcionalidad del alambre de acero y, por tanto, los cálculos son válidos. Nota: como el radio del tambor es grande comparado con el diámetro del alam- bre podemos ignorar con seguridad d en comparación con 2R0 en los denominadores de las expresiones para M y smáx . Entonces las ecuaciones (5.22) y (5.23) producen los siguientes resultados: M 5.03 N m smáx 800 MPa Estos resultados están en el lado conservador y difieren en menos de 1 por ciento de los valores más precisos.
- 391. Ejemplo 5.3 Una vigasimple AB con claro L = 22 ft (figura 5.14a) soporta una carga uniforme con intensidad q = 1.5 k/ft y una carga concentrada P = 12 k. La carga uniforme incluye un margen para el peso propio de la viga. La carga concentrada actúa en un punto a 9.0 ft del extremo izquierdo de la viga, la cual está hecha de madera laminada pegada y tiene una sección transversal con ancho b = 8.75 in y altura h = 27 in (figura 5.14b). Determine los esfuerzos máximos de tensión y compresión en la viga debidos a la flexión. Figura 5.14 Ejemplo 5.3. Esfuerzos en una viga simple. Solución Reacciones, fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Iniciamos el análisis calculando las reacciones en los apoyos A y B, empleando las técnicas descritas en el capítulo 4. Los resultados son RA 23.59 k RB 21.41 k Al conocer las reacciones, podemos elaborar el diagrama de fuerza cortante, como se muestra en la figura 5.14c. Observe que la fuerza cortante cambia de positiva a negativa debajo de la carga concentrada P, que está a una distancia de 9 ft del apoyo izquierdo. continúa secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 369 A V B L = 22 ft 9 ft h = 27 in P = 12 k q = 1.5 k/ft b = 8.75 in (k) 10.09 –1.91 –21.41 151.6 23.59 (d) (c) (a) (b) 0 0 M (k-ft) A P B x m n
- 392. 370 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) A continuación dibujamos el diagrama de momento flexionante (figura 5.14d) y determinamos el momento flexionante máximo, que ocurre debajo de la carga concentrada donde la fuerza cortante cambia de signo. El momento máximo es Mmáx 151.6 k-ft Los esfuerzos de flexión máximos en la viga se tienen en la sección transversal con momento máximo. Módulo de sección. El módulo se sección del área de la sección transversal se calcula con la ecuación (5.18b), como sigue: S b 6 h2 1 6 (8.75 in)(27 in) 2 1063 in 3 Esfuerzos máximos. Los esfuerzos máximos de tensión y compresión st y sc , respectivamente, se obtienen con la ecuación (5.16a): st s2 M S máx 1710 psi sc s1 M S máx 1710 psi (151.6 k-ft)(12 in./ft) 1063 in 3 Como el momento flexionante es positivo, el esfuerzo máximo de tensión sucede en la parte inferior de la viga y el esfuerzo máximo de compresión se tiene en la parte superior de la viga.
- 393. Ejemplo 5.4 La vigaABC que se muestra en la figura 5.15a tiene apoyos simples en A y B, y un voladizo de B a C. La longitud del claro es 3.0 m y la longitud del voladizo es 1.5 m. Una carga uniforme con intensidad q = 3.2 kN/m actúa en toda la longitud de la viga (4.5 m). La viga tiene una sección transversal con forma de canal con ancho b = 300 mm y altura h = 80 mm (figura 5-16a). El espesor del alma es t = 12 mm y el espesor promedio de los patines inclinados es el mismo. Con objeto de calcular las propiedades de la sección transversal, suponga que ésta consiste en tres rectángulos, como se muestra en la figura 5.16b. Determine los esfuerzos máximos de tensión y compresión en la viga debidos a la carga uniforme. Solución Reacciones, fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Comenzamos el análi- sis de esta viga calculando las reacciones en los apoyos A y B, utilizando las técnicas descritas en el capítulo 4. Los resultados son RA 3.6 kN RB 10.8 kN A partir de estos valores, dibujamos el diagrama de fuerza cortante (figura 5.15b). Observe que la fuerza cortante cambia de signo y es igual a cero en dos ubicacio- nes: (1) a una distancia de 1.125 m desde el apoyo izquierdo y (2) en la reacción derecha. Enseguida dibujamos el diagrama de momento flexionante, como se muestra en la figura 5.15c. Los dos momentos flexionantes máximos positivo y negativo se presentan en las secciones transversales donde la fuerza cortante cambia de signo. Estos momentos máximos son Mpos 2.025 kN m Mneg 3.6 kN m respectivamente. Eje neutro de la sección transversal (figura 5.16b). El origen O de las coorde- nadas yz está ubicado en el centroide del área de la sección transversal y, por tanto, el eje x se convierte en el eje neutro de la sección transversal. El centroide se determina empleando las técnicas descritas en el capítulo 12, sección 12.3, como sigue. Primero, dividimos el área en tres rectángulos (A1 , A2 y A3 ). Segundo, estable- cemos un eje de referencia Z-Z a través del borde superior de la sección transversal y designamos y1 y y2 como las distancias desde el eje Z-Z hasta los centroides de Figura 5.15 Ejemplo 5.4. Esfuerzos en una viga con una saliente. continúa secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 371 A B C 3.0 m 1.5 m q = 3.2 kN/m M 0 (a) (b) (c) V 3.6 kN 4.8 kN −6.0 kN 0 2.025 kN.m 1.125 m 1.125 m −3.6 kN.m
- 394. 372 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) las áreas A1 y A2 , respectivamente. Entonces los cálculos para ubicar el centroide de todo el canal (distancias c1 y c2 ) son los siguientes: De esta manera se determina la posición del eje neutro (el eje z). Momento de inercia. A fin de calcular los esfuerzos a partir de la fórmula de la flexión, debemos determinar el momento de inercia del área de la sección trans- versal con respecto al eje neutro. Estos cálculos requieren el uso del teorema del eje paralelo (consulte el capítulo 12, sección 12.5). Iniciando con el área A1 , obtenemos su momento de inercia (Iz ) con respecto al eje z con la ecuación (Iz)1 (Ic)1 A1d2 1 (c) En esta ecuación, (Ic )1 es el momento de inercia del área A1 con respecto a su propio eje centroidal: (Ic)1 1 1 2 (b 2t)(t)3 1 1 2 (276 mm)(12 mm)3 39,744 mm4 y d1 es la distancia desde el eje centroidal del área A1 hasta el eje z: d1 c1 t/2 18.48 mm 6 mm 12.48 mm Figura 5.16 Sección transversal de la viga analizada en el ejemplo 5.4. (a) Perfil real y (b) perfil idealizado para uso en el análisis (el espesor de la viga está exagerado por claridad). h = 80 mm h = 80 mm (a) (b) y O b = 300 mm t = 12 mm t = 12 mm t = 12 mm t = 12 mm t = 12 mm z y2 y1 d1 c1 c2 A2 A1 A3 y Z Z O z b = 300 mm Área 1: y1 t/2 6 mm A1 (b – 2t)(t) (276 mm)(12 mm) 3312 mm2 Área 2: y2 h/2 40 mm A2 ht (80 mm)(12 mm) 960 mm2 Área 3: y3 y2 A3 A2 c1 y A i A i i 18.48 mm c2 h 2 c1 80 mm 2 18.48 mm 61.52 mm (6 mm)(3312 mm2 ) 2(40 mm)(960 mm2 ) 3312 mm2 2(960 mm2 ) y1A1 2y2A2 A1 2A2
- 395. Por tanto, elmomento de inercia del área A1 con respecto al eje z (según la ecua- ción c) es (Iz)1 39,744 mm4 (3312 mm2 )(12.48 mm2 ) 555,600 mm4 Continuando de la misma manera para las áreas A2 y A3 , obtenemos (Iz)2 (Iz)3 956,600 mm4 Por tanto, el momento de inercia centroidal Iz de toda el área de la sección trans- versal es Iz (Iz)1 (Iz)2 (Iz)3 2.469 106 mm4 Módulos de sección. Los módulos de sección para la parte superior e inferior de la viga, respectivamente, son S1 c Iz 1 133,600 mm3 S2 c Iz 2 40,100 mm3 (consulte las ecuaciones 5.15a y b). Determinadas las propiedades de la sección transversal, ahora podemos calcular los esfuerzos máximos con las ecuaciones (5.14a y b). Esfuerzos máximos. En la sección transversal con momento flexionante máxi- mo positivo, el esfuerzo de tensión máximo ocurre en la parte inferior de la viga (s2 ) y el esfuerzo de compresión máximo se tiene en la parte superior de la viga (s1 ). Entonces, de las ecuaciones (5.14b) y (5.14a), respectivamente, obtenemos st s2 M S p 2 os 4 2 0 .0 ,1 2 0 5 0 k m N m m 3 50.5 MPa sc s1 M S p 1 os 1 2 3 . 3 0 , 2 6 5 00 kN mm m 3 15.2 MPa De manera similar, los esfuerzos máximos en la sección con momento negativo máximo son st s1 M S n 1 eg 26.9 MPa sc s2 89.8 MPa 3.6 kN m 40,100 mm3 Mneg S2 3.6 kN m 133,600 mm3 Al comparar estos cuatro esfuerzos se ve que el esfuerzo de tensión máximo en la viga es 50.5 MPa y ocurre en la parte inferior de la viga en la sección transversal con momento flexionante máximo positivo; por tanto, (st)máx 50.5 MPa El esfuerzo de compresión máximo es –89.8 MPa y ocurre en la parte inferior de la viga en la sección transversal con momento máximo negativo: (sc)máx 89.8 MPa De esta manera hemos determinado los esfuerzos de flexión máximos debidos a la carga uniforme que actúa sobre la viga. secCiÓn 5.5 Esfuerzos normales en vigas (materiales linealmente elásticos) 373
- 396. 374 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) 5.6 DISEÑO DE VIGAS PARA ESFUERZOS DE FLEXIÓN El proceso de diseño de una viga requiere que se consideren muchos facto- res, incluyendo el tipo de estructura (aeroplano, automóvil, puente, edificio, etcétera), los materiales que se emplearán, las cargas que se soportarán, las condiciones ambientales que se tendrán y los costos por pagar. Sin em- bargo, desde el punto de vista de la resistencia, al final la tarea se reduce a seleccionar la forma y el tamaño de la viga de manera que los esfuerzos reales en ésta no excedan los esfuerzos permisibles para el material. En esta sección sólo consideraremos los esfuerzos de flexión (es decir, los que se obtienen con la fórmula de la flexión, ecuación 5.13). Más adelante consi- deraremos los efectos de los esfuerzos cortantes (secciones 5.8, 5.9 y 5.10) y las concentraciones de esfuerzos (sección 5.13). Al diseñar una viga para resistir esfuerzos cortantes, es usual iniciar calculando el módulo de sección requerido. Por ejemplo, si la viga tiene una sección transversal doblemente simétrica y los esfuerzos permisibles son iguales tanto en tensión como en compresión, podemos calcular el mó- dulo requerido dividiendo el momento flexionante máximo entre el esfuer- zo de flexión permisible para el material (consulte la ecuación 5.16): S s M perm máx (5.24) El esfuerzo permisible se basa en las propiedades del material y en el factor de seguridad deseado. Para tener seguridad que no se sobrepasa este es- fuerzo, debemos elegir una viga que proporcione un módulo de sección al menos tan grande como el obtenido con la ecuación (5.24). Si la sección transversal no es doblemente simétrica, o si los esfuerzos permisibles son diferentes para tensión y compresión, es usual que se nece- site determinar dos módulos de sección requeridos; uno basado en tensión y el otro en compresión. Luego debemos proporcionar una viga que satisfaga ambos criterios. Para minimizar peso y ahorrar material, es común seleccionar una viga que tenga la menor área de sección transversal pero que aún proporcione los módulos de sección necesarios (y también que cumpla con otros requisitos de diseño que se puedan imponer). Las vigas se construyen con una gran variedad de formas y tamaños para satisfacer una gran variedad de aplicaciones. Por ejemplo, las vigas de acero muy grandes se fabrican mediante la unión por soldadura de varias piezas (figura 5.17), las vigas de aluminio se extruyen como tubos redondos o rectangulares, las vigas de madera se pegan para adecuarlas a requisitos especiales y las vigas de concreto reforzado se cuelan con cualquier forma deseada mediante la construcción apropiada de la cimbra. Además, las vigas de acero, aluminio, plástico y madera se pueden ordenar en formas y tamaños estándar de catálogos suministrados por vendedores y fabricantes. Entre los perfiles estructurales de amplia dispo- nibilidad se incluyen las vigas de patín ancho, las vigas I, los ángulos, las vigas rectangulares y los tubos. Figura 5.17 Un soldador fabrica una viga de acero grande con un patín ancho. (Cortesía de AISC.)
