evaluación analítica de parámetros no considerados en la

Universidad de La Salle Universidad de La Salle

Ciencia Unisalle Ciencia Unisalle

Ingeniería Civil Facultad de Ingeniería

2021

Evaluación analítica de parámetros no considerados en la Evaluación analítica de parámetros no considerados en la

formulación de resistencia nominal de conectores tipo espigo formulación de resistencia nominal de conectores tipo espigo

José David Ovalle Fernández Universidad de La Salle, Bogotá, [email protected]

William Oswaldo Ramírez Patiño Universidad de La Salle, Bogotá, [email protected]

Follow this and additional works at: https://ciencia.lasalle.edu.co/ing_civil

Part of the Civil Engineering Commons, Computational Engineering Commons, Construction

Engineering and Management Commons, Other Computer Engineering Commons, and the Structural

Engineering Commons

Citación recomendada Citación recomendada Ovalle Fernández, J., & Ramírez Patiño, W. O. (2021). Evaluación analítica de parámetros no considerados en la formulación de resistencia nominal de conectores tipo espigo. Retrieved from https://ciencia.lasalle.edu.co/ing_civil/918

This Trabajo de grado - Pregrado is brought to you for free and open access by the Facultad de Ingeniería at Ciencia Unisalle. It has been accepted for inclusion in Ingeniería Civil by an authorized administrator of Ciencia Unisalle. For more information, please contact [email protected].

https://ciencia.lasalle.edu.co/

https://ciencia.lasalle.edu.co/ing_civil

https://ciencia.lasalle.edu.co/fac_ingenieria

https://ciencia.lasalle.edu.co/ing_civil?utm_source=ciencia.lasalle.edu.co%2Fing_civil%2F918&utm_medium=PDF&utm_campaign=PDFCoverPages

http://network.bepress.com/hgg/discipline/252?utm_source=ciencia.lasalle.edu.co%2Fing_civil%2F918&utm_medium=PDF&utm_campaign=PDFCoverPages







https://ciencia.lasalle.edu.co/ing_civil/918?utm_source=ciencia.lasalle.edu.co%2Fing_civil%2F918&utm_medium=PDF&utm_campaign=PDFCoverPages

mailto:[email protected]

Evaluación analítica de parámetros no considerados en

la formulación de resistencia nominal de conectores

tipo espigo

José David Ovalle Fernández

William Oswaldo Ramírez Patiño

Universidad de La Salle

Facultad de Ingeniería, Programa de Ingeniería Civil

Bogotá D.C., Colombia

2021

Evaluación analítica de parámetros no considerados en

la formulación de resistencia nominal de conectores

tipo espigo (stud).



Tesis de investigación presentada como requisito parcial para optar al título de:

Ingeniero Civil.

Director:

Msc., Xavier Fernando Hurtado Amézquita

Línea de Investigación:

Innovación y tecnología

Universidad de La Salle

Facultad de ingeniería, programa de Ingeniería Civil

Bogotá D.C., Colombia

2021

Nota de aceptación:

_________________________________________

_________________________________________

_________________________________________

_________________________________________

_________________________________________

_________________________

Firma del director

_________________________

Firma del jurado

Agradecimientos

Los autores de la presente investigación expresan sus agradecimientos al

Departamento de Ingeniería Civil de la Universidad de La Salle por ofrecer a través de sus

docentes los conocimientos encaminados a generar y aportar al desarrollo del país durante

el proceso de formación profesional.

Al ingeniero Xavier Fernando Hurtado quien en virtud de su aprecio a la ingeniería

decidió darnos la confianza, su apoyo, colaboración y paciencia en el desarrollo del

proyecto, asimismo, por compartir de manera cordial su tiempo y sus conocimientos que

fueron la base para el desarrollo exitoso de este trabajo y parte importante de nuestra

formación profesional.

Dedicatoria

A mis hermanos, familiares, compañeros, amigos y a mi pareja que han sido un

ejemplo de esfuerzo y un soporte emocional para seguir adelante y nunca rendirme.

A mis padres, modelos a seguir que a través su enseñanzas y apoyo formaron en mi

las ganas de salir delante de manera honesta poniendo mis conocimientos al servicio de las

personas. Además, de ser el motor durante toda mi carrera a través de su constante

sacrificio por brindarme las herramientas y motivarme a dar mi mayor esfuerzo.

A mis compañeros de facultad, colegas laborales y amigos que me acompañaron

durante esta etapa dejando en mi grandes experiencias, recuerdos y conocimientos.

Finalmente, a mi compañero William y al ingeniero Xavier cuya motivación,

esfuerzo y dedicación fueron el motor principal necesario para el desarrollo del proyecto.


Dedicatoria

Primero, agradecerle a Dios por ser una luz y guiar mi camino durante estos últimos

años, ayudándome a superar los retos que se presentaban.

A mi familia, especialmente a mis padres, quienes con su esfuerzo me dieron este

beneficio de continuar con mis estudios; además, siempre estuvieron apoyándome y

reconfortándome en los momentos difíciles y acompañándome en los momentos felices.

A la Universidad de La Salle, por brindar sus instalaciones, así como todas las

personas que me ayudaron a formarme como profesional y como persona.

Al ingeniero Xavier, por dedicar y compartir sus conocimientos para guiarnos y

resolver las dudas generadas en este trabajo; quien siempre mostró dedicación e interés ante

el más mínimo avanece que hacíamos.

Finalmente, a mi compañero José, quien desde muy temprano en la carrera me

brindo su apoyo cuando lo necesitaba y me oriento en los momentos que presentaba alguna

dificultad, siendo en definitiva no solo un excelente estudiante y compañero sino también,

una gran persona.


Contenido Lista de figuras ................................................................................................................... 25

Lista de tablas ..................................................................................................................... 27

Resumen .............................................................................................................................. 13

Capítulo I: Generalidades del proyecto. ........................................................................... 15

1.1 Introducción ........................................................................................................... 15

1.2 Objetivo general ..................................................................................................... 17

1.3 Objetivos específicos ............................................................................................. 17

Capítulo II: Marco Referencial ......................................................................................... 18

2.1 Antecedentes y evolución histórica (Estado del Arte) ........................................... 18

2.2 Acción y sección compuesta .................................................................................. 28

2.3 Conectores de cortante ........................................................................................... 32

2.4 Efectos térmicos ..................................................................................................... 33

2.5 Marco científico ..................................................................................................... 36

2.5.1 AISC 360 ............................................................................................................... 37

2.5.2 Eurocode 4 ............................................................................................................. 38

2.5.3 Bridge Standars and Procedures Manual of Canada .............................................. 39

2.5.4 Chinese Design Code for Steel Structures ............................................................. 39

2.5.5 Reglamento Colombiano de Construcción Sismo Resistente (NSR-10) ............... 40

Capitulo III: Metodología y materiales ............................................................................ 41

3.1 Parámetros de entrada ............................................................................................ 41

3.1.1 Características modelo computacional .................................................................. 43

3.1.2 Conector de cortante tipo espigo (stud) ................................................................. 44

3.1.3 Placa de concreto ................................................................................................... 45

3.1.4 Perfil metálico ........................................................................................................ 46

3.1.5 Soldadura ............................................................................................................... 47

3.2 Modelado de condiciones de contacto ................................................................... 48

3.3 Discretización de elementos .................................................................................. 49

3.4 Análisis de temperatura por soldadura ................................................................... 50

3.5 Análisis mecánico .................................................................................................. 51

Capitulo IV: Análisis y resultados. ................................................................................... 52

4.1. Análisis térmico ..................................................................................................... 52

4.2. Análisis de mecanismos de falla ............................................................................ 56

4.3. Análisis comparativo con formulación vigente ..................................................... 58

4.4. Análisis Estadístico ................................................................................................ 59

4.5. Propuesta de ajuste de formulación de diseño ....................................................... 62

Conclusiones ........................................................................................................................ 67

Recomendaciones ................................................................................................................ 68

Bibliografía .......................................................................................................................... 69

ANEXO A ........................................................................................................................ 72

ANEXO B ........................................................................................................................ 88

Lista de figuras

Figura 1. Geometría estándar de ensayo de Push-Out. ....................................................................................18 Figura 2. Montaje de ensayos a flexión. ...........................................................................................................19 Figura 3. Distribución de cargas y momentos en ensayo de flexión. ................................................................20 Figura 4. Correlación de los datos obtenidos en los estudios de Discroll y Slutter considerando resultados

obtenidos haciendo uso de ambos ensayos (1963). ...........................................................................................22 Figura 5. Correlación de los datos obtenidos en los estudios de Ollgaard et al. (1971). ................................23 Figura 6. Datos experimentales en función a las expresiones de diseño de normativas internacionales. (A)