- 397. Vigas con perfilesy tamaños estandarizados Las dimensiones y propiedades de muchos tipos de vigas aparecen en los manuales de ingeniería. Por ejemplo, en Estados Unidos los perfiles y tama- ños de vigas de acero estructural están estandarizados por el American Ins- titute of Steel Construction (AISC), que publica manuales con las propieda- des en unidades inglesas y SI (referencia 5.4). Las tablas en estos manuales incluyen dimensiones de la sección transversal y propiedades como peso, área de la sección transversal, momento de inercia y módulo de sección. Las propiedades de las vigas de aluminio y madera se presentan de una manera similar y se encuentran en publicaciones de la Aluminum As- sociation (referencia 5.5) y de la American Forest and Paper Association (referencia 5. 6). En los apéndices E y F se dan tablas condensadas de vigas de acero y vigas de madera para su uso en la solución de problemas con unidades inglesas y del SI. Los perfiles de acero estructural reciben una designación como W 30 3 211 en unidades inglesas, que significa que el perfil tiene forma W (tam- bién se denominado perfil con patín ancho) con profundidad nominal de 30 in y un peso de 211 lb por ft de longitud (consulte la tabla E-1(a), apéndice E). Las propiedades correspondientes para cada perfil W también se dan en unidades SI en la tabla E.1(b). Por ejemplo, en unidades SI, el perfil W 30 3 211 se lista como W 760 3 314 con profundidad nominal de 760 milímetros y masa de 314 kilogramos por metro de longitud. Se utilizan designaciones similares para los perfiles S (también de- nominados vigas I) y perfiles C (también denominados canales), como se muestra en las tablas E.2(a) y E.3(a) en unidades inglesas y en las tablas E.2(b) y E.3(b) en unidades SI. Los perfiles en ángulo, o perfiles L, se desig- nan por las longitudes de las dos lados y el espesor (consulte las tablas E.4 y E.5). Por ejemplo, L 8 3 6 3 1 (consulte la tabla E.5(a)) denota un ángulo con lados desiguales, uno con longitud de 8 in y el otro con longitud de 6 in, con un espesor de 1 in. La identificación correspondiente en unidades SI para este ángulo con lados desiguales es L 203 3 152 3 25.4 (consulte la tabla E.5(b)). Las secciones de acero estandarizadas descritas antes se fabrican me- diante el proceso de laminado, un proceso en que una palanquilla de acero caliente se pasa una y otra vez entre rodillos hasta que adquiere la forma deseada. Los perfiles de aluminio estructural usualmente se hacen mediante el proceso de extrusión, en el que una palanquilla caliente se empuja, o ex- truye, a través de un dado conformador. Como los dados son relativamente fáciles de hacer y el material es trabajable, las vigas de aluminio se pueden extruir casi con cualquier forma deseada. Los perfiles estándar de vigas con patín ancho, vigas I, canales, ángulos, tubos y otras secciones se listan en el Aluminum Design Manual (referencia 5.5). Además, se pueden ordenar perfiles fabricados a la medida. La mayor parte de las vigas de madera tienen sección transversal rec- tangular y se designan por sus dimensiones nominales, como 4 3 8 pulg. Estas dimensiones representan el tamaño aserrado sin desbastar de la made- ra. Las dimensiones netas (o reales) de una viga de madera son menores que las dimensiones nominales si los lados de la madera aserrada se cepillan para darles una apariencia lisa. Por tanto, una viga de madera de 4 3 8 tiene secCiÓn 5.6 Diseño de vigas para esfuerzos de flexión 375
- 398. 376 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) dimensiones reales de 3.5 3 7.25 in después de cepillarla. Por supuesto, es obvio que se deben emplear las dimensiones netas de la madera cepillada en todos los cálculos ingenieriles. Por tanto, las dimensiones netas y las propiedades correspondientes (en unidades inglesas) se dan en el apéndi- ce E, donde también se presentan tablas similares en unidades SI. Eficiencia relativa de varias formas de vigas Uno de los objetivos al diseñar una viga es usar el material de la manera más eficiente posible dentro de las restricciones impuestas por la función, la apariencia, los costos de manufactura y similares. Desde el punto de vista sólo de la resistencia, la eficiencia en flexión depende principalmente de la forma de la sección transversal. En particular, la viga más eficiente es aque- lla en la que el material se ubica tan lejos como sea práctico del eje neutro. Entre más alejada del eje neutro esté una cantidad dada de material, mayor será el módulo de sección, y entre más grande sea el módulo de sección, mayor será el momento flexionante que se puede resistir (para un esfuerzo permisible dado). Como ejemplo, considere una sección transversal en forma de rectán- gulo con ancho b y altura h (figura 5.18a). El módulo de sección (de la ecuación 5.18b) es S b 6 h2 A 6 h 0.167Ah (5.25) donde A denota el área de la sección transversal. Esta ecuación muestra que una sección transversal rectangular con área dada se hace más eficiente conforme la altura h aumenta (y el ancho b se disminuye para mantener constante el área). Por supuesto, hay un límite práctico para el aumento en la altura, porque la viga se hace lateralmente inestable cuando la razón entre la altura y el ancho se hace demasiado grande. Por tanto, una viga con una sección transversal muy angosta fallará debido a pandeo lateral (en sus lados) en vez de por resistencia insuficiente del material. A continuación comparemos una sección transversal circular sólida de diámetro d (figura 5.18b) con una sección transversal cuadrada con la misma área. El lado h de un cuadrado con la misma área que el círculo es h (d/2) p. Los módulos de sección correspondientes (de las ecuacio- nes 5.18b y 5.19b) son Figura 5.18 Formas de secciones transversales para vigas. h h b d A 2 — A 2 — y O O z y z y O z O y z Patín Patín (b) (a) (d) (c) Alma
- 399. Scuadrado h 6 3 p 48 pd3 0.1160d3 Scírcular p 3 d 2 3 0.0982d3 (5.26a) (5.26b) dedonde obtenemos S S cuadrada círcular 1.18 (5.27) Este resultado muestra que una viga con sección transversal cuadrada es más eficiente para resistir la flexión que una viga circular con la misma área. La razón, por supuesto, es que el círculo tiene una cantidad relativamente mayor de material ubicada cerca del eje neutro. Este material se esfuerza menos, y por tanto no contribuye mucho a la resistencia de la viga. La forma ideal de la sección transversal para una viga con área A transversal dada y altura h se obtendría colocando la mitad del área a una distancia h/2 arriba del eje neutro y la otra mitad a una distancia h/2 abajo del eje neutro, como se muestra en la figura 5.18c. Para esta forma ideal obtenemos I 2 A 2 h 2 2 A 4 h2 S h I /2 0.5Ah (5.28a,b) Estos límites teóricos son aproximados en la práctica por secciones de patín ancho y secciones I, que tienen la mayoría de su material en los patines (figura 5.18d). Para vigas estándar de patín ancho, el módulo de sección es aproximadamente S 0.35Ah (5.29) que es menor que el ideal pero mucho mayor que el módulo de sección para una sección transversal rectangular con la misma área y altura (consulte la ecuación 5.25). Otra característica deseable de una viga de patín ancho es su mayor anchura, y por ende mayor estabilidad con respecto al pandeo lateral, cuan- do se compara con una viga rectangular con la misma altura y módulo de sección. Por otro lado, hay límites prácticos de la esbeltez del alma de una viga de patín ancho. Si el alma es demasiado delgada, será susceptible al pandeo localizado o puede estar sobreesforzada en cortante, un tema que se analiza en la sección 5.10. Los cuatro ejemplos siguientes ilustran el proceso de selección de una viga con base en los esfuerzos permisibles. En estos ejemplos sólo se con- sideran los efectos de los esfuerzos de flexión (obtenidos con la fórmula de la flexión). Nota: al resolver ejemplos y problemas que requieren seleccionar una viga de acero o madera de las tablas en el apéndice, utilizamos la regla si- guiente: si hay varias opciones en una tabla, seleccione la viga más ligera que proporcione el módulo de sección requerido. secCiÓn 5.6 Diseño de vigas para esfuerzos de flexión 377
- 400. 378 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.5 Una viga de madera simplemente apoyada con un claro L = 12 ft soporta una carga uniforme q = 420 lb/ft (figura 5.19). El esfuerzo de flexión permisible es 1800 psi, la madera tiene peso específico de 35 lb/ft3 y la viga está soportada lateralmente contra pandeo lateral y volteo. Seleccione un tamaño adecuado para la viga de la tabla en el apéndice F. Solución Como no sabemos de antemano cuánto pesa la viga, procederemos mediante ensayo y error como sigue: (1) calculamos el módulo de sección requerido con base en la carga uniforme dada, (2) seleccionamos un tamaño de prueba para la viga, (3) sumamos el peso de la viga a la carga uniforme y calculamos un nuevo módulo de sección requerido y (4) verificamos si la viga seleccionada aún es satisfactoria. Si no lo es, seleccionamos una más grande y repetimos el proceso. (1) El momento flexionante máximo en la viga ocurre a la mitad del claro (consulte la ecuación 4.15): Mmáx q 8 L2 90,720 lb-in (420 lb/ft)(12 ft)2 (12 in/ft) 8 El módulo de sección requerido (ecuación 5-24) es S s M perm máx 90 1 ,7 8 2 0 0 0 l p b s - i in 50.40 in 3 (2) De la tabla en el apéndice F vemos que la viga más ligera que proporciona un módulo de sección de al menos 50.40 in3 con respecto al eje 1-1 es una de 3 3 12 in (dimensiones nominales). Esta viga tiene un módulo de sección igual a 52.73 in3 y pesa 6.8 lb/ft. (Observe que en el apéndice F se dan los pesos de vigas con base en un peso específico de 35 lb/ft3 ). (3) La carga uniforme sobre la viga ahora es de 426.8 lb/ft y el módulo de sección correspondiente es S (50.40 in3 ) 4 4 2 2 6 0 .8 lb lb /f / t ft 51.22 in 3 (4) La viga seleccionada anteriormente tiene un módulo de sección de 52.73 in3 , que es mayor que el módulo requerido de 51.22 in3 . Por lo tanto, una viga de 3 3 12 in es adecuada. Nota: si el peso específico de la madera es diferente a 35 lb/ft3 , podemos obte- ner el peso de la viga por pie lineal multiplicando el valor en la última columna en el apéndice F por la razón entre el peso específico real y 35 lb/ft3 . Figura 5.19 Ejemplo 5.5. Diseño de una viga de madera simplemente apoyada. q = 420 lb/ft L = 12 ft
- 401. Ejemplo 5.6 Un postevertical con altura de 2.5 metros soporta una carga lateral P = 12 kN en su extremo superior (figura 5.20). Se proponen dos diseños, un poste sólido de madera y un tubo hueco de aluminio. (a) ¿Cuál es el diámetro mínimo requerido d1 del poste de madera si el esfuerzo de flexión permisible en la madera es 15 MPa? (b) ¿Cuál es el diámetro exterior mínimo requerido d2 del tubo de aluminio si su espesor de pared será un octavo del diámetro exterior y el esfuerzo de flexión permisible en el aluminio es 50 MPa? Solución Momento flexionante máximo. El momento máximo ocurre en la base del poste y es igual a la carga P multiplicada por la altura h; por tanto, Mmáx Ph (12 kN)(2.5 m) 30 kN m (a) Poste de madera. El módulo de sección requerido S1 para el poste de madera (consulte las ecuaciones 5.19b y 5.24) es S1 p 3 d 2 3 1 s M perm máx 3 1 0 5 k M N P m a 0.0020 m3 2 106 mm3 Despejando el diámetro, obtenemos d1 273 mm El diámetro seleccionado para el poste de madera debe ser igual a o mayor que 273 mm para no exceder el esfuerzo permisible. (b) Tubo de aluminio. Para determinar el módulo de sección S2 para el tubo, primero debemos encontrar el momento de inercia I2 de la sección transversal. El espesor de la pared del tubo es d2 /8 y, por tanto, el diámetro interno es d2 – d2 /4, o 0.75d2 . Por tanto, el momento de inercia (consulte la ecuación 5.19a) es I2 6 p 4 d4 2 (0.75d2)4 0.03356d4 2 Ahora obtenemos el módulo de sección del tubo de la ecuación (5.17) como sigue: S2 I c 2 0.03 d 3 2/ 5 2 6d 4 2 0.06712d3 2 El módulo de sección requerido se obtiene con la ecuación (5.24): S2 s M perm máx 3 5 0 0 k M N P m a 0.0006 m3 600 103 mm3 Igualando las dos expresiones anteriores para el módulo de sección, podemos des- pejar el diámetro exterior requerido: d2 600 0.06 1 7 0 1 3 2 mm3 1/ 3 208 mm El diámetro interior correspondiente es 0.75(208 mm), o 156 mm. Figura 5.20 Ejemplo 5.6. (a) Poste sólido de madera y (b) tubo de aluminio. secCiÓn 5.6 Diseño de vigas para esfuerzos de flexión 379 P = 12 kN P = 12 kN h = 2.5 m h = 2.5 m (b) (a) d1 d2
- 402. 380 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.7 Una viga simple AB con un claro de 21 ft debe soportar una carga uniforme q = 2000 lb/ft distribuida a lo largo de la viga de la manera que se muestra en la figura 5.21a. Considerando la carga uniforme y el peso de la viga, y utilizando también un esfuerzo de flexión permisible de 18,000 psi, seleccionamos una viga de acero es- tructural con un perfil de patín ancho para soportar las cargas. Solución En este ejemplo, procederemos de la manera siguiente: (1) encontraremos el momento flexionante máximo en la viga debido a la carga uniforme, (2) conociendo el momento máximo, determinamos el módulo de sección requerido, (3) selecciona- mos una viga de patín ancho de prueba de la tabla E.1 en el apéndice E y obtenemos el peso de la viga, (4) conociendo el peso, calculamos un valor nuevo del momento flexionante y un valor nuevo del módulo de sección y (5) determinamos si la viga seleccionada aún es satisfactoria. Si no lo es, seleccionamos un tamaño nuevo de la viga y repetimos el proceso hasta que determinemos un tamaño satisfactorio. Momento flexionante máximo. Como ayuda para ubicar la sección transversal con momento flexionante máximo, elaboramos el diagrama de fuerza cortante (figu- ra 5.21b) empleando los métodos descritos en el capítulo 4. Como parte del proceso, determinamos las reacciones en los apoyos: RA 18,860 lb RB 17,140 lb La distancia x1 desde el apoyo izquierdo hasta la sección transversal con cero fuerza cortante se obtiene con la ecuación V RA qx1 0 (a) A B 12 ft 6 ft 3 ft q = 2000 lb/ft q = 2000 lb/ft RA RB (b) x1 V (lb) 0 18,860 −5140 −17,140 Figura 5.21 Ejemplo 5.7. Diseño de una viga simple con cargas uniformes parciales.
- 403. que es válidaen el intervalo 0 ≤ x ≤ 12 ft. Despejamos x1 y obtenemos x1 R q A 2 18, 00 8 0 60 lb l / b ft 9.430 ft que es menor que 12 ft, y por lo tanto el cálculo es válido. El momento flexionante máximo se tiene en la sección transversal donde la fuerza cortante es cero; por tanto, Mmáx RAx1 q 2 x1 2 88,920 lb-ft Módulo de sección requerido. El módulo de sección requerido (con base sólo en la carga q) se obtiene con la ecuación (5.24): S s M perm máx 59.3 in3 (88 920 lb-ft)(12 in/ft) 18,000 psi Viga de prueba. Ahora consultamos la tabla E.1 y seleccionamos la viga de patín ancho más ligera que tenga un módulo de sección mayor que 59.3 in3 . La viga más ligera que proporciona este módulo de sección es W 12 3 50 con S = 64.7 in3 . Esta viga pesa 50 lb/ft. (Recuerde que las tablas en el apéndice E están condensadas, y por tanto es posible que esté disponible una viga más ligera). Ahora volvemos a calcular las reacciones, el momento flexionante máximo y el módulo de sección requerido con la viga sometida a la carga uniforme q y a su propio peso propio. Ante estas cargas combinadas las reacciones son RA 19,380 lb RB 17,670 lb y la distancia hasta la sección transversal con fuerza cortante cero se convierte en x1 2 19, 05 3 0 80 lb l / b ft 9.454 ft El momento flexionante máximo aumenta a 91 610 lb-ft y el nuevo módulo de sec- ción requerido es S s M perm máx 61.1 in3 (91,610 lb-ft)(12 in/ft) 18,000 psi Por tanto, observamos que la viga W 12 3 50 con módulo de sección S = 64.7 in3 aún es satisfactoria. Nota: si el nuevo módulo de sección requerido sobrepasa al de la viga W 12 3 50, se selecciona una viga más grande y se repite el proceso. secCiÓn 5.6 Diseño de vigas para esfuerzos de flexión 381
- 404. 382 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.8 Una represa temporal de madera está construida con tablones horizontales A sopor- tados en postes verticales de madera B empotrados en el suelo de manera que actúan como vigas en voladizo (figura 5.22). Los postes tienen una sección transversal cua- drada (dimensiones b 3 b) y están espaciados a una distancia s = 0.8 m, centro a centro. Suponga que el nivel máximo del agua detrás de la represa h = 2.0 m. Determine la dimensión mínima requerida b de los postes si el esfuerzo de flexión permisible en la madera es sperm = 8.0 MPa. Solución Diagrama de carga. Cada poste está sometido a una carga con distribución triangular producida por la presión del agua que actúa contra los tablones. En con- secuencia, el diagrama de carga para cada poste es triangular (figura 5.22c). La intensidad máxima q0 de la carga sobre los postes es igual a la presión del agua a una profundidad h multiplicada por el espaciamiento s de los postes: q0 ghs (a) en donde g es el peso específico del agua. Observe que q0 tiene unidades de fuerza por unidad de distancia, g tiene unidades de fuerza por unidad de volumen y h y s tienen unidades de longitud. Módulo de sección. Como cada poste es una viga en voladizo, el momento flexionante máximo en la base está dado por la siguiente expresión: Mmáx q 2 0h h 3 gh 6 3 s (b) Por tanto, el módulo de sección requerido (ecuación 5.24) es S s M perm máx 6 g s h perm 3 s (c) Para una viga con sección transversal cuadrada, el módulo de sección es S = b3 /6 (consulte la ecuación 5.18b). Al sustituir esta expresión para S en la ecuación (c), obtenemos una fórmula para el cubo de la dimensión mínima b de los postes: b3 s g perm h3 s (d) Valores numéricos. Ahora sustituimos los valores numéricos en la ecuación (d) y obtenemos b3 0.007848 m3 7.848 106 mm3 (9.81 kN/m3 )(2.0 m)3 (0.8 m) 8.0 MPa de donde b 199 mm Por tanto, la dimensión mínima requerida b para los postes es 199 mm. Cualquier dimensión mayor, digamos 200 mm, asegurará que el esfuerzo de flexión real sea menor que el esfuerzo permisible. Figura 5.22 Ejemplo 5.8. Represa de madera con tablones horizontales A soportados por postes verticales B. h b b b B B B B A A s h (a) Vista superior (c) Diagrama de carga (b) Vista lateral q0
- 405. 5.7 VIGAS NOPRISMÁTICAS Las teorías de vigas descritas en este capítulo se dedujeron para vigas pris- máticas, es decir, vigas rectas con la misma sección transversal en toda su longitud. Sin embargo, las vigas no prismáticas son de uso común para reducir peso y mejorar la apariencia. Este tipo de vigas se encuentra en automóviles, aeroplanos, edificios, herramientas y en muchas otras aplica- ciones (figura 5.23). Por fortuna, la fórmula de la flexión (ecuación 5.13) proporciona valores razonablemente precisos para los esfuerzos de flexión en vigas no prismáticas cuando los cambios en las dimensiones de la sec- ción transversal son graduales, como en los ejemplos que se muestran en la figura 5.23. Figura 5.23 Ejemplos de vigas no prismáticas: (a) poste de alumbrado, (b) puente con trabes y estribos ahusados, (c) puntal de la rueda de un aeroplano pequeño y (d) manija de una llave. La manera en que varían los esfuerzos de flexión a lo largo del eje de una viga no prismática no es la misma que en una viga prismática. En una viga prismática el módulo de sección S es constante, y por tanto, los esfuer- zos varían en proporción directa con el momento flexionante (debido a que s = M/S). Sin embargo, en una viga no prismática el módulo de sección varía a lo largo del eje. En consecuencia, no podemos suponer que el es- fuerzo máximo ocurre en la sección transversal con el momento flexionante mayor; algunas veces los esfuerzos máximos se tienen en otros lugares, como se ilustra en el ejemplo 5.9. Vigas totalmente esforzadas Para minimizar la cantidad de material y por tanto tener la viga más ligera posible, podemos variar las dimensiones de las secciones transversales para tener el esfuerzo de flexión máximo permisible en cada sección. Una viga en esta condición se denomina viga totalmente esforzada, o viga con re- sistencia constante. Por supuesto, estas condiciones ideales pocas veces se cumplen debido a problemas prácticos en su construcción y a la posibilidad de que las cargas sean diferentes de las consideradas en el diseño. No obstante, conocer las propiedades de una viga totalmente esforzada puede ser una ayuda impor- tante para el ingeniero al diseñar estructuras para peso mínimo. Ejemplos comunes de estructuras diseñadas para mantener un esfuerzo máximo casi constante son los resortes de hojas en automóviles, las trabes ahusadas de puentes y algunas de las estructuras mostradas en la figura 5.23. La determinación de la forma de una viga totalmente esforzada se ilus- tra en el ejemplo 5.10. secCiÓn 5.7 Vigas no prismáticas 383 (a) (b) (c) (d)
- 406. 384 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.9 Una viga ahusada en voladizo AB con sección transversal circular soporta una carga P en el extremo libre (figura 5.24). El diámetro dB en el extremo mayor es el doble del diámetro dA en el extremo menor: d d B A 2 Determine el esfuerzo de flexión sB en el soporte fijo y el esfuerzo de flexión máxi- mo smáx . Solución Si el ángulo de ahusamiento de la viga es pequeño, los esfuerzos de flexión obtenidos con la fórmula de la flexión diferirán muy poco de los valores exactos. Como una directriz con respecto a la exactitud, observamos que el ángulo entre la línea AB (figura 5.24) y el eje longitudinal de la viga es aproximadamente 20°, el error al calcular los esfuerzos normales a partir de la fórmula de la flexión es aproxi- madamente 10%. Por supuesto, conforme disminuye el ángulo de ahusamiento, el error es menor. Módulo de sección. El módulo de sección en cualquier sección transversal de la viga se puede expresar como una función de la distancia x medida a lo largo del eje de la viga. Como el módulo de sección depende del diámetro, primero debemos expresar el diámetro en términos de x, como se muestra: dx dA (dB dA) L x (5.30) en donde dx es el diámetro a una distancia x desde el extremo libre. Por tanto, el módulo de sección a una distancia x del extremo (ecuación 5-19b) es Sx p 3 d 2 x 3 3 p 2 dA (dB dA) L x 3 (5.31) Esfuerzos de flexión. Como el momento flexionante es igual a Px , el esfuerzo normal máximo en cualquier sección transversal está dado por la ecuación s1 M Sx x 32Px p[dA (dB dA)(x/L)]3 (5.32) Por inspección de la viga observamos que el esfuerzo s1 es de tensión en la parte superior de la viga y de compresión en la parte inferior. Figura 5.24 Ejemplo 5.9. Viga ahusada en voladizo con sección transversal circular. dA dB P x A B L
- 407. Observe que lasecuaciones (5.30), (5.31) y (5.32) son válidas para cuales- quiera valores de dA y dB , siempre que el ángulo de ahusamiento sea pequeño. En el siguiente análisis consideramos sólo el caso en que dB = 2dA . Esfuerzo máximo en el soporte fijo. El esfuerzo máximo en la sección con mo- mento flexionante máximo (extremo B de la viga) se puede determinar a partir de la ecuación (5.32) Al sustituir x = L y dB = 2dA ; el resultado es sB p 4P d L 3 A (a) Esfuerzo máximo en la viga. El esfuerzo máximo en una sección transversal a una distancia x desde el extremo (ecuación 5.32) para el caso donde dB = 2dA es s1 32Px pd3 A(1 x/L)3 (b) Para determinar la ubicación de la sección transversal con el esfuerzo de flexión máximo en la viga, necesitamos encontrar el valor de x que haga s1 un máximo. Derivamos ds1 /dx e y la igualamos a cero, podemos despejar el valor de x que haga s1 un máximo; el resultado es x L 2 (c) El esfuerzo máximo correspondiente, obtenido sustituyendo x = L/2 en la ecuación (b), es smáx 1 2 2 7 8 p P d L 3 A 4.7 p 4 d 1 3 A PL (d) En este ejemplo particular, el esfuerzo máximo ocurre en el punto medio de la viga y es 19 por ciento mayor que el esfuerzo sB en el extremo empotrado. Nota: si se reduce el ahusamiento de la viga, la sección transversal con esfuer- zo normal máximo se desplaza del punto medio hacia el soporte fijo. Para ángulos de ahusamiento pequeños, el esfuerzo máximo se tiene en el extremo B. secCiÓn 5.7 Vigas no prismáticas 385
- 408. 386 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.10 Se va a diseñar una viga en voladizo AB con longitud L para soportar una carga concentrada P en el extremo libre (figura 5.25). Las secciones transversales de la viga son rectangulares con ancho constante b y altura variable h. Como ayuda para el diseño de esta viga, los diseñadores quisieran saber cómo debe variar la altura de una viga idealizada a fin de que el esfuerzo normal máximo en cada sección trans- versal sea igual al esfuerzo permisible sperm . Considerando sólo los esfuerzos de flexión obtenidos con la fórmula de la flexión, determine la altura de la viga totalmente esforzada. Solución El momento flexionante y el módulo de sección a una distancia x desde el ex- tremo libre de la viga son M Px S b 6 hx 2 donde hx es la altura de la viga a una distancia x. Al sustituir en la fórmula de la flexión, obtenemos sperm M S bh P x 2 x /6 6 b P h x x 2 (e) Despejando la altura de la viga, se tiene hx bs 6 perm Px (f) En el extremo fijo de la viga (x = L), la altura hB es hB bs 6P perm L (g) y, por tanto, podemos expresar la altura hx en la forma siguiente: hx hB L x (h) Esta última ecuación muestra que la altura de la viga totalmente esforzada varía con la raíz cuadrada de x. En consecuencia, la viga idealizada tiene la forma parabólica que se muestra en la figura 5.25. Nota: en el extremo cargado de la viga (x = 0) el peralte teórico es cero, debido a que no hay momento flexionante en ese punto. Por supuesto, una viga con esta forma no es práctica ya que no es capaz de soportar los esfuerzos cortantes cerca del extremo de la viga. No obstante, la forma idealizada proporciona un punto de partida útil para un diseño realista en el que se consideren los esfuerzos cortantes y otros efectos. Figura 5.25 Ejemplo 5.10. Viga totalmente esforzada con esfuerzo normal máximo constante (forma teórica que ignora los esfuerzos cortantes). hB hx x A P B b L
- 409. 5.8 ESFUERZOS CORTANTESEN VIGAS CON SECCIÓN TRANSVERSAL RECTANGULAR Cuando una viga se somete a flexión pura, los únicos esfuerzos resultantes son los momentos flexionantes y los únicos esfuerzos son los normales que actúan sobre las secciones transversales. Sin embargo, la mayor parte de las vigas se someten tanto a cargas que producen momentos flexionantes como a fuerzas cortantes (flexión no uniforme). En estos casos, en la viga se de- sarrollan esfuerzos normales y cortantes (consulte la sección 5.5), siempre que la viga esté construida con un material linealmente elástico. Los esfuer- zos cortantes se analizan en esta y en las siguientes dos secciones. Esfuerzos cortantes verticales y horizontales Considere una viga con sección transversal rectangular (ancho b y altura h) sometida una fuerza cortante positiva V (figura 5.26a). Es razonable supo- ner que los esfuerzos cortantes t que actúan sobre la sección transversal son paralelos a la fuerza cortante, es decir, paralelos a los lados verticales de la sección transversal. También cabe suponer que los esfuerzos cortantes están distribuidos uniformemente a través del ancho de la viga, aunque pueden variar sobre la altura. Con estas dos suposiciones podemos determinar la intensidad del esfuerzo cortante en cualquier punto sobre la sección trans- versal. Para fines de análisis, aislamos un elemento pequeño mn de la viga (figura 5.26a) cortando entre dos secciones transversales adyacentes y en- tre dos planos horizontales. De acuerdo con nuestras suposiciones, los es- fuerzos cortantes t que actúan sobre la cara anterior de este elemento son verticales y están distribuidos de manera uniforme de un lado de la viga al otro. Además, del análisis sobre esfuerzos cortantes en la sección 1.6, sabemos que los que actúan sobre un lado de un elemento van acompaña- dos por esfuerzos cortantes con igual magnitud que actúan sobre las caras perpendiculares del elemento (consulte las figuras 5.26b y c). Por tanto, hay esfuerzos cortantes horizontales que actúan entre capas horizontales de la viga así como esfuerzos cortantes verticales que actúan sobre las secciones transversales. En cualquier punto en la viga estos esfuerzos cortantes com- plementarios tienen magnitudes iguales. La igualdad de los esfuerzos cortantes horizontales y verticales que ac- túan sobre un elemento conduce a una conclusión importante con respecto a los esfuerzos cortantes en la parte superior e inferior de la viga. Si imagi- namos que el elemento mn (figura 5.26a) está ubicado en la parte superior o bien en la inferior, vemos que los esfuerzos cortantes horizontales deben ser cero, debido a que no hay esfuerzos sobre las superficies exteriores de la viga. Entonces se deduce que los esfuerzos cortantes verticales también de- ben ser cero en estas ubicaciones; en otras palabras, t = 0 donde y = ±h/2. La existencia de esfuerzos cortantes horizontales en una viga se puede demostrar mediante un experimento simple, coloque dos vigas rectangu- lares idénticas sobre apoyos simples y sométalas a una fuerza P, como se muestra en la figura 5.27a. Si la fricción entre las vigas es pequeña, éstas se flexionarán de manera independiente (figura 5.27b). Cada una de ellas estará en compresión arriba de su propio eje neutro y en tensión debajo de éste, y por tanto la superficie inferior de la viga superior se deslizará con respecto a la superficie superior de la viga inferior. Figura 5.26 Esfuerzos cortantes en una viga con sección transversal rectangular. secCiÓn 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 387 y z (a) (b) (c) O V h b m m n n t t t t t t
- 410. 388 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ahora suponga que las dos vigas se pegan a lo largo de la superficie de contacto, de manera que se convierten en una sola viga sólida. Cuando ésta se carga, se deben desarrollar esfuerzos cortantes horizontales a lo largo de la superficie pegada a fin de evitar el deslizamiento que se muestra en la fi- gura 5.27b. Debido a la presencia de estos esfuerzos cortantes, la viga sólida individual es mucho más rígida y más fuerte que las dos vigas separadas. Deducción de la fórmula del esfuerzo cortante Ahora estamos en condiciones de deducir una fórmula para los esfuerzos cortantes t en una viga rectangular. Sin embargo, en vez de evaluar los esfuerzos cortantes verticales que actúan sobre una sección transversal, es más fácil determinar los esfuerzos cortantes horizontales entre capas de la viga. Por supuesto, los esfuerzos cortantes verticales tienen las mismas magnitudes que los esfuerzos cortantes horizontales. Con este procedimiento en mente, consideremos una viga en flexión no uniforme (figura 5.28a). Tomamos dos secciones transversales adyacen- tes mn y m1 n1 , separadas una distancia dx y consideramos el elemento mm1 n1 n. El momento flexionante y la fuerza cortante que actúan sobre la cara izquierda de este elemento se denotan M y V, respectivamente. Como el momento flexionante y la fuerza cortante pueden cambiar conforme nos movemos a lo largo del eje de la viga, las cantidades correspondientes sobre la cara derecha (figura 5.28a) se denotan M + dM y V + dV. Figura 5.27 Flexión de dos vigas separadas. Figura 5.28 Esfuerzos cortantes en una viga con sección transversal rectangular. P P (a) (b) Vista lateral del elemento Vista lateral de la viga Vista lateral del subelemento ) b ( ) a ( ) d ( ) c ( dx dx p1 y1 p s2 y1 y1 y x dA M m m1 m m1 n n1 m m1 n n1 V M M dM M dM V dV dx x z y O p p1 s1 s1 s2 x t b h 2 — h 2 — h 2 — h 2 — h 2 — Sección transversal de la viga en el subelemento
- 411. Debido a lapresencia de los momentos flexionantes y de las fuerzas cortantes, el elemento que se muestra en la figura 5.28a está sometido a esfuerzos normales y cortantes sobre las dos caras de la sección transversal. Sin embargo, en la siguiente deducción sólo se necesitan los esfuerzos nor- males y por tanto en la figura 5.28b sólo se muestran éstos. Sobre las seccio- nes transversales mn y m1 n1 los esfuerzos normales son, respectivamente, s1 M I y y s2 (M I dM)y (a,b) como se dan por la fórmula de la flexión (ecuación 5.13). En estas expre- siones, y es la distancia desde el eje neutro e I es el momento de inercia del área de la sección transversal con respecto al eje neutro. A continuación aislamos un subelemento mm1 p1 p pasando un plano horizontal pp1 por el elemento mm1 n1 n (figura 5.28b). El plano pp1 está a una distancia y1 de la superficie neutra de la viga. El subelemento se mues- tra por separado en la figura 5.28c. Observamos que su cara superior es par- te de la superficie superior de la viga y, por tanto, está libre de esfuerzos. Su cara inferior (que es paralela a la superficie neutra y se halla a una distancia y1 de ésta) está sometida al esfuerzo cortante horizontal t que existe en este nivel en la viga. Sus caras transversales mp y m1 p1 están sometidas a los es- fuerzos de flexión s1 y s2 , respectivamente, producidos por los momentos flexionantes. También actúan esfuerzos cortantes verticales sobre las caras transversales; sin embargo, dichos esfuerzos no afectan el equilibrio del subelemento en la dirección horizontal (la dirección x), por lo que no se muestran en la figura 5.28c. Si los momentos flexionantes en las secciones transversales mm y m1 n1 (figura 5.28b) son iguales (es decir, si la viga está en flexión pura), los es- fuerzos normales s1 y s2 que actúan sobre los lados mp y m1 p1 del subele- mento (figura 5.28c) también serán iguales. En estas condiciones el sube- lemento estará en equilibrio ante la acción sólo de los esfuerzos normales y, por tanto, los esfuerzos cortantes t que actúan sobre la cara inferior pp1 desaparecerán. Esta conclusión es obvia ya que una viga en flexión pura no tiene fuerza cortante y tampoco esfuerzos cortantes. Si los momentos flexionantes varían a lo largo del eje x (flexión no uniforme) podemos determinar el esfuerzo cortante t que actúa sobre la cara inferior del subelemento (figura 5.28c) al considerar el equilibrio del subelemento en la dirección x. Iniciamos identificando un elemento de área dA en la sección transver- sal a una distancia y del eje neutro (figura 5.28d). La fuerza que actúa sobre este elemento es sdA, en donde s es el esfuerzo normal obtenido con la fórmula de la flexión. Si el elemento de área está ubicado en la cara izquier- da mp del subelemento (donde el momento flexionante es M), el esfuerzo normal está dado por la ecuación (a) y, por tanto, el elemento de fuerza es s1dA M I y dA Observe que estamos empleando sólo valores absolutos en esta ecuación de- bido a que las direcciones de los esfuerzos son obvias en la figura. La suma secCiÓn 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 389
- 412. 390 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) de estos elementos de fuerza sobre el área de la cara mp del subelemento (figura 5.28c) da la fuerza horizontal total F1 que actúa sobre esa cara: F1 s1 dA M I y dA (c) Observe que esta integración se realiza sobre el área de la parte sombreada de la sección transversal que se muestra en la figura 5.28d, es decir, sobre el área de la sección transversal desde y = y1 hasta y = h/2. La fuerza F1 se muestra en la figura 5.29 en un diagrama parcial de cuerpo libre del subelemento (las fuerzas verticales se omitieron). De manera similar, determinamos que la fuerza F2 que actúa sobre la cara derecha m1 p1 del subelemento (figura 5.29 y figura 5.28c) es F2 s2 dA (M I dM)y dA (d) Al conocer las fuerzas F1 y F2 , ahora podemos determinar la fuerza horizon- tal F3 que actúa sobre la cara inferior del subelemento. Como el subelemento está en equilibrio, podemos sumar fuerzas en la dirección x y obtener F3 F2 – F1 (e) o F3 (M I dM)y dA M I y dA (dM I )y dA Las cantidades dM e I en el último término se pueden mover fuera del signo de integración ya que son constantes en cualquier sección transversal dada y no se implican en la integración. Por tanto, la expresión para la fuerza F3 se convierte en F3 dM I ydA (5.33) Si el esfuerzo cortante t está distribuido uniformemente a través del acho b de la viga, la fuerza F3 también es igual a la expresión siguiente: F3 t b dx (5.34) en donde b dx es el área de la cara inferior del subelemento. Al combinar las ecuaciones (5.33) y (5.34) y despejar el esfuerzo cor- tante t, obtenemos t d d M x I 1 b y dA (5.35) Figura 5.29 Diagrama parcial de cuerpo libre del subelemento que muestra todas las fuerzas horizontales (compare con la figura 5.28c). F1 F3 F2 y1 m1 m x dx p1 p h 2 —
- 413. La cantidad dM/dxes igual a la fuerza cortante V (consulte la ecuación 4.6), y por tanto la expresión anterior se transforma en t I V b ydA (5.36) La integral en esta expresión se evalúa sobre la parte sombreada de la sec- ción transversal (figura 5.28d), como ya se explicó. Por tanto, la integral es el momento estático del área sombreada con respecto al eje neutro (el eje z). En otras palabras, la integral es el momento estático del área de la sección transversal arriba del nivel en el cual se está evaluando el esfuerzo cortan- te t. Este momento estático usualmente se denota con el símbolo Q: Q y dA (5.37) Con esta notación, la ecuación para el esfuerzo cortante se convierte en t V Ib Q (5.38) Esta ecuación, conocida como fórmula del cortante, puede utilizarse para determinar el esfuerzo cortante t en cualquier punto en la sección trans- versal de una viga rectangular. Observe que para una sección transversal específica, la fuerza cortante V, el momento de inercia I y el ancho b son constantes. Sin embargo, el momento estático Q (y de aquí el esfuerzo cor- tante t) varían con la distancia y1 desde el eje neutro. Cálculo del momento estático Q Si el nivel en el cual se va a determinar el esfuerzo está arriba del eje neu- tro, como se muestra en la figura 5.28d, es normal obtener Q calculando el momento estático del área de la sección transversal arriba de ese nivel (el área sombreada en la figura). Sin embargo, como una alternativa, podríamos calcular el momento estático del área de la sección transversal restante, es decir, el área debajo del área sombreada. Su momento estático es igual al negativo de Q. La explicación estriba en el hecho de que el momento estático de toda el área de la sección transversal con respecto al eje neutro es igual a cero (porque el eje neutro pasa por el centroide). Por tanto, el valor de Q para el área debajo del nivel y1 es el negativo de Q para el área arriba de ese nivel. Por conveniencia, solemos emplear el área arriba del nivel y1 cuando el pun- to donde estamos determinando el esfuerzo cortante está en la parte superior de la viga y utilizamos el área abajo del nivel y1 cuando el punto está en la parte inferior de la viga. Además, por lo general no nos molestamos con convenciones de signos para V y Q; más bien, tratamos todos los términos en la fórmula del cortante como cantidades positivas y determinamos la dirección de los esfuerzos cortantes mediante su inspección, ya que los esfuerzos actúan en la misma dirección que la propia fuerza cortante V. Este procedimiento para determi- nar los esfuerzos cortantes se ilustra más adelante en el ejemplo 5.11. Figura 5.28d (Repetida.) Sección transversal de la viga en el subelemento. (d) secCiÓn 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 391 y1 y dA z y O b h 2 — h 2 —
- 414. 392 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Distribución de esfuerzos cortantes en una viga rectangular Ahora estamos en condiciones de determinar la distribución de los esfuerzos cortantes en una viga con sección transversal rectangular (figura 5.30a). El momento estático Q de la parte sombreada del área de la sección transversal se obtiene multiplicando el área por la distancia desde su propio centroide hasta el eje neutro: Q b h 2 y1 y1 h/2 2 y1 b 2 h 4 2 y1 2 (f) Por supuesto, se puede obtener el mismo resultado por integración em- pleando la ecuación (5.37): Q y dA h/2 y1 yb dy b 2 h 4 2 y1 2 (g) Sustituyendo la expresión para Q en la fórmula del cortante (ecuación 5.38), obtenemos t 2 V I h 4 2 y1 2 (5.39) Esta ecuación muestra que los esfuerzos cortantes en una viga rectangular varían de manera cuadrática con la distancia y1 desde el eje neutro. Por tanto, cuando se diagrama a lo largo de la altura la viga, t varía como se muestra en la figura 5.30b. Observe que el esfuerzo cortante es cero cuando y1 = ±h/2. El valor máximo del esfuerzo cortante se tiene en el eje neutro (y1 = 0) donde el momento estático Q tiene su valor máximo. Al sustituir y1 = 0 en la ecuación (5.39), obtenemos tmáx V 8 h I 2 3 2 V A (5.40) en donde A = bh es el área de la sección transversal. Por tanto, el esfuerzo cortante máximo en una viga con sección transversal rectangular es 50% mayor que el esfuerzo cortante promedio V/A. Observe de nuevo que las ecuaciones anteriores para los esfuerzos cor- tantes se pueden emplear para calcular los esfuerzos cortantes verticales que actúan sobre las secciones transversales o bien los esfuerzos cortantes horizontales que actúan entre capas horizontales de la viga:* Figura 5.30 Distribución de los esfuerzos cortantes en una viga con sección transversal rectangular: (a) sección transversal y (b) diagrama que muestra la distribución parabólica de los esfuerzos cortantes sobre la altura de la viga. * El análisis de los esfuerzos cortantes presentado en esta sección lo desarrolló el ingeniero ruso D. J. Jourawski; consulte las referencias 5.7 y 5.8. y (a) (b) z O y1 tmáx h 2 h 2 h 2 h 2 b t