Respecto a Eurocode. (B) Respecto a AISC. .....................................................................................................24 Figura 7. Comparación de resultados experimentales y resultados simulados. ...............................................25 Figura 8. Resistencia del conector en función del módulo de elasticidad del concreto. ..................................26 Figura 9. Resistencia del sistema en función a el diámetro del conector de cortante. .....................................27 Figura 10. Resistencia del conector en función de la relación altura - diámetro. ............................................27 Figura 11. Relación entre desplazamiento y resistencia de los conectores de cortante tipo espigo en

presencia de distintas metodologías de soldadura. ...........................................................................................28 Figura 12. Estructura de sección compuesta de losa maciza y viga metálica. .................................................29 Figura 13. Comportamiento en sistemas a flexión. a) sección sin acción compuesta, b) sección totalmente

compuesta y c) sección parcialmente compuesta. .............................................................................................29 Figura 14. Fallas de elementos en secciones compuestas. ...............................................................................31 Figura 15. Conectores de cortante tipo espigo. ................................................................................................33 Figura 16. Proceso de instalación de conectores tipo espigo mediante arco eléctrico. ...................................34 Figura 17. Resultados satisfactorios y no satisfactorios de la soldadura de espigos mediante arco eléctrico

por errores en la manipulación de la pistola. ...................................................................................................36 Figura 18. Resultados satisfactorios y no satisfactorios de la soldadura de studs por mala configuración de

la fuente de energía. ..........................................................................................................................................36 Figura 19. Diseño central compuesto con las variables analizadas. ................................................................41 Figura 20. Configuración geométrica general del sistema...............................................................................42 Figura 21. Curva esfuerzo – deformación de material elastoplástico con endurecimiento isotrópico. ...........43 Figura 22. Curva esfuerzo deformación simulada para los materiales. (A) Curva del acero. (B) Curva del

concreto. ............................................................................................................................................................44 Figura 23. Vista isométrica del modelo de conectores de cortante. .................................................................45 Figura 24. Diseño geométrico de la placa de concreto, vista isométrica y superior. .......................................46 Figura 25. Geometría del perfil metálico, vista frontal e isométrica................................................................46 Figura 26. Anillos de soldadura alrededor del vástago de los conectores. ......................................................47 Figura 27. Definición de contactos tipo Bonded en modelo estructural. ..........................................................48 Figura 28. Definición de contactos tipo Frictionless en modelo estructural. ...................................................49 Figura 29. Detallado del mallado en las diferentes geometrías de la sección compuesta. ..............................49 Figura 30. Detallado del mallado en la sección compuesta (corte longitudinal). ............................................50 Figura 31. Anillos de soldadura con la temperatura aplicada. ........................................................................50 Figura 32. Condiciones de borde en el modelo computacional. .......................................................................51 Figura 33. Configuración de modelo térmico. ..................................................................................................52 Figura 34. Configuración de mallado en modelo de análisis térmico. .............................................................52 Figura 35. Detalle de resultados térmicos en espigo de diámetro 3/4". ...........................................................53 Figura 36. Detalle de resultados térmicos en espigo de diámetro 5/8". ...........................................................54 Figura 37. Detalle de resultados térmicos en espigo de diámetro 1/2". ...........................................................54 Figura 38. Esfuerzos térmicos presentes en el perfil metálico. ........................................................................55 Figura 39. Curva de comparación de comportamiento con y sin esfuerzos residuales. ...................................55 Figura 40. Detalle de cono de falla en ensayos Push-out. ................................................................................56 Figura 41. Comparación de conos de falla entre diferentes espaciamientos. ..................................................57 Figura 42. Transferencia de esfuerzos en el stud. ............................................................................................57

Figura 43. Mecanismo de falla de los modelos. ...............................................................................................58 Figura 44. Comparación de resultados obtenidos con las cargas de falla de AISC y Eurocode. ....................59 Figura 45. Diagrama de interacción. ...............................................................................................................60 Figura 46. Diagrama de Pareto con todas las variables analizadas. ...............................................................60 Figura 47. Diagrama de Pareto con variables excluidas. ................................................................................61 Figura 48. Diagrama de pareto con área de conector. ....................................................................................61 Figura 49. Diagrama de pareto con área de conector y variables excluidas. ..................................................62 Figura 50. Regresión no lineal usada y valores obtenidos de los modelos computacionales. .........................64 Figura 51. Correlación de los resultados. ........................................................................................................65 Figura 52. Superficie de respuesta para formulación propuesta. .....................................................................65 Figura 53. Superficie de contorno para formulación propuesta. .....................................................................66

Lista de tablas

Tabla 1. Coeficiente de expansión térmica lineal de algunos materiales comunes. .........................................34 Tabla 2. Condiciones típicas para la soldadura de pernos con arco eléctrico y pistola de pernos. .................35 Tabla 3 Coeficientes de reducción adoptados por AISC 360. ...........................................................................37 Tabla 4. Modelos de estudio. ............................................................................................................................42 Tabla 5. Propiedades de los espigos (Studs). ....................................................................................................45 Tabla 6. Especificaciones geométricas de conectores de cortante tipo espigo. ................................................45 Tabla 7. Propiedades del acero A-36. ...............................................................................................................47 Tabla 8. Propiedades de la soldadura E70XX. .................................................................................................47 Tabla 9. Condiciones de contacto entre elementos de modelo estructural en ANSYS. .....................................48 Tabla 10. Condiciones de borde en el modelo estático. ....................................................................................51 Tabla 11. Resultado esfuerzos análisis térmico. ...............................................................................................53 Tabla 12. Comparación de resultados de falla en modelos computacionales con respecto a la normatividad

vigente. ..............................................................................................................................................................58 Tabla 13. Factores obtenidos en proceso iterativo de regresión no lineal. ......................................................63

13

Resumen

Existe una gran variedad de sistemas estructurales, cada uno con características

específicas para el soporte de cargas verticales y horizontales. Uno de ellos, es el sistema

compuesto, el cual se ha desarrollado buscando ventajas, tales como la optimización en el

uso de los materiales, combinándolos en una unidad estructural, el uso de mayores luces entre

columnas; la posibilidad de reutilización de la estructura, reducción de los costos de

construcción debido a la disminución de tiempos en obra, de tamaño de columnas y

cimentación; además, del aumento de protección contra el fuego y corrosión.

Con el desarrollo de tecnologías constructivas, como la soldadura, ha sido posible

vincular la transmisión de esfuerzos actuantes en la interfaz acero-concreto por medio de una

unión mecánica en los materiales, originada por el uso de elementos conocidos como

conectores de cortante; los cuales buscan el óptimo trabajo de la sección compuesta; además,

evitar posibles desplazamientos diferenciales entre los componentes, tanto en sentido

longitudinal como vertical, conformando un solo elemento.

Dentro de la normativa nacional, los conectores de cortante tipo espigo (studs)

presentan una formulación de diseño de resistencia última nominal adaptada de la

investigación de Ollgaard et al. (1971), con variaciones con respecto a ensayos

experimentales de hasta un 40% (Guzmán et al, 2014). En dicha formulación se contemplan

como factores de diseño la resistencia del concreto y la calidad del conector tipo espigo,

omitiéndose otras variables que pueden llegar a incidir en el cálculo de la capacidad máxima

del sistema, tales como la altura del conector, la separación entre conectores y el proceso de

soldadura.

El desarrollo tecnológico ha permitido la elaboración de herramientas

computacionales capaces de simular de manera virtual ensayos experimentales con una

precisión considerable a través de métodos numéricos. En la presente investigación se realiza

un estudio del comportamiento de conectores tipo espigo utilizados en estructuras

compuestas de concreto y acero sometidas a corte bajo carga monotónica, particularizando

en la tipología de viga y losa maciza de concreto, comprobando a través de una revisión

bibliográfica y la modelación numérica de ensayos que existe una posibilidad de mejorar las

expresiones de cálculo de resistencia nominal de conectores vigente en las principales

normativas internacionales, haciendo enfoque en la normativa Colombiana, buscando

fomentar el diseño de sistemas compuestos bajo condiciones de seguridad.

Se realizaron 15 simulaciones de ensayos de corte directo (Push-Out), con el fin de

estudiar el comportamiento de la interfaz entre materiales, considerando como variables de

estudio la relación diámetro-altura del conector, h/d (4.5 - 5.5 - 6.5), la separación entre

conectores (150mm – 300mm – 450mm) y la resistencia del concreto (21MPa – 28MPa –

35MPa), examinando, además, un modelo que involucrara los esfuerzos residuales producto

del proceso de soldadura, asumiendo la reducción de resistencia de las propiedades de los

elementos afectados. Esta consideración se tuvo en cuenta con el fin de determinar las

variables necesarias para reducir el espectro de incertidumbre encontrado en las

formulaciones vigentes en la norma, y, además, determinar una correlación de la resistencia

última de los conectores a partir de los resultados obtenidos.

Departamento de Ingeniería Civil. Universidad de La Salle

Finalmente, con base en los resultados, se determinó que las variables más

representativas en este estudio fueron la resistencia a compresión del concreto (f’c), los

esfuerzos residuales provenientes del proceso de soldadura y el área transversal del conector

tipo espigo. La separación longitudinal y la relación h/d no fueron determinantes en este tipo

de ensayos, y fueron excluidas del análisis. Adicionalmente, mediante modelos de regresión

no lineal, se propuso la nueva expresión de diseño, realizando una comparación con las

principales normativas internacionales vigentes.

De acuerdo con lo anterior, se comprobó la viabilidad de estudiar las estructuras

compuestas, en particular el comportamiento de conectores, a través de la simulación

numérica, sin embargo, se recomienda que los resultados cualitativos y cuantitativos

presentados en esta investigación sean validados por medio de un plan de ensayos

experimental bajo las consideraciones asumidas.

15

Capítulo I: Generalidades del proyecto.

1.1 Introducción

En la actualidad el uso de secciones compuestas de acero y concreto se ha

incrementado principalmente en la práctica de losas de entrepiso y losas de puentes,

permitiendo optimizar el comportamiento de ambos materiales con elementos más eficientes,

orientando el trabajo a compresión del concreto y del acero a tensión, posibilitando el uso de

luces más extensas, soportar mayores cargas, generar sistemas de rápido montaje, reducción

de peso en la estructura, inclusión de materiales ambientalmente sostenibles por su

posibilidad de reutilización, incremento en la relación de carga resistente vs peso, e incluso,

la reducción de costos asociados a la construcción.