- 415. Limitaciones Las fórmulas paralos esfuerzos cortantes presentadas en esta sección están sometidas a las mismas restricciones que la fórmula de la flexión de la cual se dedujeron, por lo que sólo son válidas para vigas de materiales lineal- mente elásticos con deflexiones pequeñas. En el caso de vigas rectangulares, la exactitud de la fórmula del cor- tante depende de la razón entre altura y ancho de la sección transversal. La fórmula se puede considerar exacta para vigas muy angostas (altura h mucho mayor que el ancho b). Sin embargo, es menos precisa conforme b aumenta con respecto a h. Por ejemplo, cuando la viga es cuadrada (b = h), el esfuerzo cortante máximo real es aproximadamente 13 por ciento mayor que el valor dado por la ecuación (5.40). (Para un análisis más completo de las limitaciones de la fórmula del cortante, consulte la referencia 5.9.) Un error común es aplicar la fórmula del cortante (5.38) a secciones transversales para las cuales no es aplicable. Por ejemplo, no es aplicable a secciones con forma triangular o semicircular. Para evitar el mal uso de la fórmula debemos tener en cuenta las siguientes suposiciones que subyacen en su deducción: (1) los bordes de la sección transversal deben ser paralelos al eje y (de manera que los esfuerzos cortantes actúen paralelos a dicho eje) y (2) los esfuerzos cortantes deben ser uniformes a través del ancho de la sección transversal. Estas suposiciones se cumplen sólo en ciertos casos, como los analizados en esta y en las dos siguientes secciones. Por último, la fórmula del cortante se aplica sólo a barras prismáticas. Si una viga no es prismática (por ejemplo, si la viga es ahusada), los esfuer- zos cortantes son muy diferentes de los anticipados con las fórmulas dadas aquí (consulte las referencias 5.9 y 5.10). Efectos de las deformaciones unitarias por esfuerzo cortante Como el esfuerzo cortante t varía parabólicamente sobre la altura de una viga rectangular, se infiere que la deformación unitaria por cortante l = t/G tam- bién varía de esta manera. Como resultado de estas deformaciones unitarias por cortante, las secciones transversales de la viga que originalmente eran superficies planas se alabean. Este alabeo se muestra en la figura 5.31, donde las secciones transversales mn y pq, originalmente planas, se han convertido en superficies curvas m1 n1 y p1 q1 , con la deformación unitaria máxima por cortante que se presenta en la superficie neutra. En los puntos m1 , p1 , n1 y q1 la deformación unitaria por cortante es cero y, por tanto, las curvas m1 n1 y p1 q1 son perpendiculares a las superficies superior e inferior de la viga. Si la fuerza cortante V es constante a lo largo del eje de la viga, el ala- beo es el mismo en cada sección transversal. Por tanto, el alargamiento y el acortamiento de elementos longitudinales debidos a momentos flexionantes no se ven afectadas por las deformaciones unitarias por cortante, y la distri- bución de los esfuerzos normales en la misma que en flexión pura. Además, investigaciones minuciosas que emplean métodos avanzados de análisis de- muestran que el alabeo de secciones transversales debido a deformaciones unitarias por cortante no afecta de manera significativa las deformacio- nes unitarias longitudinales aun cuando la fuerza cortante varíe continua- mente a lo largo de la longitud. Por tanto, en la mayor parte de las condicio- nes se justifica utilizar la fórmula de la flexión (ecuación 5.13) para flexión no uniforme, si bien la fórmula se dedujo para flexión pura. Figura 5.31 Alabeo de las secciones transversales de una viga debido a deformaciones unitarias por cortante. secCiÓn 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 393 P p1 m1 p m q1 n1 q n
- 416. 394 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.11 Una viga metálica con claro L = 3 ft está simplemente apoyada en los puntos A y B (figura 5.32a). La carga uniforme sobre la viga (incluyendo su propio peso) es q = 160 lb/in. La sección transversal de la viga es rectangular (figura 5.32b) con ancho b = 1 in y altura h = 4 in. La viga está apoyada de manera adecuada contra el pandeo lateral. Determine el esfuerzo normal sC y el esfuerzo cortante tC en el punto C, que está ubicado a 1 in debajo de la superficie superior de la viga y a 8 in del apoyo derecho. Muestre estos esfuerzos en un diagrama de un elemento de esfuerzo en el punto C. Solución Fuerza cortante y momento flexionante. La fuerza cortante VC y el momento flexionante MC en la sección transversal que pasa por el punto C se determinan me- diante los métodos descritos en el capítulo 4. Los resultados son MC 17,920 lb-in VC 1600 lb Los signos de estas cantidades se basan en las convenciones de signos estándar para momentos flexionantes y fuerzas cortantes (consulte la figura 4.5). Momento de inercia. El momento de inercia del área de la sección transversal con respecto al eje neutro (el eje z en la figura 5.32b) es I b 1 h 2 3 1 1 2 (1.0 in)(4.0 in)3 5.333 in4 Esfuerzo normal en el punto C. El esfuerzo normal en el punto C se encuentra con la fórmula de la flexión (ecuación 5.13) con la distancia y desde el eje neutro igual a 1.0 in; entonces sC M I y 3360 psi (17,920 lb-in)(1.0 in) 5.333 in4 El signo negativo indica que el esfuerzo es de compresión, como se esperaba. Esfuerzo cortante en el punto C. Para obtener el esfuerzo cortante en el punto C necesitamos evaluar el momento estático QC del área de la sección transversal arriba del punto C (figura 5.32b). Este momento estático es igual al producto del área por su distancia centroidal (denotada yC ) desde el eje z; por tanto AC (1.0 in)(1.0 in) 1.0 in2 yC 1.5 in QC ACyC 1.5 in3 Ahora sustituimos los valores numéricos en la fórmula del cortante (ecuación 5.38) y obtenemos la magnitud del esfuerzo cortante: tC VC Ib QC 450 psi (1600 lb)(1.5 in3 ) (5.333 in4 )(1.0 in) La dirección de este esfuerzo se puede establecer por inspección, debido a que actúa en el mismo sentido que la fuerza cortante. En este ejemplo, la fuerza cortante actúa hacia arriba sobre la parte de la viga a la izquierda del punto C y hacia abajo sobre la parte de la viga a la derecha del punto C. La mejor forma de mostrar las direcciones de los esfuerzos normal y cortante es dibujar un elemento de esfuerzo como sigue. Elemento de esfuerzo en el punto C. El elemento de esfuerzo en la figura 5.32c se corta desde el lado de la viga en el punto C (figura 5.32a). Los esfuerzos de compresión sC = 3360 psi actúan sobre las caras transversales del elemento y los esfuerzos cortantes tC = 450 psi actúan sobe las caras superior e inferior así como en las caras transversales. Figura 5.32 Ejemplo 5.11. (a) Viga simple con carga uniforme, (b) sección transversal de la viga y (c) elemento de esfuerzo que muestra los esfuerzos normales y cortantes en el punto C. 8 in B A L = 3 ft q = 160 lb/in (a) 3 in 4 in C (b) z C = 2.0 in b = 1.0 in = 2.0 in y = 1.0 in y 1.0 in 450 psi 3360 psi 450 psi 3360 psi C O h 2 — h 2 —
- 417. Ejemplo 5.12 Una vigade madera AB que soporta dos cargas concentradas P (figura 5.33a) tiene una sección transversal rectangular con ancho b = 100 y altura h = 150 mm (figu- ra 5.33b). La distancia desde cada extremo de la viga hasta la carga más cercana es a = 0.5 m. Determine el valor máximo permisible Pmáx de las cargas si el esfuerzo permisi- ble en flexión es sperm = 11 MPa (para tensión y compresión) y el esfuerzo permisible en cortante horizontal es tperm = 1.2 MPa. (Ignore el peso de la viga). Nota: las vigas de madera son mucho más débiles en cortante horizontal (cor- tante paralelo a las fibras horizontales en la madera) que en cortante transversal al grano (cortante sobre las secciones transversales). En consecuencia, es usual que en el diseño se considere el esfuerzo permisible en cortante horizontal. Solución La fuerza cortante máxima ocurre en los apoyos y el momento flexionante máximo se tiene en toda la región entre las cargas. Sus valores son Vmáx P Mmáx Pa Además, el módulo de sección S y el área de la sección transversal A son S b 6 h2 A bh Figura 5.33 Ejemplo 5.12. Viga de madera con cargas concentradas. continúa secCiÓn 5.8 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal rectangular 395 a b a B A P P (a) h y z (b) O
- 418. 396 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Los esfuerzos máximos normal y cortante en la viga se obtienen con las fórmulas de la flexión y del cortante (ecuaciones 5.16 y 5.40): smáx M S máx 6 b P h2 a tmáx 3V 2 m A áx 2 3 b P h Por tanto, los valores máximos permisibles de la carga P en flexión y cortante, res- pectivamente, son Pflexión sperm 6a bh2 Pcortante 2tperm 3 bh Al sustituir los valores numéricos en estas fórmulas, obtenemos Pflexión 8.25 kN Pcortante 12.0 kN 2(1.2 MPa)(100 mm)(150 mm) 3 (11 MPa)(100 mm)(150 mm)2 6(0.5 m) Por tanto, el esfuerzo de flexión gobierna el diseño y la carga máxima permisi- ble es Pmáx 8.25 kN Un análisis más completo de esta viga requeriría que se tomara en cuenta el peso propio de la viga, reduciendo de esta manera la carga permisible. Notas: (1) En este ejemplo los esfuerzos normales máximos y los esfuerzos cortan- tes máximos no ocurren en las mismas ubicaciones en la viga; el esfuerzo normal es máximo en la región media de la viga en la parte superior e inferior de la sección transversal, y el esfuerzo cortante es máximo cerca de los apoyos en el eje neutro de la sección transversal. (2) Para la mayor parte de las vigas, los esfuerzos de flexión (no los esfuerzos cortantes) controlan la carga permisible, como en este ejemplo. (3) Aunque la madera no es un material homogéneo y con frecuencia se aleja de un comportamiento linealmente elástico, aún podemos obtener resultados aproxi- mados a partir de las fórmulas de la flexión y del cortante. Estos resultados aproxima- dos por lo general son adecuados para el diseño de vigas.
- 419. 5.9 ESFUERZOS CORTANTESEN VIGAS CON SECCIÓN TRANSVERSAL CIRCULAR Cuando una viga tiene una sección transversal circular (figura 5.34), ya no podemos suponer que los esfuerzos cortantes actúan paralelos al eje y. Por ejemplo, es fácil demostrar que en el punto m (en el borde de la sec- ción transversal) el esfuerzo cortante t debe actuar tangente al borde. Esta observación se deriva del hecho de que la superficie exterior de la viga está libre de esfuerzo y, por tanto, el esfuerzo cortante que actúa sobre la sección transversal no puede tener una componente en la dirección radial. Figura 5.34 Esfuerzos cortantes que actúan sobre una sección transversal de una viga circular. Si bien no hay una forma simple para encontrar los esfuerzos cortantes que actúan sobre toda la sección transversal, es fácil determinar los esfuer- zos cortantes en el eje neutro (donde los esfuerzos son máximos) haciendo algunas suposiciones razonables acerca de la distribución de los esfuerzos. Suponemos que los esfuerzos actúan paralelos al eje y y que tienen una in- tensidad constante a través del ancho de la viga (del punto p al punto q en la figura 5.34). Como estas suposiciones son las mismas que se hicieron al de- ducir la fórmula del cortante t = VQ/Ib (ecuación 5.38), podemos emplear la fórmula del cortante para calcular los esfuerzos en el eje neutro. Para emplearlas en la fórmula del cortante, necesitamos las siguientes propiedades con respecto a una sección transversal circular con radio r. I p 4 r4 Q Ay p 2 r2 3 4 p r 2 3 r3 b 2r (5.41a,b) La expresión para el momento de inercia I se toma del caso 9 del apéndi- ce D, y la expresión para el momento estático Q se basa en las fórmulas para un semicírculo (caso 10, apéndice D). Al sustituir estas expresiones en la fórmula del cortante, obtenemos tmáx V Ib Q (p V r (2 4 / r 4 3 ) / ( 3 2 ) r) 3 4 p V r2 4 3 V A (5.42) secCiÓn 5.9 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal circular 397 q O z p y tmáx r m t
- 420. 398 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) en donde A = πr2 es el área de la sección transversal. Esta ecuación muestra que el esfuerzo cortante máximo en una viga circular es igual a 4/3 por el esfuerzo cortante vertical promedio V/A. Si una viga tiene una sección transversal circular hueca (figura 5.35), de nuevo podemos suponer con precisión razonable que los esfuerzos cor- tantes en el eje neutro son paralelos al eje y y que están uniformemente distribuidos a través de la sección. En consecuencia, de nuevo podemos emplear la fórmula del cortante para encontrar los esfuerzos máximos. Las propiedades requeridas para una sección circular hueca son I p 4 r2 4 r1 4 Q 2 3 r2 3 r1 3 b 2(r2 r1) (5.43a,b,c) en donde r1 y r2 son los radios interior y exterior de la sección transversal, respectivamente. Por tanto, el esfuerzo máximo es tmáx V Ib Q 4 3 V A r2 2 r2r1 r1 2 r2 2 r1 2 (5.44) en donde A p r2 2 r1 2 es el área de la sección transversal. Observe que si r1 = 0, la ecuación (5.44) se reduce a la ecuación (5.42) para una viga circular sólida. Aunque la teoría anterior para esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal circular es aproximada, proporciona resultados que sólo difieren en algunos puntos porcentuales de los que se obtienen utilizando la teoría exacta de la elasticidad (referencia 5.9). En consecuencia, las ecuaciones (5.42) y (5.44) se pueden usar para determinar los esfuerzos cortantes máxi- mos en vigas circulares en circunstancias ordinarias. Figura 5.35 Sección transversal circular hueca. O z y r1 r2
- 421. Ejemplo 5.13 Un postevertical que consiste de un tubo circular con diámetro exterior d2 = 4.0 in y diámetro interior d1 = 3.2 in está sometido a una fuerza horizontal P = 1500 lb (figura 5.36a). (a) Determine el esfuerzo cortante máximo en el poste. (b) Para la misma carga P y el mismo esfuerzo cortante máximo, ¿cuál es el diámetro d0 de un poste circular sólido (figura 5.36b)? Solución (a) Esfuerzo cortante máximo. Para el poste con sección transversal circular hueca (figura 5.36a), empleamos la ecuación (5.44) con la fuerza cortante V susti- tuida por la carga P y el área de la sección transversal A sustituida por la expresión p(r2 2 r2 1); por tanto, tmáx 3 4 p P r2 2 r2r1 r2 1 r4 2 r4 1 (a) A continuación sustituimos los valores numéricos, que son, P 1500 lb r2 d2/2 2.0 in r1 d1/2 1.6 in y obtenemos tmáx 658 psi que es el esfuerzo cortante máximo en el poste. (b) Diámetro de un poste circular sólido. Para el poste con sección transversal circular sólida (figura 5.36b), utilizamos la ecuación (5.42) con V reemplazada por P y r sustituida por d0 /2: tmáx 3p( 4 d P 0/2)2 (b) Despejando d0 , obtenemos d2 0 3p 16 t P máx 3 1 p 6( ( 1 6 5 5 0 8 0 p l s b i ) ) 3.87 in2 de donde el resultado es d0 1.97 in En este ejemplo particular, el poste circular sólido tiene un diámetro aproximada- mente de la mitad del correspondiente al poste tubular. Nota: es muy poco común que los esfuerzos cortantes gobiernen el diseño de vigas circulares o rectangulares hechas de metales como el acero y el aluminio. En estos tipos de materiales el esfuerzo cortante permisible por lo general se encuentra en el rango de 25 a 50 por ciento del esfuerzo de tensión permisible. En el caso del poste tubular en este ejemplo, el esfuerzo cortante máximo sólo es 658 psi. En con- traste, el esfuerzo de flexión máximo obtenido con la fórmula de la flexión es 9700 psi para un poste relativamente corto con longitud de 24 in. Por tanto, conforme aumenta la carga, el esfuerzo de tensión permisible se alcanzará mucho antes que el esfuerzo cortante permisible. La situación es muy diferente para materiales que son débiles en cortante, como la madera. Para una viga ordinaria de madera, el esfuerzo permisible en cortante horizontal está en el rango de 4 a 10 por ciento del esfuerzo de flexión permisible. En consecuencia, aunque el esfuerzo cortante máximo tenga un valor relativamente bajo, algunas veces gobierna el diseño. Figura 5.36 Ejemplo 5.13. Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal circular. secCiÓn 5.9 Esfuerzos cortantes en vigas con sección transversal circular 399 (a) (b) d1 d2 d0 P P
- 422. 400 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) 5.10 ESFUERZOS CORTANTES EN LAS ALMAS DE VIGAS CON PATINES Cuando una viga de patín ancho (figura 5.37a) se somete a fuerzas cortan- tes así como a momentos flexionantes (flexión no uniforme), los esfuerzos normales y cortantes se desarrollan sobre las secciones transversales. La distribución de los esfuerzos cortantes en una viga de patín ancho es más complicada que en una viga rectangular. Por ejemplo, los esfuerzos cortan- tes en los patines de la viga actúan en las direcciones vertical y horizontal (las direcciones y y z), como se muestra por las flechas pequeñas en la figura 5.37b. Los esfuerzos cortantes horizontales, que son mucho mayo- res que los esfuerzos cortantes verticales en los patines, se analizan en la sección 6.7. Los esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho actúan sólo en la dirección vertical y son mayores que los esfuerzos en los patines. Estos esfuerzos se pueden determinar mediante las mismas técnicas que usamos para encontrar los esfuerzos cortantes en vigas rectangulares. Esfuerzos cortantes en el alma Iniciemos el análisis determinando los esfuerzos cortantes en la línea ef en el alma de una viga de patín ancho (figura 5.38a). Haremos las mismas suposiciones que se plantearon para una viga rectangular; es decir, que los esfuerzos cortantes actúan paralelos al eje y y que están distribuidos uni- formemente a través del espesor del alma. Entonces aún se puede aplicar la fórmula del cortante t =VQ/Ib. Sin embargo, el ancho b ahora es el espesor t del alma y el área utilizada al calcular el momento estático Q es el área entre la línea ef y el borde superior de la sección transversal (indicada por el área sombreada de la figura 5.38a). Figura 5.37 (a) Viga de patín ancho y (b) direcciones de los esfuerzos cortantes que actúan sobre una sección transversal. (b) y (a) z x
- 423. Al determinar elmomento estático Q del área sombreada, ignorare- mos los efectos de los filetes pequeños en la unión del alma y los patines (puntos b y c en la figura 5.38a). El error al ignorar las áreas de estos file- tes es muy pequeño. Después dividiremos el área sombreada en dos rec- tángulos. El primero es el propio patín superior, que tiene un área igual a A1 b h 2 h 2 1 (a) en donde b es el ancho del patín, h es el peralte total de la viga y h1 es la distancia entre los paños interiores de los patines. El segundo rectángulo es la parte del alma entre ef y el patín, es decir, el rectángulo efcb, que tiene un área A2 t h 2 1 y1 (b) en donde t es el espesor del alma y y1 es la distancia desde el eje neutro hasta la línea ef. Los momentos estáticos de las áreas A1 y A2 , evaluados con respecto al eje neutro, se obtienen multiplicando estas áreas por las distancias desde sus centroides respectivos hasta el eje z. La suma de estos momentos estáticos da el momento estático Q del área combinada: Q A1 h 2 1 h/2 2 h1/2 A2 y1 h1/2 2 y1 Al sustituir A1 y A2 de las ecuaciones (a) y (b) y luego simplificando, obte- nemos Q b 8 (h2 h1 2 ) 8 t (h1 2 4y1 2 ) (5.45) Figura 5.38 Esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho. (a) Sección transversal de la viga y (b) distribución de los esfuerzos cortantes verticales en el alma. secCiÓn 5.10 Esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines 401 y f O t (b) (a) a y1 h z e d h1 2 h1 2 h1 tmín tmáx tmín h1 2 h1 2 c b b t h 2 — h 2 —
- 424. 402 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Por tanto, el esfuerzo cortante t en el alma de la viga a una distancia y1 del eje neutro es t V I Q t 8 V It b(h2 h1 2 ) t(h1 2 4y1 2 ) (5.46) en donde el momento de inercia de la sección transversal es I b 1 h 2 3 (b 12 t)h1 3 1 1 2 (bh3 bh1 3 th1 3 ) (5.47) Como todas las cantidades en la ecuación (5.46) son constantes, excepto y1 , vemos de inmediato que t varía cuadráticamente en toda la altura del alma, como se muestra por la gráfica en la figura 5.38b. Observe que la gráfica se trazó sólo para el alma y no incluye los patines; la razón es suficientemente simple, la ecuación (5.46) no se puede utilizar para determinar los esfuerzos cortantes verticales en los patines de la viga (consulte el análisis titulado “Limitaciones” más adelante en esta sección). Esfuerzos cortantes máximo y mínimo El esfuerzo cortante máximo en el alma de una viga de patín ancho ocurre en el eje neutro, donde y1 = 0. El esfuerzo cortante mínimo se tiene donde el alma se une a los patines (y1 = ±h1 /2). Estos esfuerzos, determinados con la ecuación (5.46), son tmín V 8I b t (h2 h1 2 ) tmáx 8 V It (bh2 bh1 2 th1 2 ) (5.48a,b) y se indican en la gráfica de la figura 5.38b con tmáx y tmín . Para vigas or- dinarias de patín ancho, el esfuerzo máximo en el alma es de 10 a 60 por ciento mayor que el esfuerzo mínimo. Si bien quizá no sea evidente en el análisis anterior, el esfuerzo tmáx dado por la ecuación (5.48a) no sólo es el esfuerzo cortante máximo en el alma, sino también en cualquier parte en la sección transversal.
- 425. Fuerza cortante enel alma La fuerza cortante vertical soportada sólo por el alma se puede determinar multiplicando el área del diagrama de fuerza cortante (figura 5.38b) por el espesor t del alma. El diagrama de fuerza cortante consiste de dos partes, un área rectangular h1 tmín y un segmento parabólico con área 2 3 (h1)(tmáx tmín) Sumando estas dos áreas, multiplicando por el espesor t del alma y luego combinado términos, obtenemos la fuerza cortante total en el alma: Valma th 3 1 (2tmáx tmín) (5.49) Para vigas con proporciones comunes, la fuerza cortante en el alma es 90 a 98 por ciento de la fuerza total V que actúa sobre la sección transversal; el resto se soporta por cortante en los patines. Como el alma resiste la mayoría de la fuerza cortante, a menudo los diseñadores calculan un valor aproximado del esfuerzo cortante máximo dividiendo la fuerza cortante total entre el área del alma. El resultado es el esfuerzo cortante promedio en el alma, suponiendo que ésta soporta toda la fuerza cortante: tperm t V h1 (5.50) Figura 5.38 (Repetida.) Esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho, (a) Sección transversal de la viga y (b) distribución de los esfuerzos cortantes verticales en el alma. secCiÓn 5.10 Esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines 403 y f O t (b) (a) a y1 h z e d h1 2 h1 2 h1 tmín tmáx tmín h1 2 h1 2 c b b t h 2 — h 2 —
- 426. 404 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Para vigas ordinarias de patín ancho, el esfuerzo promedio calculado de esta manera está dentro de 10 por ciento (más o menos) del esfuerzo cortante máximo calculado con la ecuación (5.48a). Por tanto, la ecuación (5.50) proporciona una manera simple para estimar el esfuerzo cortante máximo. Limitaciones La teoría elemental del cortante presentada en esta sección es adecuada para determinar los esfuerzos cortantes verticales en el alma de una viga de patín ancho. Sin embargo, al investigar los esfuerzos cortantes verticales en los patines ya no podemos suponer que los esfuerzos cortantes son constantes a través del ancho de la sección, es decir, a través del ancho b de los patines (figura 5.38a). De aquí que no podemos utilizar la fórmula del cortante para determinar estos esfuerzos. Para enfatizar este punto, considere la unión del alma y el patín supe- rior (y1 = h1 /2), donde el ancho de la sección cambia abruptamente de t a b. Los esfuerzos cortantes sobre las superficies libres ab y cd (figura 5.38a) deben ser cero, en tanto que el esfuerzo cortante a través del alma en la línea bc es tmín . Estas observaciones indican que la distribución de los esfuerzos cortantes en la unión del alma con el patín es muy compleja y no se puede investigar mediante métodos elementales. El análisis de esfuerzo se compli- ca aún más por el uso de filetes en las esquinas reentrantes (esquinas b y c). Los filetes son necesarios para evitar que los esfuerzos se vuelvan peligro- samente grandes, pero también modifican la distribución de los esfuerzos a través del alma. Por tanto, concluimos que la fórmula del cortante no se puede emplear para determinar los esfuerzos cortantes verticales en los patines. Sin embar- go, la fórmula del cortante da buenos resultados para los esfuerzos cortantes que actúan horizontalmente en los patines (figura 5.37b), como se analiza en la sección 6.8. El método descrito antes para determinar los esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines anchos también se puede utilizar para otros per- files con almas delgadas. Como ilustración, en el ejemplo 5.15 se describe el procedimiento para una viga T. Figura 5.38 (Repetida.) Esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho. (a) Sección transversal de la viga y (b) distribución de los esfuerzos cortantes verticales en el alma. y f O t (b) (a) a y1 h z e d h1 2 h1 2 h1 tmín tmáx tmín h1 2 h1 2 c b b t h 2 — h 2 —
- 427. Ejemplo 5.14 Una vigade patín ancho (figura 5.39a) se somete a una fuerza cortante vertical V = 45 kN. Las dimensiones de la sección transversal de la viga son b = 165 mm, t = 7.5 mm, h = 320 mm y h1 = 290 mm. Determine el esfuerzo cortante máximo, el esfuerzo cortante mínimo y la fuer- za cortante total en el alma. (No tome en cuenta las áreas de los filetes al hacer sus cálculos.) Figura 5.39 Ejemplo 5.14. Esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho. Solución Esfuerzos cortantes máximo y mínimo. Los esfuerzos cortantes máximo y míni- mo en el alma de la viga están dados por las ecuaciones (5.48a) y (5.48b). Antes de hacer sustituciones en ellas, calculamos el momento de inercia del área de la sección transversal con la ecuación (5.47): I 1 1 2 (bh3 bh3 1 th3 1) 130.45 106 mm4 Ahora sustituimos este valor de I, así como los valores numéricos para la fuerza cortante V y las dimensiones de la sección transversal en las ecuaciones (5.48a) y (5.48b): tmáx 8 V It (bh2 bh2 1 th2 1) 21.0 MPa tmín V 8I b t (h2 h2 1) 17.4 MPa En este caso, la razón entre tmáx y tmín es 1.21, es decir, el esfuerzo máximo en el alma es 21 por ciento mayor que el esfuerzo mínimo. La variación de los esfuerzos cortantes sobre la altura h1 del alma se muestra en la figura 5.39b. Fuerza cortante total. La fuerza cortante en el alma se calcula con la ecuación (5.49) como se muestra: Valma th 3 1 (2tmáx tmín) 43.0 kN A partir de este resultado vemos que el alma de esta viga particular resiste 96 por ciento de la fuerza cortante total. Nota: el esfuerzo cortante promedio en el alma de la viga (de la ecuación 5.50) es tprom t V h1 20.7 MPa que sólo es 1% menor que el esfuerzo máximo. secCiÓn 5.10 Esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines 405 y O (b) (a) h = 320 mm z h1 = 290 mm tmín tmáx tmín b = 165 mm t = 7.5 mm = 17.4 MPa = 21.0 MPa
- 428. 406 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.15 Una viga con sección transversal en T (figura 5.40a) está sometida a una fuerza cortante vertical V = 10,000 lb. Las dimensiones de la sección transversal son b = 4 in, t = 1.0 in, h = 8.0 in y h1 = 7.0 in. Determine el esfuerzo cortante t1 en la parte superior del alma (nivel mn) y el esfuerzo cortante máximo tmáx . (No tome en cuenta las áreas de los filetes.) Solución Ubicación del eje neutro. El eje neutro de la viga T se ubica calculando las distancias c1 y c2 desde la parte superior e inferior de la viga hasta el centroide de la sección transversal (figura 5.40a). Primero, dividimos la sección transversal en dos rectángulos, el patín y el alma (observe la línea discontinua en la figura 5.40a). Luego calculamos el momento estático Qaa de estos dos rectángulos con respecto a la línea aa en la parte inferior de la viga. La distancia c2 es igual a Qaa dividida entre el área A de toda la sección transversal (consulte el capitulo 12, sección 12.3, para ver los mé- todos para ubicar centroides de áreas compuestas). Los cálculos son los siguientes: A Ai b(h h1) th1 11.0 in2 Qaa yi Ai h 2 h1 (b)(h h1) h 2 1 (th1) 54.5 in3 c2 Q A aa 5 1 4 1. . 0 5 i i n n 2 3 4.955 in c1 h c2 3.045 in Momento de inercia. El momento de inercia I de toda el área de la sección transversal (con respecto al eje neutro) se puede encontrar determinando el momen- to de inercia Iaa en la parte inferior de la viga y luego empleando el teorema de los ejes paralelos (consulte la sección 12.5): I Iaa Ac2 2 O (b) (a) n n a a y b = 4.0 in t = 1.0 in z tmáx t1 c1 c2 c2 h1 h1 = 7.0 in h = 8.0 in
- 429. Los cálculos sonlos siguientes: Iaa b 3 h3 (b 3 t)h1 3 339.67 in4 Ac2 2 270.02 in4 I 69.65 in4 Esfuerzo cortante en la parte superior del alma. Para encontrar el esfuerzo cortante t1 en la parte superior del alma (a lo largo de la línea nn) necesitamos calcular el momento estático Q1 del área arriba del nivel nn. El momento estático es igual al área del patín multiplicada por la distancia desde el eje neutro hasta el centroide del patín: Q1 b(h h1) c1 h 2 h1 (4 in)(1 in)(3.045 in 0.5 in) 10.18 in3 Por supuesto, obtenemos el mismo resultado si calculamos el momento estático del área debajo del nivel nn: Q1 th1 c2 h 2 1 (1 in)(7 in)(4.955 in 3.5 in) 10.18 in3 Al sustituir en la fórmula del cortante, obtenemos t1 V I Q t 1 1460 psi (10,000 lb)(10.18 in3 ) (69.65 in4 )(1 in) El esfuerzo existe como un esfuerzo cortante vertical que actúa sobre la sección transversal y como un esfuerzo cortante horizontal que actúa sobre el plano hori- zontal entre el patín y el alma. Esfuerzo cortante máximo. El esfuerzo cortante máximo ocurre en el alma en el eje neutro. Por tanto, calculamos el momento estático Qmáx del área de la sección transversal debajo del eje neutro: Qmáx tc2 c 2 2 (1 in)(4.955 in) 4.95 2 5 in 12.28 in3 Como ya se indicó, obtendríamos el mismo resultado si calculamos el momento estático del área arriba del eje neutro, pero estos cálculos serían ligeramente más largos. Sustituyendo en la fórmula del cortante, obtenemos tmáx VQ I m t áx 1760 psi (10,000 lb)(12.28 in3 ) (69.65 in4 )(1 in) que es el esfuerzo cortante máximo en la viga. La distribución parabólica de los esfuerzos cortantes en el alma se muestra en la figura 5.40b. secCiÓn 5.10 Esfuerzos cortantes en las almas de vigas con patines 407
- 430. 408 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) *5.11 TRABES ARMADAS Y FLUJO CORTANTE Las trabes armadas se fabrican con dos o más piezas de material unidas en- tre sí para formar una trabe individual. Este tipo de trabe se puede construir en una gran variedad de formas para cumplir con necesidades especiales arquitectónicas o estructurales y para proporcionar secciones transversales mayores que las comúnmente disponibles. En la figura 5.41 se muestran algunas secciones transversales de trabes armadas. La parte (a) de la figura muestra una trabe de caja de madera construida con dos tablones que sirven como patines y dos almas de made- ra contrachapada. Las piezas se unen con clavos, tornillos o pegamento de tal manera que toda la viga actúe como una unidad individual. Las trabes de caja también se construyen con otros materiales, incluyendo acero, plásti- cos y materiales compuestos. El segundo ejemplo es una trabe laminada pegada (llamada trabe enco- lada) hecha de tablones pegados para formar una trabe mucho mayor que se podría aserrar de un árbol como un elemento individual. Las trabes enco ladas se usan comúnmente en la construcción de edificios pequeños. El tercer ejemplo es una trabe de placas de acero del tipo ordina- riamente empleado en puentes y edificios grandes. Estas trabes, que con- sisten en tres placas de acero unidas por soldadura, se pueden fabricar en tamaños mucho más grandes que los disponibles en vigas ordinarias de patín ancho o I. Las trabes armadas se deben diseñar de manera que se comporten como un solo elemento, los cálculos de diseño comprenden dos fases. En la prime- ra, la trabe se diseña como si estuviera hecha con una sola pieza, tomando en cuenta los esfuerzos de flexión y cortante. En la segunda, se diseñan las conexiones entre las partes (como clavos, pernos, soldaduras y pegamento) para asegurar que la viga en efecto se comporte como un entidad indivi- dual. En particular, las conexiones deben ser lo suficientemente fuertes para transmitir las fuerzas cortantes horizontales que actúen entre las partes de la trabe. Para obtener estas fuerzas utilizamos el concepto de flujo cortante. Flujo cortante Para obtener una fórmula para las fuerzas cortantes horizontales que actúan entre las partes de una trabe, regresemos a la deducción de la fórmula del cortante (consulte las figuras 5.28 y 5.29 de la sección 5.8). En esa deduc- ción cortamos un elemento mm1 n1 n de una viga (figura 5.42a) e investiga- mos el equilibrio horizontal de un subelemento mm1 p1 p (figura 5.42b). A partir del equilibrio horizontal del subelemento, determinamos la fuerza F3 (figura 5.42c) que actúa sobre su superficie inferior: F3 dM I y dA (5.51) Esta ecuación es igual a la ecuación (5.33) de la sección 5.8. Ahora definamos una cantidad nueva denominada flujo cortante f. El flujo cortante es la fuerza cortante horizontal por unidad de distancia a lo largo del eje longitudinal de la viga. Como la fuerza F3 actúa a lo largo de la Figura 5.41 Secciones transversales comunes de trabes armadas: (a) trabe de caja de madera, (b) trabe encolada y (c) trabe de placas. (a) (b) (c)
- 431. distancia dx, lafuerza cortante por unidad de distancia es igual a F3 dividida entre dx; por tanto, f d F x 3 d d M x 1 I y dA Reemplazando dM/dx por la fuerza cortante V y denotando la integral con Q, obtenemos la fórmula del flujo cortante siguiente: f V I Q (5.52) Esta ecuación proporciona el flujo cortante que actúa sobre el plano hori- zontal pp1 que se muestra en la figura 5.42a. Los términos V, Q e I tienen los mismos significados que en la fórmula del cortante (ecuación 5.38). Si los esfuerzos cortantes sobre el plano pp1 están distribuidos unifor- memente, como supusimos para vigas rectangulares y vigas de patín ancho, el flujo cortante f es igual a tb. En ese caso, la fórmula del flujo cortante se reduce a la fórmula del cortante. Sin embargo, la deducción de la ecuación (5.51) para la fuerza F3 no involucra ninguna suposición acerca la distri- bución de los esfuerzos cortantes en la viga. En cambio, la fuerza F3 se encuentra únicamente a partir del equilibrio horizontal del subelemento (fi- Figura 5.42 Esfuerzos cortantes horizontales en una viga. (Nota: estas figuras son repeticiones de las figuras 5.28 y 5.29.) secCiÓn 5.11 Trabes armadas y flujo cortante 409 F1 F3 F2 y1 m1 m x dx p1 p Vista lateral del subelemento (b) dx p1 y1 p s2 x m m1 s1 t Vista lateral del elemento (a) y1 m m1 n n1 M M + dM dx p p1 s1 s2 x Vista lateral del subelemento (c) h 2 — h 2 — h 2 — h 2 —
- 432. 410 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) gura 5.42c). Por tanto, ahora podemos interpretar el subelemento y la fuerza F3 en términos más generales que antes. El subelemento puede ser cualquier bloque prismático de material en- tre las secciones transversales mn y m1 n1 (figura 5.42a). No tiene que ob- tenerse haciendo un solo corte horizontal (como pp1 ) a través de la viga. Además, como F3 es la fuerza cortante horizontal total que actúa entre el subelemento y el resto de la viga, puede estar distribuida en cualquier parte sobre los lados del subelemento, no sólo sobre su superficie inferior. Estos mismos comentarios se aplican al flujo cortante f, ya que es únicamente la fuerza F3 por unidad de distancia. Ahora regresemos a la fórmula del flujo cortante f = VQ/I (ecuación 5.52). Los términos V e I tienen sus significados usuales y no se ven afec- tados por la elección del subelemento. Sin embargo, el momento estático Q es una propiedad de la cara de la sección transversal del subelemento. Para ilustrar cómo se determina Q, consideraremos tres ejemplos específicos de trabes armadas (figura 5.43). Áreas empleadas al calcular el momento estático Q El primer ejemplo de una trabe armada es una trabe con placas de acero soldadas (figura 5.43a). Las soldaduras deben transmitir las fuerzas cortan- tes horizontales que actúan entre los patines y el alma. En el patín supe- rior, la fuerza cortante horizontal (por unidad de distancia a lo largo del eje de la viga) es el flujo cortante a lo largo de la superficie de contacto aa. Este flujo cortante se debe calcular tomando Q como el momento estático del área de la sección transversal arriba de la superficie de contacto aa. En otras palabras, Q es el momento estático del área del patín (área sombreada en la figura 5.43a), calculado con respecto al eje neutro. Después de calcu- lar el flujo cortante, es fácil determinar la cantidad de soldadura necesaria para resistir la fuerza cortante, ya que la resistencia de una soldadura por lo general se específica en términos de fuerza por unidad de distancia a lo largo de la soldadura. El segundo ejemplo es una trabe de patín ancho que se refuerza rema- chando una sección en canal en cada patín (figura 5.43b). La fuerza cortante horizontal entre cada canal y la viga principal debe ser transmitida por los remaches. Esta fuerza se calcula con la fórmula del flujo cortante emplean- do Q como el momento estático del área de todo el canal (se muestra som- breada en la figura). El flujo cortante resultante es la fuerza longitudinal por unidad de distancia que actúa a lo largo de la superficie de contacto bb, y los remaches deben tener un tamaño y espaciamiento longitudinal adecuados para resistir esta fuerza. El último ejemplo es una trabe de caja de madera con dos patines y dos almas que están conectadas por clavos o tornillos (figura 5.43c). La fuerza cortante horizontal total entre el patín superior y las almas es la fuer- za cortante que actúa a lo largo de las dos superficies de contacto cc y dd y, por tanto, el momento estático Q se calcula para el patín superior (el área sombreada). En otras palabras, el flujo cortante calculado con la fórmula f = VQ/I es el flujo cortante total a lo largo de todas las superficies de contacto que rodean el área para la cual se calcula Q. En este caso, el flujo cortante f es resistido por la acción combinada en los dos lados de la trabe, es decir, tanto en cc como en dd, como se ilustra en el siguiente ejemplo. (c) (b) (a) a a y z O b b y z O y z c c d d O Figura 5.43 Áreas empleadas al calcular el momento estático Q.