Previo a la aceptación y utilización de las secciones compuestas en las principales

normativas de diseño, estas eran diseñadas considerando que cada elemento trabajaba de

manera independiente al momento de actuar frente a solicitaciones externas. Para poder

generar el trabajo conjunto de los dos materiales como una sección compuesta, fue necesario

incluir elementos de transferencia de esfuerzo en su interfaz llamados conectores de cortante,

los cuales tienen como objetivo el evitar posibles desplazamientos diferenciales entre los

elementos componentes, tanto en sentido longitudinal como vertical.

La formulación para el cálculo de la resistencia última de conectores de cortante tipo

espigo (stud), incluida actualmente dentro de la NSR-10, fue propuesta por la

experimentación en ensayos estándar de corte directo (push-out) a comienzos de los años 70

por Ollgaard et al. En dicha formulación, se contemplan como factores de diseño la

resistencia del concreto y la calidad del conector tipo espigo, omitiéndose otras variables que

pueden llegar a incidir en el cálculo de la capacidad máxima del sistema, tales como la altura

del conector, la separación entre conectores, tipo de viga metálica y los esfuerzos térmicos

locales producidos o derivados del proceso de soldadura; justificando las desviaciones entre

los datos analíticos calculados y las cargas experimentales de hasta un 40% (Guzmán et al,

2014) con respecto a la expresión de diseño propuesta para el planteamiento del cálculo de

la resistencia nominal máxima de conectores de cortante tipo espigo.

Los trabajos presentados por Molkens et al (2019), Jianan et al (2016), Bonilla et al

(2015), Hernandez et al (2014), Guzman et al (2014), Bourchair et al (2012), Wang et al

(2011), H.B. Shim et al (2010), L.R. Marconcin et al (2010), Grant et al (2003), Rambo-

Roddenberry (2002) y Oehlers & Johnson (1987) afirman que las actuales expresiones de

cálculo para la resistencia última nominal de conectores de cortante tipo espigo, encontradas

en los principales códigos o guías de diseño internacionales, como la AISC 360-16,

Eurocode, Korean building code y AASHTOO LRFD, así como el caso local de la NSR-10,

suelen sobreestimar la capacidad última de conectores de cortante desconociendo algunos de

los factores anteriormente referidos y formando una posible causa de imprecisión en la

formulación.

De este modo, se puede afirmar que se hace necesaria la realización de estudios para

la optimización de las expresiones de diseño para el cálculo de capacidad de conectores de

cortante tipo espigo. Además, se evidencia la necesidad de procesar estadísticamente los


ensayos experimentales existentes y compararlos con las formulaciones de diseño propuestas

en diferentes normativas, con la finalidad de evaluar su precisión en la estimación. Para llevar

a cabo dichos estudios, tomando en consideración criterios de fiabilidad y economía, se

utilizaron técnicas de modelación adaptadas de la metodología propuesta en el anexo C del

Eurocode 3, como herramienta de validación y corroboración de los resultados encontrados.

Dentro del presente proyecto se presenta la evaluación del comportamiento de

conectores tipo espigo mediante la modelación numérica de probetas experimentales,

haciendo uso del software ANSYS Workbench, en la que se evalúa la altura del conector, la

separación entre conectores y los esfuerzos térmicos locales derivados del proceso de

soldadura; contrastando los valores nominales calculados de los diferentes códigos y normas

de construcción. De esta manera, se logra brindar más seguridad en los diseños de estos

sistemas compuestos y evitar sobre costos, peso y mano de obra, productos de una

sobreutilización de material en la construcción de secciones compuestas.

Para dar cumplimiento a los objetivos propuestos, se realizó una amplia revisión

bibliográfica observando los estudios más relevantes y la evolución de las distintas

expresiones de diseño utilizadas para determinar la resistencia máxima nominal de

conectores de cortante tipo espigo. Así mismo, se hizo un diagnóstico de las expresiones

vigentes, validado a través del análisis bibliográfico, definiendo así las variables de estudio.

Se hizo la simulación de 15 configuraciones de probetas de ensayo, simulando el ensayo de

corte directo Push-Out. Finalmente, a través de métodos estadísticos, se establecieron las

variables más representativas dentro de la capacidad última de conectores tipo espigo en

tipología de losa maciza, generando una propuesta de ajuste a la expresión de diseño,

brindando solución a la problemática presentada.

17

1.2 Objetivo general

• Analizar la posible incidencia de variables no consideradas en el cálculo de la

capacidad nominal de conectores de cortante tipo espigo presente en la norma sismo

resistente colombiana (NSR-10), mediante simulación numérica de ensayos

experimentales en sistemas compuestos.

1.3 Objetivos específicos

• Simular ensayos de corte directo de sistemas compuestos con conectores de cortante

tipo espigo empleando el método de elementos finitos en el software ANSYS.

• Evaluar la incidencia de factores no contemplados en la formulación vigente de la

norma NSR 10 para conectores tipo espigo, tales como la altura del conector, la

separación entre conectores, el diámetro de conector, la resistencia del concreto y los

esfuerzos térmicos locales producidos o derivados del proceso de soldadura.

• Determinar la variación de los datos obtenidos a través de formulaciones incluidas en

diferentes normas de diseño y la simulación en el software ANSYS.


Capítulo II: Marco Referencial

2.1 Antecedentes y evolución histórica (Estado del Arte)

La construcción compuesta ha sido ampliamente utilizada desde principios del siglo

XX en la creación de puentes. Con frecuencia, vigas y columnas de acero eran recubiertas de

concreto buscando la protección contra la corrosión y las altas temperaturas que podrían

generarse en los incendios. Esta práctica ocasionaba un aumento significativo al peso de las

estructuras sin obtener un aporte significativo a la resistencia, ya que los elementos eran

diseñados considerando el trabajo independiente de cada material. A causa del

perfeccionamiento de la técnica de la soldadura por arco con electrodo revestido, realizada

por el sueco Oscar Kjellberg (Koellhoffer, Manz & Horneberger, 1987), entre 1900 y 1910

se volvió práctico el uso de conectores de cortante para garantizar la transferencia de

esfuerzos generados en la interfaz de materiales, garantizando su trabajo conjunto.

El cálculo de la resistencia nominal de los conectores de cortante en sistemas

compuestos ha sido obtenido de forma empírica por medio de ensayos experimentales tipo

push-out, utilizados por primera vez en Suiza sobre 1930 (Rambo & Roddenberry, 2002).

Este ensayo consiste en aplicar carga axial, hasta la falla, sobre un perfil metálico que está

conectado a 2 placas de concreto, de manera que, la transferencia de esfuerzos se dé sólo a

través de los conectores; por lo tanto, se aísla el efecto de corte directo. Para el análisis del

comportamiento del sistema, se hace registro continuo de valores de carga y desplazamiento,

generando la curva característica vista en la Figura 1(A). Actualmente esta tipología de

ensayo se encuentra reglamentada en el Anexo B de Eurocode 4, con las recomendaciones

que se aprecian en la Figura 1(B).

Figura 1. Geometría estándar de ensayo de Push-Out.

(A) (B)

19

Fuente: Tomado de Eurocode 4: Design of composite steel and concrete structures

(p.111), por Unión Europea.

Otra tipología de ensayo experimental para validar el efecto de corte sobre conectores

son los ensayos a flexión (ver Figura 2). Este tipo de ensayos permiten caracterizar el

comportamiento de las secciones compuestas en condiciones de uso, donde se aplican cargas

puntuales a los tercios de una viga simplemente apoyada, induciendo deflexiones, esfuerzos

de tensión en la parte inferior de la sección compuesta (perfil metálico) y de compresión en

la parte superior (placa de concreto) como se observa en la Figura 3. Estos ensayos son usados

habitualmente para verificar los resultados encontrados en los ensayos de push-out como se

evidencia en los trabajos de Bonilla (2014), García y Molina (2008), Davies (1969) y Driscoll

(1963).

Figura 2. Montaje de ensayos a flexión.

Fuente: Tomado de: Caracterización de la flexión y compresión de elementos estructurales

huecos fabricados con láminas de Tetra Pak ® reciclado y cálculo aproximado de la huella

de carbono producida en su elaboración (p.41), por Unión Europea.

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Este texto debe ir en la página anterior, junto a la imagen.


Figura 3. Distribución de cargas y momentos en ensayo de flexión.

Fuente: Elaboración propia.

En 1952 I. M. Viest, realizó las primeras investigaciones sobre conectores de cortante;

iniciando con estudios en modelos de canal, continuando en 1954 con la tipología de espigo

soldado para secciones compuestas de concreto y acero. Para su trabajo, se llevaron a cabo

12 ensayos de corte directo tipo push-out, en los que resaltó la incidencia de la resistencia

del concreto y el diámetro de cada conector. Sin embargo, el efecto del espaciamiento entre

conectores lo consideró insignificante según lo reportado en sus ensayos. Los estudios de I.

M. Viest determinaron en 1956 la primera formula de diseño utilizada en la construcción de

obras civiles haciendo uso de conectores tipo espigo proponiendo las expresiones (1) y (2)

dependientes del diámetro del conector.

𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑑 < 1′′ 𝑄𝑐𝑟 = 5,25 𝑑2 𝑓𝑐′√

4000

𝑓𝑐′

(1)

𝑃𝑎𝑟𝑎 𝑑 ≥ 1′′ 𝑄𝑐𝑟 = 5 𝑑 𝑓𝑐′√

4000

𝑓𝑐′

(2)

Donde: Qcr es la capacidad de resistencia última del conector tipo espigo

d es el diámetro del conector tipo espigo

𝑓𝑐′ es la resistencia especificada a la compresión del concreto

21

Las expresiones (1) y (2), dadas por los estudios de Viest, no discriminaban la falla

por fractura del concreto o por la fluencia del espigo (stud), como factores necesarios para la

determinación de la capacidad útil de carga del conector, ya que, si excedía la carga crítica,

el conector permitía deslizamientos entre el perfil de acero y la losa de concreto.

Driscoll y Slutter en 1961 realizaron una nueva propuesta con base a los estudios de

Viest (1956), donde evaluaron parámetros geométricos del conector como su sección

transversal, altura y diámetro. En esta investigación se planteó que los conectores con

relación altura-diámetro (h/d) igual o superior a 4,2 se consideraban “Conectores largos”;

mientras que aquellos con relación inferior a 4,2 eran “Conectores cortos”; planteando las

expresiones (3) y (4) en consideración a esta distribución.

𝑃𝑎𝑟𝑎 (ℎ

𝑑) > 4,2 𝑄𝑐𝑟 =

932 𝑑2√𝑓𝑐′

𝐴𝑠 (3)

𝑃𝑎𝑟𝑎 (ℎ

𝑑) < 4,2 𝑄𝑐𝑟 =

222ℎ𝑑√𝑓𝑐′

𝐴𝑠 (4)

Donde: Qcr es la capacidad de resistencia última del conector

d es el diámetro del conector tipo espigo

h es la altura del conector tipo espigo

As es el área transversal del conector tipo espigo


Driscoll y Slutter en 1963 trabajaron el comportamiento mecánico de conectores tipo

canal, espiral y espigo. Realizaron un plan experimental por medio de 12 especímenes,

evaluando la resistencia del concreto y el espaciamiento entre conectores. De forma empírica

determinaron la expresión (5), aplicable para conectores cuya relación entre altura y diámetro

(h/d) fuese superior a 4,1. Esta formulación fue calibrada a través de correlacionar resultados

de ensayos de Push-Out y Flexión como se observa en la Figura 4.

𝑄𝑐𝑟 = 37,45 𝐴𝑠√𝑓𝑐′ (𝑘𝑖𝑝𝑠) (5)


Figura 4. Correlación de los datos obtenidos en los estudios de Discroll y Slutter

considerando resultados obtenidos haciendo uso de ambos ensayos (1963).

Fuente: Tomado de Flexural strength of steel and concrete composite beams, (p.37), por R.

G. Slutter, G. C. Driscoll, Jr.

En el año de 1971 Ollgaard et al. retomaron la investigación de los conectores de

cortante tipo espigo considerando adicionalmente diferentes tipos de agregado pétreo,

características mecánicas del concreto (módulo de elasticidad, resistencia a la compresión y

densidad), variación de diámetro y número de conectores por placa en 48 ensayos de corte

directo tipo push-out. Los autores demostraron que la resistencia última del sistema está

determinada principalmente por las características del concreto y el área nominal del

conector, planteando una correlación a través de 15 modelos de regresión logarítmica

obteniendo la expresión (6) y simplificándola en la expresión (7).

𝑄𝑐𝑟 = 1,106 𝐴𝑠 𝑓𝑐′0,3

𝐸𝑐0,44 (6)

𝑄𝑐𝑟 = 0,5 𝐴𝑠 √𝑓𝑐′ 𝐸𝑐 (7)




𝐸𝑐 es el módulo de elasticidad del concreto

Las anteriores expresiones fueron determinadas para conectores con relación de

altura y diámetro (h/d) igual o superior a 4, generando incertidumbre en los resultados

asociados a los conectores cortos. Adicionalmente, se excluyó el espaciamiento entre los

conectores. La regresión utilizada, en función a los resultados de la investigación presentan

un gran espectro de incertidumbre, como se observa en la Figura 5, con variaciones de hasta

23

el 40% (Guzmán et al, 2014), evidenciando la posible influencia de otras variables o la falta

de una correlación más precisa en los resultados determinados. La formulación presentada

por Ollgaard et al. continua vigente en diferentes normativas de diseño y construcción, como

es el caso local de la NSR-10.

Figura 5. Correlación de los datos obtenidos en los estudios de Ollgaard et al. (1971).

Fuente: Tomado de Shear strength of stud connectors in lightweight and normal weight

concrete (p.62), por J. G. Ollgaard R. G. Slutter J. W. Fisher.

John C. Lyons en 1994 notó que la formulación derivada de los estudios de Ollgaard

et al (1971) predecía la resistencia del sistema derivada de la falla del concreto sin considerar

la capacidad del conector. Por tal motivo, en su plan experimental, realizó 48 ensayos de

corte directo teniendo como variables de estudio la capacidad a última de fluencia del

conector, su altura, la separación y las propiedades del concreto bajo la tipología de losa

maciza. En el desarrollo de su investigación observó que las formulaciones actuales

subestimaban la resistencia nominal de los conectores y determinó que se puede tener un

límite de resistencia en la ecuación dada por la resistencia última del conector de cortante.

Este límite fue propuesto como una extensión a la formulación derivada de los estudios de

Ollgaard et al (1971) contrastando sus resultados en la expresión (8).

𝑄𝑐𝑟 = 0,5 𝐴𝑠 √𝑓𝑐′ 𝐸𝑐 ≤ 0,8𝐴𝑠𝐹𝑢 (8)





𝐹𝑢 es la resistencia a tensión mínima del conector tipo espigo.


Entre sus conclusiones más relevantes esta la consideración de la interfaz entre la

fricción del concreto y el perfil metálico, suponiendo que la dispersión de los datos está dada

por la falta de estudios asociados al modo de falla.

Rambo-Roddenberry, en 2002, realizaron estudios sobre sistema de placa en losa

maciza y en presencia de una lámina de Steel deck. Dentro de su revisión a los estudios

previos, incluyendo las formulaciones encontradas en el AISC (LRFD 1993), Canadian

Standards Association (Steel 1994) y Eurocode 4 (EN 2001), consideraron que todos los

modelos teóricos eran poco conservadores con la resistencia nominal de los conectores, como

se observa en la Figura 6; por lo que realizaron 24 ensayos tipo Push-out con secciones de

losa maciza y 202 en presencia de una lámina nervada, considerando la posición, cantidad,

área transversal y la resistencia a la tensión del conector. El desarrolló de su investigación

permitió definir una reducción a la capacidad acorde a la posición del conector y el calibre

del perfil metálico, los cuales fueron adoptados posteriormente en las principales normativas

internacionales.

Figura 6. Datos experimentales en función a las expresiones de diseño de normativas

internacionales. (A) Respecto a Eurocode. (B) Respecto a AISC.

Fuente: Tomado de Pryout Capacity of Cast-In Headed Stud Anchors. PCI

Journal. P. 98, por Anderson, N. Meinheit, D.

El desarrollo tecnológico y de la informática ha permitido contar actualmente con

herramientas computacionales capaces de simular de manera virtual fenómenos físicos de

experimentos reales. Esta metodología ha sido empleada por numerosos investigadores,

principalmente, por sus ventajas económicas y logísticas. Particularmente, ha sido una

alternativa aplicada para el análisis de secciones compuestas, especialmente en el

comportamiento de conectores de cortante, buscando corroborar los resultados

experimentales por medio de la simulación del ensayo de Push-Out. Se concluye entonces de

los trabajos llevados a cabo por Raj et al (2017), Bonilla et al (2015), Hernandez et al (2014),

Bourchair et al (2012), HB Shim et al (2010), L. R. Marconcin et al (2010) y Lam y El-

Lobody (2005) que la modelación numérica y la experimentación son herramientas de

investigación complementarias. Los métodos numéricos brindan soluciones aproximadas a

los problemas ingenieriles, por lo que no están exentos de errores, los cuales deben ser

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

sin tilde

25

controlados con una adecuada calibración a partir de resultados experimentales como se

observa en la Figura 7. Hacer uso de ambas herramientas, tanto la experimentación física

como la simulación computacional, permite tener un mayor control sobre las variables

externas a la experimentación, facilita el análisis de los datos encontrados y permite

contrastar ambas soluciones, aumentando la precisión en los resultados arrojados y una

mayor aproximación a través del análisis estadístico a realizar una correcta representación

matemática del comportamiento mecánico de conectores de cortante.

Figura 7. Comparación de resultados experimentales y resultados simulados.

Fuente: Tomado de AN ANALYTICAL AND EXPERIMENTAL INVESTIGATION OF

SHEAR CONNECTORS IN COMPOSITE SECTIONS (p.998), por Raj PV y Sathiya Bama

P.

Se debe enfatizar que numerosos autores han investigado la influencia de distintos

factores en el comportamiento de la conexión, destacando el tipo y resistencia del concreto,

diámetro, altura, espaciamiento entre conectores, tipo de viga metálica y procesos derivados

de la soldadura. Pese a que se ha comprobado la influencia en la capacidad del sistema, no

se han considerado en las expresiones de cálculo encontradas en las distintas normativas de

construcción internacionales, incluyendo la NSR-10. Siendo aspectos que pueden justificar

en gran medida los inconvenientes actuales que se tienen en la predicción matemática del

comportamiento mecánico de la resistencia nominal de conectores de cortante tipo espigo.