- 433. Ejemplo 5.16 Una trabede caja de madera (figura 5.44) se construye con dos tablones, cada uno de 40 3 180 mm de sección transversal, que sirven como patines y dos almas de madera contrachapada, cada una de 15 mm de espesor. La altura total de la trabe es 280 mm. La madera contrachapada esta sujeta a los patines con tornillos para made- ra que tienen una carga permisible en cortante de F = 800 N cada uno. Si la fuerza cortante V que actúa sobre la sección transversal es 10.5 kN, de- termine el espaciamiento longitudinal máximo permisible s de los tornillos (figura 5.44b). Solución Flujo cortante. La fuerza cortante horizontal trasmitida entre el patín superior y las dos almas se puede encontrar con la fórmula del flujo cortante f = VQ/I, en donde Q es el momento estático del área de la sección transversal del patín. Para determinar este momento estático, multiplicamos el área Af del patín por la distancia df desde su centroide hasta el eje neutro: Af 40 mm 180 mm 7200 mm2 df 120 mm Q Af df (7200 mm2 )(120 mm) 864 103 mm3 El momento de inercia de toda el área de la sección transversal con respecto al eje neutro es igual al momento de inercia del rectángulo exterior menos el momento de inercia del “agujero” (el rectángulo interior): I 1 1 2 (210 mm)(280 mm)3 1 1 2 (180 mm)(200 mm)3 264.2 106 mm4 Al sustituir V, Q e I en la fórmula del flujo cortante (ecuación 5.52), obtenemos f V I Q 34.3 N/mm (10,500 N)(864 103 mm3 ) 264.2 106 mm4 que es la fuerza cortante horizontal por milímetro de longitud que se debe transmitir entre el patín y la dos almas. Espaciamiento de los tornillos. Como el espaciamiento de los tornillos es s, y puesto que hay dos líneas de ellos (una a cada lado del patín), se deduce que la capa- cidad de carga de los tornillos es 2F por la distancia s a lo largo de la trabe. Por tanto, la capacidad de los tornillos por unidad de distancia a lo largo de la trabe es 2F/s. Al igualar 2F/s con el flujo cortante f y despejando el espaciamiento s, obtenemos s 2 f F 3 2 4 ( .3 80 N 0 /m N) m 46.6 mm Este valor de s es el espaciamiento máximo permisible de los tornillos, basado en la carga permisible por tornillo. Cualquier espaciamiento mayor que 46.6 mm sobre- carga los tornillos. Por conveniencia de fabricación, y para estar en el lado seguro, seleccionaríamos un espaciamiento s = 45 mm. Figura 5.44 Ejemplo 5.16. Trabe de caja de madera. secCiÓn 5.11 Trabes armadas y flujo cortante 411 (a) Sección transversal 180 mm 280 mm 120 mm 15 mm 20 mm 15 mm 40 mm 40 mm z y O (b) Vista lateral s s s x
- 434. 412 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) *5.12 VIGAS CON CARGAS AXIALES Los elementos estructurales a menudo se someten a la acción simultánea de cargas de flexión y cargas axiales. Esto sucede, por ejemplo, en marcos de aeronaves, columnas en edificios, maquinaria, partes de barcos y aerona- ves. Si los elementos no son demasiado esbeltos, los esfuerzos combinados se pueden obtener por superposición de los esfuerzos de flexión y de los esfuerzos axiales. Para ver cómo se lleva a cabo esto, considere la viga en voladizo que se muestra en la figura 5.45a. La única carga sobre la viga es una fuerza inclinada P que actúa en el centroide de la sección transversal extrema. Esta carga puede resolverse en dos componentes, una carga lateral Q y una carga axial S. Estas cargas producen resultantes de esfuerzos en la forma de momentos flexionantes M, fuerzas cortantes V y fuerzas axiales N en toda la viga (figura 5.45b). En una sección transversal ordinaria, a una distancia x desde el apoyo, las resultantes de esfuerzos son M Q(L x) V Q N S en donde L es la longitud de la viga. Los esfuerzos asociados con cada una de estas resultantes de esfuerzos se pueden determinar en cualquier punto en la sección transversal por medio de la fórmula apropiada (s = –My/I, t = VQ/Ib y s = N/A). Como la fuerza axial N y el momento flexionante M producen esfuer- zos normales, necesitamos combinarlos para obtener la distribución final de esfuerzos. La fuerza axial (cuando actúa sola) produce una distribución uniforme de esfuerzos s = N/A sobre toda la sección transversal, como se muestra en el diagrama de esfuerzos en la figura 5.45c. En este ejemplo particular, el esfuerzo s es de tensión, como se indica por los signos de más en el diagrama. El momento flexionante produce un esfuerzo linealmente variable s = –My/I (figura 5.45d) con compresión en la parte superior de la viga y tensión en la parte inferior. La distancia y se mide desde el eje z, que pasa por el centroide de la sección transversal. La distribución final de los esfuerzos normales se obtiene superponien- do los esfuerzos producidos por la fuerza axial y el momento flexionante. Por tanto, la ecuación para los esfuerzos combinados es s N A M I y (5.53) Observe que N es positiva cuando produce tensión y M es positivo de acuerdo con la convención de signos del momento flexionante (un momen- to flexionante positivo produce compresión en la parte superior de la viga y tensión en la parte inferior). Además, el eje y es positivo hacia arriba. Siempre que utilicemos estas convenciones de signos en la ecuación (5.53), los esfuerzos normales s serán positivos para tensión y negativos para com- presión. La distribución final de esfuerzos depende de los valores algebraicos relativos de los términos en la ecuación (5.35). Para nuestro ejemplo, las Figura 5.45 Esfuerzos normales en una viga en voladizo sometida a cargas de flexión y axial: (a) viga con carga P que actúa en el extremo libre, (b) resultantes de esfuerzos N, V y M que actúan sobre una sección transversal a una distancia x desde el apoyo, (c) esfuerzos de tensión debidos a la fuerza axial N que actúa sola, (d) esfuerzos de tensión y compresión debidos al momento flexionante M que actúa solo y (e), (f) y (g) distribuciones posibles de esfuerzos debidas a los efectos combinados de N y M. Q P S V M N x L (a) (b) (c) (d) (e) (f) (g) + + + + + + + – – x y x y
- 435. tres posibilidades semuestran en las figuras 5.45e, f y g. Si el esfuerzo de flexión en la parte superior de la viga (figura 5.45d) es numéricamente me- nor que el esfuerzo axial (figura 5.45c), toda la sección transversal estará en tensión, como se muestra en la figura 5.45e. Si el esfuerzo de flexión en la parte superior es igual al esfuerzo axial, la distribución será triangular (figura 5.45f) y si el esfuerzo de flexión es numéricamente mayor que el esfuerzo axial, la sección transversal estará parcialmente en compresión y parcialmente en tensión (figura 5.45g). Por supuesto, si la fuerza axial es de compresión o si se invierte el sentido del momento flexionante, las distribuciones de esfuerzos cambiarán de manera correspondiente. Cuando las cargas de flexión y axial actúan de manera simultánea, el eje neutro (es decir, la línea en la sección transversal donde el esfuerzo normal es cero) ya no pasa por el centroide de la sección transversal. Como se muestra en las figuras 5.45e, f y g, respectivamente, el eje neutro puede estar fuera de la sección transversal, en el borde la sección o dentro de la misma. El uso de la ecuación (5.53) para determinar los esfuerzos en una viga con cargas axiales se ilustra en el ejemplo 5.17. Cargas axiales excéntricas Una carga axial excéntrica es una fuerza axial que no actúa en el centroide de la sección transversal. Un ejemplo se muestra en la figura 5.46a, donde la viga en voladizo AB está sometida a una carga de tensión P que actúa a una distancia e desde el eje x (el eje x pasa por los centroides de las secciones transversales). La distancia e, llamada excentricidad de la carga, es positiva en la dirección positiva del eje y. La carga excéntrica P es estáticamente equivalente a una fuerza axial P que actúa a lo largo del eje x y a un momento flexionante Pe que actúa con respecto al eje z (figura 5.46b). Observe que el momento Pe es un momento flexionante negativo. Una vista transversal de la viga (figura 5.46c) muestra los ejes y y z pasando por el centroide C de la sección transversal. La carga excéntrica P corta el eje y, que es un eje de simetría. Dado que la fuerza axial N en cualquier sección transversal es igual a P y puesto que el momento flexionante M es igual a –Pe, el esfuerzo normal en cualquier punto en la sección transversal (de la ecuación 5.53) es s P A P I ey (5.54) en donde A es el área de la sección transversal e I es el momento de inercia con respecto al eje z. La distribución de esfuerzos obtenida con la ecua- ción (5.54) para el caso en que P y e son positivas, se muestra en la figura 5.46d. Figura 5.45 (Repetida.) Flexión debida al peso de la viga y compresión axial debida a la componente horizontal de la fuerza de izado del cable secCiÓn 5.12 Vigas con cargas axiales 413 Q P S V M N x L (a) (b) (c) (d) (e) (f) (g) + + + + + + + – – x y x y
- 436. 414 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) La posición del eje neutro nn (figura 5.46c) puede obtenerse con la ecuación (5.54) igualando el esfuerzo s a cero y despejando la coordenada y, que ahora denotamos y0 . El resultado es y0 A I e (5.55) La coordenada y0 se mide desde el eje z (que es el eje neutro sometido a flexión pura) hasta la línea nn de esfuerzo cero (el eje neutro ante flexión combinada con carga axial). Dado que y0 es positiva en la dirección del eje y (hacia arriba en la figura 5.46c), se identifica –y0 cuando se muestra hacia abajo en la figura. De la ecuación (5.55) vemos que el eje neutro se encuentra debajo del eje z cuando e es positiva y está arriba del eje z cuando e es negativa. Si se reduce la excentricidad, la distancia y0 aumenta y el eje neutro se aleja del centroide. En el límite, cuando e tiende a cero, la carga actúa en el centroi- de, el eje neutro está a una distancia infinita y la distribución de esfuerzos es uniforme. Si la excentricidad aumenta, la distancia y0 disminuye y el eje neutro se acerca al centroide. En el límite, cuando e se vuelve extrema- damente grande, la carga actúa a una distancia infinita, el eje neutro pasa por el centroide y la distribución de esfuerzos es la misma que en flexión pura. Las cargas excéntricas se analizan en algunos de los problemas al final de este capítulo, iniciando con el problema 5.12.12. Figura 5.46 (a) Viga en voladizo con una carga axial excéntrica P, (b) cargas equivalentes p y pe, (c) sección transversal de la viga y (d) distribución de los esfuerzos normales sobre la sección transversal. e Pe (a) (b) (d) (c) y0 + B A P B A P C x y y x z y n n n e P × s
- 437. Limitaciones El análisis anteriorde las vigas con cargas axiales se basa en la suposi- ción de que los momentos flexionantes se pueden calcular sin considerar las deflexiones de las vigas. En otras palabras, al determinar el momento flexionante M para emplearlo en la ecuación (5.53), debemos ser capaces de utilizar las dimensiones originales de la viga, es decir, antes de que ocurran deformaciones o deflexiones. El uso de las dimensiones originales es válido siempre que las vigas sean relativamente rígidas en flexión, de manera que las deflexiones sean muy pequeñas. Por tanto, al analizar una viga con cargas axiales, es importante distin- guir entre una viga robusta, que es relativamente corta y, por tanto, muy resistente a la flexión y una viga esbelta, que es relativamente larga y, por ello, muy flexible. En el caso de una viga robusta, las deflexiones laterales son tan pequeñas que no tienen un efecto significativo sobre la línea de ac- ción de las fuerzas axiales. Como consecuencia, los momentos flexionantes no dependerán de las deflexiones y los esfuerzos se pueden determinar con la ecuación (5.52). En el caso de una viga esbelta, las deflexiones laterales (si bien pe- queñas en magnitud) son suficientemente grandes como para modificar de manera significativa la línea de acción de las fuerzas axiales. Cuando eso sucede, se crea un momento flexionante adicional igual al producto de la fuerza axial por la deflexión lateral en cada sección transversal. En otras palabras, existe una interacción, o acoplamiento, entre los efectos axiales y los efectos flexionantes. Este tipo de comportamiento se analiza en el capítulo 11 sobre columnas. La distinción entre una viga robusta y una viga esbelta es obvio que no es muy precisa. En general, la única manera para saber si los efectos de interacción son importantes es analizar la viga con y sin la interacción y observar si los resultados difieren de manera significativa. Sin embargo, este procedimiento puede requerir un esfuerzo de cálculo considerable. Por tanto, como una directriz para uso práctico, es usual considerar una viga con una razón entre longitud y altura de 10 o menor como una viga robusta. En los problemas de esta sección sólo se consideran vigas robustas. secCiÓn 5.12 Vigas con cargas axiales 415
- 438. 416 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Ejemplo 5.17 Una viga tubular ACB con longitud L = 60 in está soportada en sus extremos con pasadores y cargada por una fuerza inclinada P en su punto medio (figura 5.47a). La distancia desde el punto de aplicación de la carga P hasta el eje longitudinal del tubo es d = 5.5 in. La sección transversal del tubo es cuadrada (figura 5.47b) con dimen- siones exteriores b = 6.0 in, área A = 20.0 in2 y momento de inercia I = 86.67 in4 . Determine los esfuerzos máximos de tensión y compresión en la viga debidos a la carga P = 1000 lb. Solución Viga y carga. Para fines de análisis iniciamos representado la viga y su carga en forma idealizada (figura 5.48a). Como el apoyo en el extremo A resiste despla- zamientos horizontal y vertical, está representado como un soporte de pasador. El soporte en B evita el desplazamiento vertical pero no presenta resistencia al despla- zamiento horizontal, por lo que se muestra como un apoyo de rodillo. La carga inclinada P se resuelve en componentes horizontal y vertical PH y PV , respectivamente: PH P sen 60° (1000 lb)(sen 60°) 866 lb PV P cos 60° (1000 lb)(cos 60°) 500 lb La componente horizontal PH se desplaza hacia el eje de la viga por la adición de un momento M0 (figura 5.48a): M0 PH d (866.0 lb)(5.5 in) 4760 lb-in Observe que las cargas PH , PV y el momento M0 que actúan en el punto medio C de la viga son estáticamente equivalentes a la carga original P. Reacciones y resultantes de esfuerzos. Las reacciones de la viga (RH , RA y RB ) se muestran en la figura 5.48a. Además, los diagramas de la fuerza axial N, la fuerza cortante V y el momento flexionante M se muestran en las figuras 5.48b, c y d, respectivamente. Todas estas cantidades se encuentran a partir de diagramas de cuerpo libre y de ecuaciones de equilibrio mediante las técnicas descritas en el capítulo 4. Figura 5.47 Ejemplo 5.17. Viga tubular sometida a flexión combinada con carga axial. 60° A B C (a) (b) d = 5.5 in x y P = 1000 lb z y b = 6 in b = 6 in = 30 in = 30 in L 2 — L 2 —
- 439. Esfuerzos en laviga. El esfuerzo de tensión máximo en la viga ocurre en su parte inferior (y = –3.0 in) justo a la izquierda del punto medio C. Llegamos a esta conclusión al observar que en este punto en la viga el esfuerzo de tensión debido a la fuerza axial se suma al esfuerzo de tensión producido por el momento flexionante máximo. Por tanto, de la ecuación (5.53) obtenemos (st)máx N A M I y 2 8 0 6 .0 6 i l n b 2 43 psi 342 psi 385 psi (9870 lb-in)( 3.0 in) 86.67 in4 El esfuerzo de compresión máximo ocurre en la parte superior de la viga (y = 3.0 in) a la izquierda del punto C o bien en la parte superior de la viga a la derecha del punto C. Estos dos esfuerzos se calculan como sigue: (sc)izquierda N A M I y 2 8 0 6 .0 6 i l n b 2 43 psi 342 psi 299 psi (sc)derecha N A M I y 0 177 psi (5110 lb-in)(3.0 in) 86.67 in4 (9870 lb-in)(3.0 in) 86.67 in4 Por tanto, el esfuerzo de compresión máximo es (sc)máx 299 psi y ocurre en la parte superior de la viga a la izquierda del punto C. Nota: este ejemplo muestra cómo se pueden determinar los esfuerzos normales en una viga debidos a la combinación de flexión y carga axial. Los esfuerzos cor- tantes que actúan sobre secciones transversales de la viga (debidos a las fuerzas cortantes V) se pueden determinar independientemente de los esfuerzos normales, co- mo se describió antes en este capítulo. Más adelante, en el capítulo 7, veremos cómo determinar los esfuerzos sobre planos inclinados cuando conocemos los esfuerzos normales y cortantes que actúan sobre planos transversales. Figura 5.48 Solución del ejemplo 5.17. (a) Viga y carga idealizada, (b) diagrama de fuerza axial, (c) diagrama de fuerza cortante y (d) diagrama de momento flexionante. secCiÓn 5.12 Vigas con cargas axiales 417 (a) (b) (c) (d) 0 0 0 A N V M C B 866 lb –171 lb 9870 lb-in 5110 lb-in 329 lb x y M0 = 4760 lb-in PH = 866 lb RB RB = 171 lb RA RA = 329 lb RH RH = 866 lb = 30 in PV = 500 lb L 2 — = 30 in L 2 —
- 440. 418 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) *5.13 CONCENTRACIONES DE ESFUERZOS EN FLEXIÓN Las fórmulas de la flexión y del cortante analizadas en secciones anteriores de este capítulo son válidas para vigas sin agujeros, muescas u otros cambios abruptos en sus dimensiones. Cuando existe ese tipo de discontinuidades se producen esfuerzos muy localizados. Estas concentraciones de esfuerzos pueden ser muy importantes cuando un elemento está hecho de un material frágil o sometido a cargas dinámicas. (Consulte el capítulo 2, sección 2.10, para ver un análisis de las condiciones en las cuales las concentraciones de esfuerzos son importantes.) Para fines ilustrativos, en esta sección se describen dos casos de con- centraciones de esfuerzos en vigas. El primer caso es una viga con sección transversal rectangular con un agujero en el eje neutro (figura 5.49). La viga tiene altura h y espesor b (perpendicular al plano de la figura) y está en flexión pura ante la acción de momentos flexionantes M. Cuando el diámetro del agujero es pequeño en comparación con la altura h, la distribución de esfuerzos sobre la sección transversal a través de un agujero es aproximadamente como se muestra en el diagrama de la figura 5.49a. En el punto B en el borde del agujero el esfuerzo es mucho mayor que el que existiría en ese punto si no estuviera presente el agujero. (La línea discontinua en la figura muestra la distribución de esfuerzos sin agujero.) Sin embargo, conforme avanzamos hacia los bordes exteriores de la viga (hacia el punto A), la distribución de esfuerzos varía linealmente con la distancia desde el eje neutro y sólo ve se afectada ligeramente por la presencia del agujero. Cuando el agujero es relativamente grande, el patrón de esfuerzos es aproximadamente como se muestra en la figura 5.49b. Existe un gran au- mento en el esfuerzo en el punto B y sólo un cambio pequeño en el esfuer- Figura 5.49 Distribuciones de esfuerzos en una viga en flexión pura con un agujero circular en el eje neutro. (La viga tiene una sección transversal con altura h y espesor b.) (a) h h d d M M M M A A B B C (b)
- 441. zo en elpunto A en comparación con la distribución de esfuerzos en la viga sin un agujero (de nuevo se muestra por la línea discontinua). El esfuerzo en el punto C es mayor que el que existe en A pero menor que el presen- te en B. Investigaciones extensivas han demostrado que el esfuerzo en el borde del agujero (punto B) es aproximadamente el doble del esfuerzo nominal en ese punto. El esfuerzo nominal se calcula con la fórmula de la flexión de la manera estándar, es decir, s = My/I, en donde y es la distancia d/2 desde el eje neutro hasta el punto B e I es el momento de inercia de la sección transversal neta en el agujero. Por tanto, tenemos la fórmula aproximada siguiente para el esfuerzo en el punto B: sB 2 M I y 1 b(h 2 3 Md d3 ) (5.56) En el borde exterior de la viga (en el punto C), el esfuerzo es aproximada- mente igual al esfuerzo nominal (no al esfuerzo real) en el punto A (donde y = h/2): sC M I y b(h 6 3 Mh d3 ) (5.57) De las dos últimas ecuaciones vemos que la razón sB /sC es aproximada- mente 2d/h. De aquí concluimos que cuando la razón d/h del diámetro del agujero y la altura de la viga excede 1/2, el esfuerzo máximo ocurre en el punto B. Cuando d/h es menor que 1/2, el esfuerzo máximo esta en el punto C. El segundo caso que estudiaremos es una viga rectangular con mues- cas (figura 5.50). La viga que se muestra en la figura está sometida a flexión pura y tiene altura h y espesor b (perpendicular al plano de la figura). Ade- Figura 5.50 Factor de concentración de esfuerzos K para una viga con muescas con sección transversal rectangular en flexión pura (h = altura de la viga; b = espesor de la viga, perpendicular al plano de la figura). La línea discontinua es para muescas semicirculares (h = h1 + 2R). secCiÓn 5.13 Concentraciones de esfuerzos en flexión 419 h = h1 + 2R R — h1 3.0 2.5 2.0 1.5 0 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 K 1.05 = 1.2 1.1 b = espesor K = smáx snom = 6M bh2 1 snom h1 h M M 2R h h1 —
- 442. 420 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) más, la altura neta de la viga (es decir, la distancia entre las bases de las muescas) es h1 y el radio en la base de cada muesca es R. El esfuerzo máxi- mo en esta viga ocurre en la base de las muescas y puede ser mucho mayor que el esfuerzo nominal en ese mismo punto. El esfuerzo nominal se calcula con la fórmula de la flexión con y = h1 /2 e I bh3 1/12; por tanto snom M I y b 6 h M 1 2 (5.58) El esfuerzo máximo es igual al factor de concentración de esfuerzos K mul- tiplicado por el esfuerzo nominal: smáx Ksnom (5.59) El factor de concentración de esfuerzos K está trazado en la figura 5.50 para algunos valores de la razón h/h1 . Observe que cuando la muesca se vuelve “más aguda,” es decir, la razón R/h1 se reduce, el factor de concentración de esfuerzos aumenta. (La figura 5.50 está trazada con las fórmulas dadas en la referencia 2.9.) Los efectos de las concentraciones de esfuerzos se limitan a regiones pequeñas alrededor de los agujeros y las muescas, como se explica en el análisis del principio de Saint-Venant en la sección 2.10. A una distancia igual a h o mayor desde el agujero o la muesca, el efecto de la concentración de esfuerzos es despreciable y se pueden emplear las fórmulas ordinarias para esfuerzos.
- 443. RESUMEN Y REPASODEL CAPÍTULO En este capítulo se investigó el comportamiento de vigas con cargas aplicadas y la flexión que ocurre en el plano x-y: un plano de simetría en la sección transversal de la viga. Se consideró flexión pura y flexión no uniforme. Se vio que los esfuerzos normales varían linealmente desde la superficie neutra de acuerdo con la fórmula de la flexión, que mostró que los esfuerzos son directamente proporcionales al momento flexionante M e inversamente proporcionales al momento de inercia I de la sección transversal. Luego se combinaron las propiedades relevantes de la sección transversal de la viga en una sola cantidad conocida como módulo de sección S de la viga; una propiedad útil en el diseño de vigas una vez que se conocen el momento máximo (Mmáx ) y el esfuerzo normal per- misible (sperm ). Se demostró que la fórmula de la flexión proporciona valores con una precisión razonable para los esfuerzos de flexión en vigas no prismáticas siempre que los cambios en las dimensiones de la sección transversal sean graduales. A continuación se calcularon esfuerzos cortantes (t) horizontales y verticales empleando la fórmula del cortante para el caso de flexión no uniforme de vigas con secciones transversales rec- tangulares o circulares. También se estudiaron los casos especiales de cortante en vigas con patines y en trabes armadas. Por último, se analizaron las vigas robustas con cargas axiales y transversales, seguido de una evaluación de esfuerzos localizados en vigas con cambios abruptos en la sección transversal alrededor de muescas o agujeros. Algunos de los conceptos y determinaciones importantes presentados en este capí- tulo son los siguientes: 1. Si el plano xy es un plano de simetría de una sección transversal de una viga y en éste actúan cargas, las deflexiones por flexión ocurren en este mismo plano, cono- cido como plano de flexión. 2. Una viga en flexión pura tiene una curvatura constante y una viga en flexión no uniforme tiene una curvatura variable. Las deformaciones unitarias longitudina- les en una viga flexionada son proporcionales a su curvatura y las deformaciones unitarias en una viga en flexión pura varían linealmente con la distancia desde la superficie neutra, sin importar la forma de la curva esfuerzo-deformación unitaria del material. 3. El eje neutro pasa por el centroide del área de la sección transversal cuando el mate- rial sigue la ley de Hooke y no hay fuerza axial que actúe sobre la sección transversal. Cuando una viga de material linealmente elástico se somete a flexión pura, los ejes y y z son ejes centroidales principales. 4. Si el material de una viga es linealmente elástico y sigue la ley de Hooke, la ecuación momento-curvatura [ecuación (5.12)] demuestra que la curvatura es directamente proporcional al momento flexionante M e inversamente proporcional a la cantidad EI, que se conoce como rigidez a la flexión de la viga. 5. La fórmula de la flexión demuestra que los esfuerzos normales son directamente proporcionales al momento flexionante M e inversamente proporcionales al mo- mento de inercia I de la sección transversal. Los esfuerzos máximos de tensión y compresión que actúan en cualquier sección transversal ocurren en los puntos más alejados del eje neutro. 6. Los esfuerzos normales calculados con la fórmula de la flexión no se alteran de ma- nera significativa por la presencia de esfuerzos cortantes y del alabeo asociado de la sección transversal para el caso de flexión no uniforme. Sin embargo, la fórmula de la flexión no es aplicable cerca de los apoyos de una viga o cerca de una carga concentrada porque esas irregularidades producen concentraciones de esfuerzos que son mucho mayores que los esfuerzos obtenidos con la fórmula de la flexión. continúa CAPÍTULO 5 Resumen y repaso del capítulo 421
- 444. 422 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) 7. Para diseñar una viga que resista esfuerzos de flexión, calculamos el módulo de sección requerido a partir del momento máximo y del esfuerzo normal permisible. Para minimizar peso y ahorrar material, es usual seleccionar una viga de un manual de diseño del material (por ejemplo, consulte las tablas de muestra en los apéndices E y F para acero y madera) que tiene la sección transversal menor al tiempo que aún proporciona el módulo de sección requerido; las secciones de patín ancho y las vigas I tienen la mayor parte de su material en los patines y el ancho de éstos ayuda a reducir la posibilidad de alabeo lateral. 8. Las vigas no prismáticas (empleadas en automóviles, aeroplanos, maquinaría, puentes, edificios, herramientas y en muchas otras aplicaciones) son de uso común para reducir peso y mejorar la apariencia. La fórmula de la flexión da valores razo- nablemente precisos de los esfuerzos de flexión en vigas no prismáticas a condición de que los cambios en las dimensiones de la sección transversal sean graduales. Sin embargo, en una viga no prismática, el módulo de sección también varía a lo largo del eje, por lo que no podemos suponer que los esfuerzos máximos ocurren en la sección transversal con el momento flexionante máximo. 9. Las vigas sometidas a cargas que producen momentos flexionantes y fuerzas cor- tantes (flexión no uniforme) desarrollan esfuerzos normales y cortantes en la viga. Los primeros se calculan con la fórmula de la flexión (siempre que la viga esté cons- truida con material linealmente elástico) y los segundos se determinan empleando la fórmula del cortante. El esfuerzo cortante varía parabólicamente sobre la altura de una viga rectangular y la deformación unitaria por cortante también varía para- bólicamente; estas deformaciones unitarias por cortante causan que las secciones transversales de la viga que eran originalmente superficies planas se curven. Los valores máximos del esfuerzo cortante y de la deformación unitaria por cortante ocurren en el eje neutro y son cero en las superficies superior e inferior de la viga. 10. La fórmula del cortante se aplica sólo a vigas prismáticas y es válida nada más para vigas de materiales linealmente elásticos con deflexiones pequeñas; además, los bordes de la sección transversal deben ser paralelos al eje y. Para vigas rectangula- res, la precisión de la fórmula del cortante depende de la razón entre altura y ancho de la sección transversal: la fórmula se puede considerar exacta para vigas muy angostas pero es menos precisa conforme el ancho b aumenta con respecto la altu- ra h. Observe que podemos utilizar la fórmula del cortante para calcular los esfuer- zos cortantes sólo en el eje neutro de una viga con sección transversal circular. 11. Es poco común que los esfuerzos cortantes gobiernen el diseño de vigas circulares o rectangulares hechas de metales como el acero o el aluminio para los cuales el esfuerzo cortante permisible suele encontrarse en el rango de 25 a 50 por ciento del esfuerzo de tensión permisible. Sin embargo, para materiales que son débiles en cortante, como la madera, el esfuerzo permisible en cortante horizontal está en el rango de 4 a 10 por ciento del esfuerzo de flexión permisible y por tanto puede gobernar el diseño. 12. Los esfuerzos cortantes en los patines de vigas de patín ancho actúan en las direc- ciones vertical y horizontal. Los esfuerzos cortantes horizontales son mucho mayo- res que los esfuerzos cortantes verticales en los patines y se analizan en la sección 6.7. Los esfuerzos cortantes en el alma de una viga de patín ancho actúan sólo en la dirección vertical, son mayores que los esfuerzos en los patines y se pueden calcular utilizando la fórmula del cortante. El esfuerzo cortante máximo en el alma de una viga de patín ancho ocurre en el eje neutro y el esfuerzo cortante mínimo ocurre en donde el alma se une a los patines. Para vigas con proporciones comunes, la fuerza cortante en el alma es 90 a 98 por ciento de la fuerza cortante total V que actúa sobre la sección transversal; el resto es soportada por cortante en los patines. 13. Las conexiones entre las partes en trabes armadas (por ejemplo, clavos, pernos, soldaduras y pegamento) deben ser suficientemente fuertes para transmitir las fuer- zas cortantes horizontales que actúan entre las partes de la viga. Las conexiones se diseñan empleando la fórmula del flujo de cortante para asegurar que la viga se
- 445. comporte como unasola entidad. El flujo cortante se define como la fuerza horizon- tal por unidad de distancia a lo largo del eje longitudinal de la viga. 14. Los esfuerzos normales en vigas con cargas axiales se obtienen superponiendo los esfuerzos producidos por la fuerza axial y el momento flexionante. Cuando actúan simultáneamente cargas de flexión y axiales, el eje neutro ya no pasa por el centroi- de de la sección transversal y podría estar fuera de la sección transversal, en el borde de la sección, o dentro de la misma. El análisis en la sección 5.12 se aplica sólo a vigas robustas para las cuales las deflexiones laterales son tan pequeñas que no tener un efecto significativo sobre la línea de acción de las fuerzas axiales. Si hay interacción o acoplamiento entre los efectos axiales y los flexionantes, este tipo de comportamiento se estudia en el capítulo 11 sobre columnas. 15. Las distribuciones de esfuerzos en vigas se alteran por agujeros, muescas u otros cambios abruptos en las dimensiones que conducen a esfuerzos muy localizados o concentraciones de esfuerzos. A éstas se les debe dar una importancia especial cuando el material es frágil o si el elemento está sometido a cargas dinámicas. Los valores máximos del esfuerzo pueden ser varias veces mayores que los esfuerzos nominales. CAPÍTULO 5 Resumen y repaso del capítulo 423