Autores como Molkens et al (2019), Jianan et al (2016), Bonilla et al (2015),

Hernandez et al (2014), Guzman et al (2014), Bourchair et al (2012), Wang et al (2011), H.B.

Shim et al (2010), L.R. Marconcin et al (2010), Grant et al (2003), Rambo-Roddenberry

(2002) y Oehlers y Johnson (1987) aseguran que las actuales expresiones de cálculo para la

resistencia última nominal de conectores de cortante tipo espigo encontradas en los

principales códigos o guías de diseño internacionales como la AISC 360-16, Eurocode,

Korean building code y AASHTOO LRFD, así como el caso local de la NSR-10, suelen

sobreestimar la resistencia última del sistema, siendo necesaria una revisión del efecto de los


parámetros anteriormente referidos, disminuyendo de esta manera el sobredimensionamiento

de los elementos estructurales en construcciones compuestas.

Las propiedades mecánicas del concreto son factores de amplio interés enfatizado en

los estudios del comportamiento mecánico de conectores en el sistema, como se evidencia

en los trabajos de Weichen et al (2008), Doinghaus at al (2004), Grant (2003), Rambo-

Roddenberry (2002), Oehelers y Johnson (1987), Ollgaard et al (1971), Slutter et al (1963) y

Viest (1956), concordando que el incremento de la resistencia del concreto tiene un efecto

directamente proporcional en la resistencia nominal del sistema. Los resultados muestran que

una mayor resistencia permite disminuir la carga a tensión sobre la cabeza del conector y de

igual manera reducir las deformaciones encontradas sobre su vástago, hecho que se encuentra

plasmado en la investigación de Ollgaard et al. (1971) y ha sido corroborado en los trabajos

anteriormente mencionados como se observa en la Figura 8.

Figura 8. Resistencia del conector en función del módulo de elasticidad del concreto.

Fuente: Tomado de Shear strength of stud connectors in lightweight and normal weight

concrete (p.61), por J. G. Ollgaard R. G. Slutter J. W. Fisher.

Es necesario resaltar la geometría del conector como uno de factores más relevantes

dentro de la bibliografía consultada, como se evidencia en el trabajo de Wang et al (2011),

L.R. Marconcin, (2010), H.B. Shim et al (2010), Weichen et al (2008), Lam y El-Lobody

(2005), Grant et al (2003), Rambo-Roddenberry (2002), Lyons (1994), Ollgaard et al (1971),

Slutter (1963), el aumento de la altura y el diámetro del conector generan un aumento

significativo a la capacidad del sistema. Acorde con las conclusiones de Rambo-Roddenberry

(2002) se resalta una tendencia lineal dentro de sus modelos de regresión entre estas variables

siendo junto a la resistencia del concreto las variables que afectan el sistema más

directamente como se observa en la Figura 9.

27

Figura 9. Resistencia del sistema en función a el diámetro del conector de cortante.

Fuente: Tomado de BEHAVIOR AND STRENGTH OF WELDED STUD SHEAR

CONNECTORS (p.116), Rambo-Roddenberry M. D.

Dentro de la normativa colombiana NSR-10, así como la AISC-360-16, se carece en

su expresión de un término que tenga en cuenta la relación altura – diámetro del conector, a

pesar de comprobar su relevancia en las investigaciones de Bonilla (2014), Rambo-

Roddenberry (2002), Ollgaard et al (1971), Driscoll y Slutter (1961). Sin embargo, en

Eurocode 4 se presenta un coeficiente de seguridad “α” que considera este factor para

geometrías correspondientes a una relación entre 3 y 4 (3 ≤ (h/d) ≤ 4). Los autores en sus

trabajos exponen una tendencia lineal en la resistencia nominal del conector cuya pendiente

disminuye Una vez se tiene el límite de conectores largos presentado por Ollgaard et al (1971)

como se evidencia en la Figura 10.

Figura 10. Resistencia del conector en función de la relación altura - diámetro.

Fuente: Tomado de Estudio del comportamiento de conectores tipo perno de estructuras

compuestas de hormigón y acero mediante modelación numérica (p.87), por J. Bonilla.

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

verificar....


Finalmente, dentro de los trabajos de Molkens et al (2019), Dongyan et al (2010),

Weichen et al (2008) y Oehlers & Johnson (1987), se realiza el análisis de las metodologías

de soldadura haciendo énfasis en los métodos de filete y el uso de la pistola especial necesaria

para la instalación de conectores tipo espigo. Resaltan los resultados de Weichen et al (2008)

donde se observa una disminución entre el 7% y el 13% de la resistencia del sistema entre

ambas metodologías de soldadura como se observa en la Figura 11.

Figura 11. Relación entre desplazamiento y resistencia de los conectores de cortante tipo

espigo en presencia de distintas metodologías de soldadura.

Fuente: Tomado de Static Behavior and Theoretical Model of Stud Shear Connectors

(p.628), por Weichen, X.; Min, D. Hua, W. Ziwen.

2.2 Acción y sección compuesta

En las construcciones de inicios del siglo XX, el concreto fue utilizado como un

recubrimiento que protegía al acero del fuego y la corrosión, sin considerar su potencial

estructural. En los últimos años se ha incrementado el interés por los sistemas compuestos

formados por una viga de acero y losa maciza de concreto (ver Figura 12), principalmente,

por sus ventajas constructivas, entre las cuales se destacan su rapidez en el montaje, reducción

de peso en la estructura entre un 10% y 15% (Navarrete, 2003), inclusión de materiales

ambientalmente sostenibles por su posibilidad de reutilización, incremento en la relación de

carga resistente vs peso y la reducción de costos asociados a la construcción de la

superestructura y de la cimentación.

29

Figura 12. Estructura de sección compuesta de losa maciza y viga metálica.


Las secciones compuestas suelen trabajar en sistemas de entrepiso solicitadas a

flexión, optimizando el trabajo mecánico del acero a tensión y del concreto a compresión, en

donde el sistema de transferencia de carga entre la losa de concreto y el acero del perfil

metálico debe ser lo suficientemente resistente para trasmitir la fuerza cortante horizontal en

la interfaz de conexión. Puede que la principal desventaja de este tipo de sistemas o secciones

compuesta sea la necesidad del uso de elementos que conecten ambos materiales, lo que

supone complejidad en su diseño, así como la necesidad de herramientas e incluso, mano de

obra cualificada para su construcción.

Los elementos de transferencia se denominan conectores de cortante, donde su

apropiado trabajo hace que el comportamiento de los materiales involucrados en la sección

trabaje como una sola unidad. Además, evitan los posibles desplazamientos diferenciales

entre los elementos componentes, tanto en sentido longitudinal como vertical (ver Figura 13).

Figura 13. Comportamiento en sistemas a flexión. a) sección sin acción compuesta, b)

sección totalmente compuesta y c) sección parcialmente compuesta.



Se conoce como acción compuesta total cuando el trabajo a flexión está garantizado

por el aporte de ambos materiales y su correcta conexión, obteniendo de esta forma una

resistencia nominal mayor de la sección, pues ambos elementos aportan resistencia al sistema

(Ver Figura 13 (b)).

En la sección no compuesta (Ver Figura 13 (a)), se cuenta con la presencia de 2 ejes

neutros, uno para cada material, haciendo que su comportamiento a flexión sea independiente

y que el sistema general no tenga una compatibilidad de deformaciones uniforme entre ambos

elementos, presentando desplazamientos en sentido vertical y horizontal.

Se denomina acción compuesta parcial cuando el número de conectores suministrada

es inferior a la requerida para trasmitir las fuerzas cortantes esperadas, donde no se puede

desarrollar toda su capacidad la acción compuesta; posibilitando la generación de

desplazamientos entre ambos materiales (Ver Figura 13 (c)) (adaptado de Erazo, 2017).

31

Los estados límites de las secciones compuestas de acero y concreto implican

desacoplamiento del sistema, ya sea por fractura o agrietamiento en el concreto o falla del

conector mismo o entre la conexión entre la viga metálica y el conector, induciendo al trabajo

independiente de los materiales.

La Figura 14 (A) y Figura 14 (B) representan rupturas y fisuras en el concreto,

mostrando el cono de falla. Mientras que la Figura 14 (C) y Figura 14 (D) muestran fallas en

la soldadura, produciendo incluso el desacople de los conectores con el perfil y quedando

embebidos en la placa de concreto, sumado a estas, la Figura 14 (E) y Figura 14 (F) presentan

la falla conjunta de ambos elementos.

Figura 14. Fallas de elementos en secciones compuestas.


Fuente: (A) Ollgaard et al (1971). (B) Construcción compuesta acero – concreto. (C) y (D)

Hurtado, Molina & Linero (2008). (E) New Steel Construction (2015). (F) Anderson &

Meinheit (2005).

2.3 Conectores de cortante

La interacción compuesta, total o parcial, encontrada en secciones compuestas de

acero y concreto es provista gracias a conectores mecánicos dispuestos sobre el perfil

metálico. El diseño de estos elementos debe estar en capacidad de resistir el flujo de esfuerzo

cortante producido por la flexión en la sección compuesta, producto de las fuerzas sobre la

superficie del elemento, derivadas por la presión sobre la losa de concreto.

Los conectores son fabricados en diversas tipologías como: canales, espigos lisos,

tornillos estructurales, varillas corrugadas, ángulos o placas perforadas. Actualmente en

Colombia la norma avala los conectores tipo tornillo, espigo y canal. Su diseño se realiza

buscando un adecuado funcionamiento a la fuerza cortante, aprovechando las propiedades

mecánicas del material, una vez se tenga una deformación plástica que induzca a la falla.