- 446. 424 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) PROBLEMAS DEL CAPÍTULO 5 Deformaciones unitarias longitudinales en vigas 5.4.1 Determine la deformación unitaria máxima emáx produ- cida en un alambre de acero con diámetro d = 1/16 in cuando se dobla alrededor de un tambor cilíndrico con radio R = 24 in (consulte la figura). 5.4.4 Una viga en voladizo AB está cargada por un par M0 en su extremo libre (consulte la figura). La longitud de la viga es L = 2.0 m y la deformación unitaria normal longitudinal en la superficie superior es 0.0012. La distancia desde la superficie superior de la viga hasta la superficie neutra es 82.5 mm. Calcule el radio de curvatura r, la curvatura k y la de- flexión vertical d en el extremo de la viga. 5.4.5 Una lamina de acero con longitud L = 28 in y espesor t = 0.25 in se flexiona por pares M0 (consulte la figura). La deflexión en el punto medio de la lámina (medida desde una línea que une sus puntos extremos) es 0.20 in. Determine la deformación unitaria longitudinal e en la superficie superior de la lámina. 5.4.2 Un alambre de cobre con diámetro d = 3 mm se dobla para formar un círculo y se mantiene con sus extremos ape- nas tocándose (consulte la figura). Si la deformación unitaria máxima permisible en el cobre es emáx = 0.0024, ¿cuál es la longitud menor L del alambre que se puede emplear? Prob. 5.4.1 5.4.3 Un tubo de polietileno con diámetro exterior de 4.5 in diseñado para transportar desechos químicos se coloca en una zanja y se dobla alrededor de una curva de un cuarto de círculo a 90° (consulte la figura). La sección curva del tubo tiene una longitud de 46 ft. Determine la deformación unitaria máxima en compre- sión emáx en el tubo. Prob. 5.4.2 d R (a) d = diámetro L = longitud Prob. 5.4.4 A B M0 d L Prob. 5.4.5 t M0 M0 d L 2 — L 2 — 90° Prob. 5.4.3
- 447. CAPÍTUlo 5 Problemas 425 5.4.6 Una barra con sección transversal rectangular está car- gada y apoyada como se muestra en la figura. La distancia entre apoyos es L = 1.5 m y la altura de la viga es h = 120 mm. La deflexión en el punto medio es 3.0 mm. ¿Cuál es la deformación unitaria normal máxima e en la parte superior e inferior de la viga? Esfuerzos normales en vigas 5.5.1 Una tira delgada de cobre (E = 16,000 ksi) con lon- gitud L = 90 in y espesor t = 3/32 in se dobla para formar un círculo y se mantiene con sus extremos apenas tocándose (consulte la figura). (a) Calcule el esfuerzo de flexión máximo smáx en la tira. (b) ¿En qué porcentaje aumenta o disminuye el esfuerzo si el espesor de la tira aumenta en 1/32 in? 5.5.2 Un alambre de acero (E = 200 GPa) con diámetro d = 1.25 mm se dobla alrededor de una polea con radio R0 = 500 mm (consulte la figura). (a) ¿Cuál es el esfuerzo máximo smáx en el alambre? (b) ¿En qué porcentaje aumenta o disminuye el esfuerzo si el radio de la polea se aumenta en 25 por ciento? Prob. 5.4.6 Prob. 5.5.1 Prob. 5.5.2 5.5.3 Una regleta delgada de acero de alta resistencia (E = 30 × 106 psi) con espesor t = 0.175 in y longitud L = 48 in es flexionada por pares M0 hasta formar un arco circular que subtiende un ángulo central a = 40° (consulte la figura). (a) ¿Cuál es el esfuerzo de flexión máximo smáx en la regleta? (b) ¿En qué porcentaje aumenta o disminuye el esfuerzo si el ángulo central aumenta en 10 por ciento? 5.5.4 Una viga de madera simplemente apoyada AB con lon- gitud del claro L = 4 m soporta una carga uniforme con inten- sidad q = 5.8 kN/m (consulte la figura). (a) Calcule el esfuerzo de flexión máximo smáx debido a la carga q si la viga tiene una sección transversal rectangular con ancho b = 140 mm y altura h = 240 mm. (b) Repita el inciso (a) pero utilice la carga con distribu- ción trapezoidal que se muestra en la parte (b) de la figura. Prob. 5.5.4 Prob. 5.5.3 P h P a a d L 2 — L 2 — 3 32 t = — in d R0 L = longitud M0 M0 t a (a) (a) q 2 — A L B q h b (b) A L B q
- 448. 426 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) 5.5.5 Cada trabe del puente levadizo (consulte la figura) tiene 180 ft de longitud y está simplemente apoyada en sus extremos. La carga de diseño para cada trabe es uniforme con una intensidad de 1.6 k/ft. Las trabes están fabricadas con tres placas de acero soldadas para formar una sección transversal I (consulte la figura) con módulo de sección S = 3600 in3 . ¿Cuál es el esfuerzo de flexión máximo smáx en una trabe debido a la carga uniforme? 5.5.6 El eje de un vagón de carga AB está cargado aproxima- damente como se muestra en la figura, con las fuerzas P repre- sentando las cargas del vagón (transmitidas al eje a través de las cajas del eje) y las fuerzas R representan las cargas de los rieles (transmitidas al eje a través de las ruedas). El diámetro del eje es d = 82 mm, la distancia entre los centros de los rie- les es L y la distancia entre las fuerzas P y R es b = 220 mm. Calcule el esfuerzo de flexión máximo smáx en el eje si P = 50 kN. 5.5.7 Dos niños que pesan 90 lb cado uno juegan en un sube y baja que pesa 3 lb/ft (consulte la figura). El centro de gra- vedad de cada niño está a 8 ft del fulcro. El tablón del sube y baja tiene una longitud de 19 ft, un ancho de 8 in y un espesor de 1.5 in. ¿Cuál es el esfuerzo de flexión máximo en el tablón? Prob. 5.5.5 Prob. 5.5.6 5.5.8 Durante la construcción de un puente carretero, las tra- bes principales se proyectan en voladizo desde un pilar hacia el siguiente (consulte la figura). Cada trabe tiene una longitud en voladizo de 48 m y una sección transversal I con las dimen- siones que se muestran en la figura. La carga sobre cada trabe (durante la construcción) se supone de 9.5 kN/m, que incluye el peso de la trabe. Determine el esfuerzo de flexión máximo en una trabe debido a esta carga. Prob. 5.5.7 Prob. 5.5.8 5.5.9 La viga horizontal ABC de una bomba para extracción de petróleo tiene la sección transversal que se muestra en la figura. Si la fuerza vertical de bombeo en el extremo C es 9 k y si la distancia desde la línea de acción de esa fuerza hasta el punto B es 16 ft, ¿cuál es el esfuerzo de flexión máximo en la viga debido a la fuerza de bombeo? d d b b A P P R R L B 28 mm 52 mm 620 mm 2600 mm
- 449. CAPÍTUlo 5 Problemas 427 5.5.10 Un sujetador de una vía férrea (o durmiente) está sometido a dos cargas de los rieles (concentradas), cada una con magnitud P = 175 kN, que actúan como se muestra en la figura. La reacción q del balasto se supone que está distribui- da uniformemente sobre la longitud del durmiente, que tiene dimensiones transversales b = 300 mm y h = 250 mm. Calcule el esfuerzo de flexión máximo smáx en el dur- miente debido a las cargas P, suponiendo que la distancia L = 150 mm y la longitud en voladizo a = 500 mm. Las vigas horizontales transfieren cargas como parte de una bomba en un pozo petrolero Prob. 5.5.9 5.5.11 Un tubo de fibra de vidrio se iza mediante una eslinga, como se muestra en la figura. El diámetro exterior del tubo es 6.0 in, su espesor es 0.25 in y su peso específico es 0.053 lb/in3 . La longitud del tubo es L = 36 ft y la distancia entre los puntos de izado es s = 11 ft. Determine el esfuerzo de flexión máximo en el tubo de- bido a su propio peso. L q P P b h a a Prob. 5.5.10 5.5.12 Una represa pequeña con altura h = 2.0 m está cons- truida con vigas verticales de madera AB con espesor t = 120 mm, como se muestra en la figura. Considere que las vigas están simplemente apoyadas en su parte superior e inferior. Determine el esfuerzo de flexión máximo smáx en las vi- gas suponiendo que el peso específico del agua es g = 9.81 kN/m3 . Prob. 5.5.11 s L h t A B Prob. 5.5.12 5.5.13 Determine el esfuerzo de tensión máximo st (debido a flexión pura con respecto al eje horizontal a través de C por momentos flexionantes positivos M) para las vigas que tienen las secciones transversales siguientes (consulte la figura). (a) Un semicírculo con diámetro d. (b) Un trapezoide isósceles con bases b1 = b, b2 = 4b/3 y altura h. (c) Un sector circular con a = π/3 y r = d/2. a a y x (c) r C O C h (a) d (b) b2 b1 xc xc y x x C xc Prob. 5.5.13 0.625 in 0.875 in 8.0 in 22 in A B C
- 450. 428 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) 5.5.14 Determine el esfuerzo de flexión máximo smáx (de- bido a flexión pura por un momento M) para una viga con sección transversal en la forma de un núcleo circular (consulte la figura). El círculo tiene diámetro d y el ángulo b = 60°. (Su- gerencia: utilice las fórmulas del apéndice D, casos 9 y 15.) 5.5.15 Una viga simple AB con longitud del claro L = 24 ft sometida a dos cargas sobre ruedas que actúan a una separa- ción d = 5 ft (consulte la figura). Cada rueda transmite una carga P = 3.0 k y el conjunto puede ocupar cualquier posición sobre la viga. Determine el esfuerzo de flexión máximo smáx debido a las cargas sobre ruedas si se trata de una viga I con módulo de sección S = 16.2 in3 . 5.5.16 Determine el esfuerzo de tensión máximo st y el es- fuerzo de compresión máximo sc debidos a la carga P que actúa sobre la viga simple AB (consulte la figura). Los datos son los siguientes: P = 6.2 kN, L = 3.2 m, d = 1.25 m, b = 80 mm, t = 25 mm, h = 120 mm y h1 = 90 mm. Prob. 5.5.14 C d b b Prob. 5.5.15 B A C d P P L 5.5.17 Una viga en voladizo AB, sometida a una carga uni- forme y a una carga concentrada (consulte la figura), está he- cha de una sección en canal. Encuentre el esfuerzo de tensión máximo st y el esfuerzo de compresión máximo sc si la sección transversal tiene las dimensiones indicadas en la figura y el momento de inercia con respecto al eje z (el eje neutro) es I = 3.36 in4 . (Nota: la carga uniforme representa el peso de la viga.) 5.5.18 Una viga en voladizo AB con sección transversal en forma de trapecio isósceles tiene longitud L = 0.8 m, di- mensiones b1 = 80 mm, b2 = 90 mm y altura h = 110 mm (consulte la figura). La viga está hecha de latón que pesa 85 kN/m3 . Prob. 5.5.16 d B A P b h1 h t L Prob. 5.5.17 A B 5.0 ft 3.0 ft 22.5 lb/ft z y C 0.617 in 250 lb 2.269 in
- 451. CAPÍTUlo 5 Problemas 429 (a)Determine el esfuerzo de tensión máximo st y el es- fuerzo de compresión máximo sc debido al peso de la viga. (b) Si el ancho b1 se duplica, ¿qué sucede con los es- fuerzos? (c) Si la altura h se duplica, ¿qué sucede con los es- fuerzos? 5.5.19 Una viga ABC con un voladizo de B a C soporta una carga uniforme de 200 lb/ft en toda su longitud (consulte la figura). La viga es una sección en canal con las dimensiones que se muestran en la figura. El momento de inercia con res- pecto al eje z (el eje neutro) es igual a 8.13 in4 . Calcule el esfuerzo de tensión máximo st y el esfuerzo de compresión máximo sc debidos a la carga uniforme. 5.5.20 Un marco ABC se desplaza horizontalmente con una aceleración a0 (consulte la figura). Obtenga una fórmula para el esfuerzo máximo smáx en el brazo vertical AB, que tiene una longitud L, espesor t y densidad de masa r. 5.5.21 Una viga con sección T está apoyada y cargada como se muestra en la figura. La sección transversal tiene ancho b = 2 1/2 in, altura h = 3 in y espesor t = 3/8 in. Determine los esfuerzos máximos de tensión y compre- sión en la viga. *5.5.22 Una viga en voladizo AB con sección transversal rectangular tiene un agujero a lo largo de toda su longitud (consulte la figura). La viga soporta una carga P = 600 N. La sección transversal tiene un ancho de 25 mm, una altura de 50 mm y el agujero tiene un diámetro de 10 mm. Encuentre los esfuerzos de flexión en la parte superior de la viga, en la parte superior del agujero y en la parte inferior de la viga. Prob. 5.5.18 b2 b1 q L h C Prob. 5.5.19 A B C 12 ft 6 ft 200 lb/ft z y C 0.787 in 2.613 in Prob. 5.5.20 L C B A t a0 = aceleración Prob. 5.5.21 q = 100 lb/ft P = 700 lb h = 3 in b = 2 in 1 — 2 L1 =3 ft L3 = 5 ft L2 = 8 ft t = 3 — 8 in t = 3 — 8 in Prob. 5.5.22 50 mm 12.5 mm 25 mm 10 mm B A P = 600 N L = 0.4 m 37.5 mm
- 452. 430 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) **5.5.23 Una represa pequeña con altura h = 6 ft está cons- truida con vigas verticales de madera AB, como se muestra en la figura. Las vigas de madera, que tienen espesor t = 2.5 in, están simplemente apoyadas por vigas horizontales de acero en A y B. Elabore una gráfica donde muestre el esfuerzo de flexión máximo smáx en las vigas de madera en función de la pro- fundidad del agua d arriba del apoyo inferior en B. Trace los esfuerzos smáx (psi) como la ordenada y la profundidad d (ft) como la abscisa. (Nota: el peso específico del agua g es igual a 62.4 lb/ft3 ). 5.5.24 Considere la viga en voladizo no prismática con sec- ción transversal circular como se muestra en la figura. La viga tiene un agujero cilíndrico interno en el segmento 1, es sólida (radio r) en el segmento 2 y está sometida a una carga trian- gular hacia abajo con intensidad máxima q0 como se muestra. Encuentre las expresiones para los esfuerzos de flexión máximos de tensión y compresión en la unión 1. 5.5.25 Un poste de acero (E = 30 × 106 psi) con espesor t = 1/8 in y altura L = 72 in, soporta una señal de alto (consulte la figura: s = 12.5 in). La altura del poste L se mide desde la base hasta el centroide de la señal. La señal está sometida a una presión del viento p = 20 lb/ft2 normal a su superficie. Suponga que el poste está empotrado en su base. (a) ¿Cuál es la carga resultante sobre la señal? [Consulte el apéndice D, caso 25, para las propiedades de un octágono, n = 8.] (b) ¿Cuál es el esfuerzo de flexión máximo smáx en el poste? Prob. 5.5.23 Prob. 5.5.24 Viga de madera Viga de madera Viga de acero Viga de acero Vista lateral Vista superior B A h d t t x y 1 Segmento 1 0.5 EI Segmento 2 EI 2 P = q0L/2 q(x) lineal 3 q0 M1 R1 2L 3 — L 3 —
- 453. CAPÍTUlo 5 Problemas 431 Prob.5.5.25 s L A A Vista en elevación del poste z y Señal de alto Corte circular, d = 0.375 in Poste, t = 0.125 in Carga por viento Corte A–A C 0.5 in 5/8 in 1.5 in 0.5 in 1.0 in 1.0 in c2 c1 Propiedades numéricas del poste A = 0.578 in2, c1 = 0.769 in, c2 = 0.731 in, Iy = 0.44867 in4, Iz = 0.16101 in4 ALTO
- 454. 432 CapÍtulo 5 Esfuerzos en vigas (temas básicos) Diseño de vigas 5.6.1 La sección transversal de un puente ferroviario de vía angosta se muestra en la parte (a) de la figura. El puente está construido con trabes longitudinales de acero que soportan los durmientes transversales de madera. Las trabes están restrin- gidas contra el pandeo lateral mediante riostras diagonales, como se indica por las líneas discontinuas. El espaciamiento de las trabes es s1 = 50 in y el espa- ciamiento de los rieles es s2 = 30 in. La carga transmitida por cada riel a un solo durmiente es P = 1500 lb. La sección trans- versal de un durmiente, mostrada en la parte (b) de la figura, tiene un ancho b = 5.0 in y profundidad d. Determine el valor mínimo de d con base en un esfuerzo de flexión permisible de 1125 psi en el durmiente de madera. (No tome en cuenta el peso del durmiente.) 5.6.3 Una viga en voladizo con longitud L = 7.5 ft soporta una carga uniforme con intensidad q = 225 lb/ft y una carga concentrada P = 2750 lb (consulte la figura). Calcule el módulo de sección requerido S si smáx = 17,000 psi. Luego seleccione una viga de patín ancho adecuada (perfil W) de la tabla E.1(a), apéndice E y vuelva a calcular S tomando en cuenta el peso de la viga. Seleccione un nuevo tamaño de la viga si fuera necesario. 5.6.2 Una ménsula de fibra de vidrio ABCD con sección transversal circular tiene la forma y las dimensiones que se muestran en la figura, una carga vertical P = 40 N actúa en el extremo l