Según Johnson, los conectores más utilizados son los de tipo espigo (stud) (Figura

15). Su diámetro comercial varía entre 13 mm y 25 mm, buscando facilitar el proceso de

soldadura y, además, generar la interacción con el perfil metálico. Las especificaciones

encontradas en Eurocode, derivadas de los estudios de Rambo-Roddenberry (2002)

establecen una relación de 2,5 a 2,7 respecto al grosor de la aleta del perfil. El código

británico adicionalmente establece una resistencia promedio a la tensión de 450 N/mm2.

33

Figura 15. Conectores de cortante tipo espigo.

Fuente: Adaptado de ANTEC CONSTRUCTION: Shear Connectors.

Para el caso específico de los conectores de cortante tipo espigo, es necesario un

sistema de soldadura especial que reduce el tiempo de colocación de cada conector. Cada

uno cuenta con un cordón de soldadura diseñado para desarrollar la capacidad nominal última

de cada uno. Es decir, realizar otra configuración de manera incorrecta comprometerá su

capacidad última.

2.4 Efectos térmicos

Los cambios de temperatura sobre la viga metálica derivados de su instalación

generan una dilatación o contracción del material conocidos como deformaciones y esfuerzos

térmicos, las cuales son proporcionales a un cambio de temperatura y al coeficiente de

dilatación térmica del material, expresado como:

∈𝑡 = ∝ (∆𝑇) (9)

Donde: ∈𝑡 es la deformación térmica

∝ es el coeficiente de dilatación térmica

∆𝑇 es el cambio de temperatura presente en el material

Al haber variación de temperatura, los materiales modifican sus dimensiones. Dicho

fenómeno se conoce como expansión térmica, la cual se debe, a que, al aumentar la

temperatura aumenta la velocidad de las partículas internas del material, por lo que la

distancia de separación entre ellas se vuelve mayor.

El cambio en una dimensión de un sólido (longitud, anchura o espesor) se denomina

expansión lineal y es una constante que depende exclusivamente del material que se esté

expandiendo. En la Tabla 1 se aprecian diferentes valores de acuerdo con el material.

Igualmente, entra en estudio la propiedad de isotropía, aplicada para aquellos materiales que

tienen las mismas propiedades físicas en todas direcciones.


Tabla 1. Coeficiente de expansión térmica lineal de algunos materiales comunes.

Material α (°C) -1

Aluminio 2,4 x 10-5

Latón 2,0 x 10-5

Cobre 1,7 x 10-5

Vidrio 0,4-0,9 x 10-5

Cuarzo (fundido) 0,04 x 10-5

Acero 1,2 x 10-5

Fuente: Jiménez, C. Temperatura y expansión térmica.

Los elementos de acero no son inflamables, pero su resistencia se reduce de forma

considerable cuando aumenta drásticamente su temperatura, pues el acero es un excelente

material conductor del calor. Navarrete (2003) afirma que se puede perder hasta un 30% de

la resistencia del elemento cuando este llega a 538 °C y hasta un 85% a 870 °C.

Los materiales estructurales convencionales se dilatan al calentarlos y se contraen al

enfriarlos, considerándolo como una deformación lineal que puede ser reversible. Sin

embargo, el material adquiere esfuerzos residuales producto de la deformación elástica o

plástica no homogénea sobre su escala macroscópica o microscópica. En el caso específico

de la soldadura, los esfuerzos residuales son consecuencia de la interacción de los siguientes

procesos:

• Expansión impedida y contracción resultante de una distribución de

temperatura no homogénea

• Efectos de enfriamiento rápido

• Transformación de fase del material

EI calor necesario se genera con un arco de corriente continua entre el espigo y la

sección metálica a la cual va a ser soldado.

La Figura 16 muestra el proceso de instalación en conectores tipo espigo.

Figura 16. Proceso de instalación de conectores tipo espigo mediante arco eléctrico.

(A) Colocación de la pistola en la posición correcta. (B) Accionamiento del gatillo, elevando el

conector y creando un arco. (C) Empuje hacia el material fundido, uniéndolo a la sección metálica.

(D) Liberación del conector tipo remoción del casquillo cerámico.

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

año?

35

Fuente: Tomado de Manual de Soldadura. Tomo 1

Así mismo, los materiales a soldar tienen un papel importante a la hora de hacer

ciertas consideraciones o configuraciones a los equipos, desde el tamaño de los studs

(diámetro y altura), como el grosor de pared del perfil metálico, ya que el tiempo e incluso

la potencia pueden variar en los diferentes casos que se puedan presentar. En la Tabla 2

pueden verse algunas configuraciones.

Tabla 2. Condiciones típicas para la soldadura de pernos con arco eléctrico y pistola de

pernos.

Condiciones típicas para la soldadura de pernos por arco

Diámetro de la base del

perno Tiempo de

soldadura (s)

Corriente de

soldadura a (A)

Flujo de gas

protector b

Pulg mm pies³/h L/min

1/4 6,35 0,33 250 15 7,1

5/16 7,94 0,5 325 15 7,1

3/8 9,52 0,67 400 20 9,4

7/16 11,11 0,83 430 20 9,4

1/2 12,7 0,92 475 20 9,4

a. Las corrientes indicadas son corrientes de soldadura reales y no corresponden a los

niveles ajustados en la fuente de potencia

b. Gas protector: Argón 99,95%

Fuente: Elaboración propia. Adaptado de Manual de Soldadura. Tomo 1

Algunas de las problemáticas encontradas en Colombia para el uso adecuado y

eficiente de este método de soldadura son la poca disponibilidad del dispositivo requerido

para el proceso de conexión de los espigos, el costo necesario para su uso y la poca mano de

obra especializada en estos equipos, lo que puede generar procedimientos irregulares en su

instalación, conduciendo a la incertidumbre estructural.

La Figura 17 presenta algunos de los casos que se pueden dar a la hora de realizar la

soldadura, y aunque la mayoría de las veces se obtiene una adecuada unión, también hay

ocasiones donde los resultados finales no son los adecuados para usarse en secciones

compuestas debido a su mal aplicación. Asimismo, una errónea configuración de la fuente

de potencia puede hacer que el resultado final en la conexión no sea el adecuado, tal como

aprecia en la Figura 18.

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

No sé si esto debe ir en la página anterior. Este manual de soldadura cuál es? de qué año? es de AWS o quién lo emite?

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Ídem.


Figura 17. Resultados satisfactorios y no satisfactorios de la soldadura de espigos mediante

arco eléctrico por errores en la manipulación de la pistola.


Figura 18. Resultados satisfactorios y no satisfactorios de la soldadura de studs por mala

configuración de la fuente de energía.


2.5 Marco científico

Las expresiones mencionadas a continuación, establecen la resistencia última de

conectores de cortante tipo espigo aplicada para tipologías de secciones compuestas con losa

maciza y en presencia de una lámina de Steel deck orientada perpendicular a la viga, las

cuales se encuentran vigentes en las principales normativas internacionales, como la AISC-

360 (2016), Eurocode 4 (EN-1994-1-1:2004), Bridge Standars and Procedures Manual of

(A) Soldadura de conector satisfactoria con buena formación de filete (B) Soldadura

con empuje muy corto (C) Atoramiento (D) Mala alineación (E) Corriente muy baja

(F) Corriente muy alta

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Ídem.

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Ídem.

37

Canada (CHBDC S6-00) y Chinese Design Code for Steel Structures (GB50017-2003), así

como la normativa Colombiana NSR (2010).

2.5.1 AISC 360

La AISC 360 (American Institute of Steel Construction) establece el cálculo de la

resistencia última de conectores según la expresión indicada (10), la cual es aplicable para

una sección compuesta de losa maciza y sección compuesta de losa haciendo uso de una

lámina de Steel deck.

𝑄𝑐𝑟 = 0,5 𝐴𝑠 √𝑓𝑐′ 𝐸𝑐 ≤ 𝑅𝑔𝑅𝑝𝐴𝑠𝐹𝑢 (10)





𝐹𝑢 es la resistencia a tensión mínima del conector tipo espigo

𝑅𝑔 es el coeficiente definido como se observa en la Tabla 3.

𝑅𝑝 es el coeficiente definido como se observa en la Tabla 3.

Tabla 3 Coeficientes de reducción adoptados por AISC 360.

Fuente: AISC

Se evidencia en la expresión (10) que la condición de falla en el concreto prevalece a

los planteamientos establecidos por Ollgaard et al (1971). Dichos planteamientos presentan

inconvenientes, tales como limitar su uso a conectores con una relación altura-diámetro (h/d)

mayor a 4, lo que impide el uso de conectores cortos. Se observa que no toma en

consideración la reducción de la capacidad producto del espaciamiento longitudinal entre

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva


conectores, lo que puede producir superposición de los estados tensionales del concreto por

conectores muy próximos, tan solo limita el espaciamiento, el cual no debe ser inferior a 6

veces el diámetro del conector.

2.5.2 Eurocode 4

La expresión consultada en Eurocode dispone el cálculo de la resistencia última de

conectores según la expresión (11), aplicable para una sección compuesta de losa maciza.

Sin embargo, para este planteamiento se cuenta con un coeficiente que rige el

comportamiento en secciones compuesta haciendo uso de una lámina de Steel deck.

𝑄𝑐𝑟 =0,29 ∝ 𝑑2 √𝑓𝑐

′ 𝐸𝑐

𝛾𝑣≤

0,8 𝐴𝑠𝐹𝑢

𝛾𝑣 (11)





𝐹𝑢 es la resistencia a tensión mínima del conector tipo espigo.

𝛾𝑣 es el factor parcial recomendado de 1,25 según 2.4.1.2.5

El valor de ∝ se determina según la relación altura y diámetro del conector (h/d) a

partir de las expresiones (12) y (13).

∝ = 0,2 (ℎ

𝑑+ 1) 𝑝𝑎𝑟𝑎 3 ≤

ℎ

𝑑 ≤ 4

(12)

∝ = 1 𝑝𝑎𝑟𝑎 ℎ

𝑑> 4 (13)

Donde: ∝ es el coeficiente de la relación altura diámetro

ℎ es la altura del conector de cortante tipo espigo

𝑑 es el diámetro del conector de cortante tipo espigo

A diferencia de otras normativas de diseño, se observa una propuesta en caso de

conectores cortos cuya relación (h/d) es inferior a 4; lo cual es un aspecto no considerado en

otras normativas revisadas. No obstante, dicho coeficiente solo genera una reducción a los

parámetros de falla en el concreto. La formulación dispuesta por Eurocode limita la

separación longitudinal a mínimo 5 veces el diámetro del conector sin tener en consideración

un coeficiente representativo del efecto del espaciamiento entre conectores.

39

Finalmente, aunque Eurocode estandariza las probetas para los ensayos de Push-out

en secciones compuestas, los trabajos anteriormente referidos adoptan sus propios modelos

experimentales los cuales se diferencian en la cantidad y disposición de los conectores.

2.5.3 Bridge Standars and Procedures Manual of Canada

El código canadiense a diferencia de otros códigos no tiene en consideración la

resistencia última a tensión de cada conector y dispone, en la expresión (14), una constante

equivalente. Sin embargo, limita el trabajo de su formulación a esta consideración sin tener

presente la variación de este parámetro.

𝑄𝑐𝑟 = 0,5 𝐴𝑠 √𝑓𝑐′ 𝐸𝑐 ≤ 448𝐴𝑠 (14)


As es el área transversal del conector

𝑓𝑐′ es la resistencia a la compresión del concreto


Se evidencia, de igual manera, que en la expresión 14 no se presentan coeficientes de

reducción debido a parámetros como la posición del conector, separación longitudinal y la

presencia de conectores cortos, lo que disminuye la seguridad de diseño presente para esta

normativa.

2.5.4 Chinese Design Code for Steel Structures

La expresión encontrada en el código de diseño para estructuras metálicas de China,

mostrada en la ecuación (15), presenta una reducción a la capacidad última de los parámetros

del concreto en la conexión adoptados de las investigaciones de Ollgaard et al.

𝑄𝑐𝑟 = 0,43 𝐴𝑠 √𝑓𝑐′ 𝐸𝑐 ≤ 0,7𝐴𝑠𝐹𝑢 (15)


As es el área transversal del conector

𝑓𝑐′ es la resistencia a la compresión del concreto


𝐹𝑢 es la resistencia a tensión mínima del stud

𝛾 es el coeficiente adoptado para conectores cuya resistencia a la tensión es

215 MPa, recomendado 1,67.

Se observa que la expresión adoptada por este código es más conservadora respecto

a los coeficientes asumidos, reduciendo la capacidad final estimada para los conectores tipo

espigo. Igualmente, vincula materiales de altas resistencias adoptando un coeficiente de

amplificación a la falla del acero. Sin embargo, este coeficiente no tiene una repercusión en


las capacidades del concreto. Adicionalmente, no tiene en consideración para su diseño la

posición del conector, separación longitudinal y la presencia de conectores cortos generando

una disminución a la seguridad del diseño.

2.5.5 Reglamento Colombiano de Construcción Sismo Resistente

(NSR-10)

En NSR10 se presenta el cálculo de la sección compuesta para losa maciza adoptada

de las especificaciones encontradas en AISC-360 como se observa en la expresión 10, lo cual

valida los comentarios anteriormente mencionados para esta normativa. De igual manera es

importante señalar que la NSR-10 presenta disposiciones para conectores con relación h/d

mayores a 5 pese a encontrar geometrías con una relación menor en catálogos nacionales.

41

Capitulo III: Metodología y materiales

3.1 Parámetros de entrada

Las variables consideradas para ser evaluadas en los diferentes modelos

computacionales son: el espaciamiento entre conectores (150 mm - 300 mm - 450 mm), la

relación de altura-diámetro del conector (4.5 - 5.5 - 6.5), y la resistencia del concreto (21

MPa - 28 MPa - 35 MPa).

A partir del modelo estadístico de diseño central compuesto centrado en las caras

(Figura 19), fue posible reducir la cantidad de modelos computacionales, dando como

resultado final, un total de 15 configuraciones a modelar en el software ANSYS cuyos

registros proporcionan los valores necesarios para obtener una superficie de respuesta del

comportamiento estudiado. Las distintas tipologías de los modelos se presentan en la Tabla

4.

Figura 19. Diseño central compuesto con las variables analizadas.



Tabla 4. Modelos de estudio.


Considerando las condiciones de simetría en cuanto a geometría y aplicación de carga

de los especímenes propuestos para el ensayo Push-Out, se optó por la modelación de la

mitad de la sección, como se observa en la Figura 20. Los componentes del sistema son:

conectores de cortante tipo espigo (Studs), losa maciza de concreto, perfil metálico tipo I

laminado en caliente y anillo de soldadura.

Figura 20. Configuración geométrica general del sistema.


Modelo f'c (MPa) Espaciamiento (mm) Diametro (mm) Relación h/d

SP - 6 - 21 - 150 - 4,5 21 150 19,05 4,5

SP - 5 - 21 - 450 - 4,5 21 450 15,88 4,5

SP - 4 - 21 - 300 - 5,5 21 300 12,70 5,5

SP - 6 - 21 - 150 - 6,5 21 150 19,05 6,5

SP - 5 - 21 - 450 - 6,5 21 450 15,88 6,5

SP - 4 - 28 - 300 - 4,5 28 300 12,70 4,5

SP - 6 - 28 - 150 - 5,5 28 150 19,05 5,5

SP - 5 - 28 - 450 - 5,5 28 450 15,88 5,5

SP - 4 - 28 - 300 - 6,5 28 300 12,70 6,5

SP - 6 - 35 - 150 - 4,5 35 150 19,05 4,5

SP - 5 - 35 - 450 - 4,5 35 450 15,88 4,5

SP - 4 - 35 - 300 - 5,5 35 300 12,70 5,5

SP - 6 - 35 - 150 - 6,5 35 150 19,05 6,5

SP - 5 - 35 - 450 - 6,5 35 450 15,88 6,5

SP - 6 - 28 - 300 - 5,5 28 300 19,05 5,5

43

Esta configuración geométrica permite reducir el costo computacional para para la

convergencia de cada modelo, así como la capacidad requerida de almacenamiento,

capacidad de memoria RAM y del procesador del equipo. Trabajos como los de Bonilla et al

(2015) y Erazo (2017) validan en sus resultados la simplificación de la geometría del sistema

al no presentar variación relevante.

3.1.1 Características modelo computacional

Siguiendo las recomendaciones encontradas en el Anexo C del Eurocode 3, se

contempló la verificación de los estados últimos de carga para los elementos en acero

estructural. De acuerdo con la norma, es preciso para la modelación del material considerar

distintas curvas tensión-deformación en función de la precisión que se quiera obtener y de

los datos disponibles. Por esta razón, se optó por curvas multilíneales de comportamiento

elastoplástico con endurecimiento isotrópico, presentadas en la Figura 21. Sin embargo,

como afirma Timoshenko, se debe contemplar una zona donde el material se vuelve

perfectamente plástico, obteniendo una deformación sin un incremento de la carga aplicada

de aproximadamente 10 veces la deformación unitaria, obtenido en la región lineal del

material. La curva de comportamiento del metal utilizada en los modelos se observa en la

Figura 22 (A).

Figura 21. Curva esfuerzo – deformación de material elastoplástico con endurecimiento

isotrópico.

Fuente: Tomado de Eurocode 3: Design of composite steel structures (p.48), por Unión

Europea.

Para la simulación del concreto se consideró un comportamiento multilíneal como se

observa en la Figura 22 (B), correspondiente al concreto de 21 MPa. Los valores de la curva

fueron obtenidos a partir de las expresiones (16) y (17) las cuales describen el

comportamiento de falla aproximado presentado en el concreto.


𝜎𝑐 =𝑓´𝑐𝛾 (

𝜀𝑐𝜀´𝑐

⁄ )

[𝛾 − 1 + (𝜀𝑐

𝜀´𝑐⁄ )

𝛾

]

(16)

𝛾 = (𝑓´𝑐

32.4) + 1.55

(17)

Figura 22. Curva esfuerzo deformación simulada para los materiales. (A) Curva del acero.

(B) Curva del concreto.

(A)

(B)


3.1.2 Conector de cortante tipo espigo (stud)

El modelamiento del conector tipo espigo se basó en las dimensiones establecidas en

catálogos, tal como se presenta en la Figura 23. Sus propiedades mecánicas en incluyen en

la Tabla 5.

45

Figura 23. Vista isométrica del modelo de conectores de cortante.


Tabla 5. Propiedades de los espigos (Studs).

Resistencia a la fluencia 350 MPa

Resistencia última a tensión 450 MPa

Fuente: Elaboración propia. Adaptado de Galvaceros S.A.

En cumplimiento con las variables de estudio, se definieron los tamaños requeridos

para asegurar una relación altura – diámetro (h/d) indicadas, garantizando la geometría

recomendada por Ollgaard et al (1971), como se aprecia en la Tabla 6.

Tabla 6. Especificaciones geométricas de conectores de cortante tipo espigo.


3.1.3 Placa de concreto

Las dimensiones utilizadas para el modelamiento de la placa de concreto

corresponden a las medidas reglamentadas para el ensayo de Push-Out en Eurocode 4, siendo

estas de 150 x 600 x 750 mm (Altura – Ancho – Largo). Al no representar una variable, la

th [mm] hh [mm] hb [mm] H/tb

19,05 31,75 9,53 76,20 3,38 85,73 3 3/8 4,50

19,05 31,75 9,53 95,25 4,13 104,78 4 1/8 5,50

19,05 31,75 9,53 114,30 4,88 123,83 4 7/8 6,50

15,88 31,75 7,92 63,51 2,81 71,44 2 4/5 4,50

15,88 31,75 7,92 79,39 3,44 87,31 3 4/9 5,50

15,88 31,75 7,92 95,26 4,06 103,19 4 6,50

12,70 25,40 7,92 49,23 2,25 57,15 2 1/4 4,50

12,70 25,40 7,92 61,93 2,75 69,85 2 3/4 5,50

12,70 25,40 7,92 74,63 3,25 82,55 3 1/4 6,50

H [in / mm / ref]

STUDS

tb [in / mm]

(3/4)''

(5/8)''

(1/2)''


geometría de la placa de concreto se considera constante en todas las configuraciones

simuladas.

Se sustrajo el volumen de concreto ocupado por los stud y los anillos de soldadura,

con el fin de que no existiera duplicidad de material en el modelamiento y que se afectaran

las capacidades y comportamiento estructural requerido. Este componente se puede observar

en la Figura 24.

Figura 24. Diseño geométrico de la placa de concreto, vista isométrica y superior.


3.1.4 Perfil metálico

Para la modelación del perfil metálico se tuvo en cuenta lo recomendado por el

Eurocode 4 en cuanto al ensayo push-out; por lo que el perfil escogido es el HEB-260 con

una longitud total de 750 mm para todos los modelos del ensayo. Sus propiedades mecánicas

se presentan en la Tabla 7. Se realizó una revisión previa al pandeo local del perfil en

consideración al acero A-36 siendo una sección compacta bajo los parámetros establecidos

por NSR-10 (Anexo B).

Figura 25. Geometría del perfil metálico, vista frontal e isométrica.

47


Tabla 7. Propiedades del acero A-36.

Densidad 7850 kg/m³



Fuente: Elaboración propia. Adaptado de Galvaceros S.A.

3.1.5 Soldadura

La soldadura se modelo como un anillo de 3 mm de espesor y de 5 mm de altura,

perimetral al vástago del conector, en la zona de conexión con el perfil metálico. Su

geometría se aprecia en la Figura 26. Sus propiedades mecánicas en observan en la Tabla 8.

Figura 26. Anillos de soldadura alrededor del vástago de los conectores.


Tabla 8. Propiedades de la soldadura E70XX.



Fuente: Elaboración propia. Adaptado de American Welding Society.


3.2 Modelado de condiciones de contacto

Los modelos computacionales incluyeron condiciones de contacto tipo “BONDED”

y “FRICTIONLESS”. La primera fue asignada a todas las regiones donde se simularon las

soldaduras, evitando toda posibilidad de separación entre caras o bordes. La segunda

condición fue usada en las superficies en las cuales se posibilitaron desplazamientos entre las

caras tras la aplicación de cargas, procurando que la transferencia de efectos se diera por

efectos mecánicos entre los materiales en cumplimientos con las especificaciones de

Eurocode 4, al no tomar en consideración el aporte de la fuerza de fricción de la interfaz losa-

perfil, donde se presentan separaciones verticales entre los materiales ante bajos incrementos

de carga.

En la Tabla 9 se describen los diferentes contactos presentados en el modelo, así como

el tipo de contacto de cada región.

Tabla 9. Condiciones de contacto entre elementos de modelo estructural en ANSYS.

Elementos de contacto Tipo de contacto

Perfil metálico - Placa de concreto FRICTIONLESS

Perfil metálico - Conectores BONDED

Perfil metálico - Anillos de soldadura BONDED

Conectores - Placa de concreto FRICTIONLESS

Anillos de soldadura - Placa de concreto FRICTIONLESS

Conectores - Anillos de soldadura BONDED


En la Figura 27 y Figura 28 se aprecian ejemplos de las conexiones entre los

diferentes elementos. La primera corresponde a conexión tipo Bonded, mientras que la

segunda es de tipo Frictionless.

Figura 27. Definición de contactos tipo Bonded en modelo estructural.


49

Figura 28. Definición de contactos tipo Frictionless en modelo estructural.


3.3 Discretización de elementos

Para una adecuada interacción entre los elementos, se planteó un mallado progresivo,

siendo más refinado en las zonas de conexión de los conectores, los anillos de soldadura,

perfil y concreto. La configuración usada en los modelos computacionales se aprecia en la

Figura 29 y Figura 30, donde se observa la densificación progresiva de la malla cuyos nodos

convergen hacía el valor de capacidad resistente experimental incrementando su tamaño y

haciéndose más gruesa a medida que se alejaba de las zonas de contacto e interés.

Figura 29. Detallado del mallado en las diferentes geometrías de la sección compuesta.



Figura 30. Detallado del mallado en la sección compuesta (corte longitudinal).


3.4 Análisis de temperatura por soldadura

Se procedió a utilizar uno de los módulos térmicos disponibles en el software para el

análisis térmico, con el cual se asignó la temperatura deseada (acorde a investigaciones

previas) en las geometrías de los anillos de soldadura, con el fin de simular este proceso

mediante pistola para espigos; así mismo, verificar si los esfuerzos residuales generados en

las otras geometrías (como los conectores o el perfil metálico) tenían una incidencia

considerable o no. La asignación de la temperatura se hizo únicamente en la geometría de los

anillos, como se observa en la Figura 31.

Figura 31. Anillos de soldadura con la temperatura aplicada.


saids

Resaltado

saids

Resaltado

saids

Resaltado

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Un poquito más grande.....casi no se ve.

51

3.5 Análisis mecánico

Las condiciones de borde consideradas en los modelos computacionales

desarrollados en ANSYS se presentan en la Tabla 10 y en la Figura 32, con el fin de

identificar su localización. Para llevar a cabo la evaluación de la falla los modelos fueron

corridos buscando el desplazamiento máximo el cual convergiera con la carga

correspondiente a la falla del sistema,

Tabla 10. Condiciones de borde en el modelo estático.

Zona Descripción Condición de borde

(A) Parte inferior del alma del

perfil metálico Restricción al desplazamiento horizontal (Eje Y)

(B) Cara lateral del perfil

metálico

Desplazamiento máximo en sentido vertical (Eje Z)

correspondiente a la carga de falla

(C) Cara lateral de la losa de

concreto

Restricción de desplazamiento vertical (Eje Z) y

desplazamiento en los ejes (X y Y)


Figura 32. Condiciones de borde en el modelo computacional.



Capitulo IV: Análisis y resultados.

4.1. Análisis térmico

Con el propósito de determinar las magnitudes mecánicas de los esfuerzos residuales,

se efectuaron pruebas de caracterización sobre muestras de diferentes conectores de cortante

tipo espigo en los diámetros adoptados para la investigación, como se observa en la Figura

33. Dentro de la concepción del modelo se puede apreciar un elemento geométrico uniendo

las dos piezas metálicas. A este elemento se le aplicó un gradiente de temperatura en la zona

de unión de estos elementos con el fin de inducir esfuerzos térmicos, productos de la

simulación del proceso de soldadura. Esto se realizó previo al análisis mecánico ya que

permitía modificar las curvas esfuerzo-deformación considerando los esfuerzos residuales.

Figura 33. Configuración de modelo térmico.


De forma similar a la configuración para la densidad de la malla del ensayo de Push-

Out, se concentraron los elementos y nodos en las zonas de interés e influencia de los efectos

térmicos, disminuyendo la discretización a medida que se alejaba de la zona de interés como

se observa en la Figura 34.

Figura 34. Configuración de mallado en modelo de análisis térmico.


Un ejemplo de la respuesta térmica del sistema luego del respectivo análisis de

elementos finitos se observa en la Figura 35, donde se evidencia un cono de esfuerzos

residuales alrededor del elemento de transferencia térmica, induciendo una alta concentración

de tensiones en la zona de influencia del vástago del conector, cuyas magnitudes se

53

encuentran representadas en la Tabla 11, siendo evidente una mayor intensidad en conectores

cuya sección transversal es menor.

Tabla 11. Resultado esfuerzos análisis térmico.

Conector Esfuerzo máx (MPa) Esfuerzo ponderado (MPa)

1/2" 159.34 87,70

5/8" 152,8 81,30

3/4" 128,57 71,29


Las tensiones locales producidos por la expansión térmica generan una perdida

gradual de rigidez y resistencia del sistema de la sección compuesta dada la combinación de

los esfuerzos en los conectores de cortante. Por esto, se propone realizar una reducción a la

resistencia del sistema reflejada en la curva de esfuerzo-deformación del material, en

concordancia con la perdida de resistencia en el sistema encontrada. En la Figura 35, Figura

36 y Figura 37 se aprecian las magnitudes de los esfuerzos actuantes y su distribución sobre

los conectores. Con base en estos resultados, se adoptaron restricciones a las propiedades

mecánicas del material de 70 MPa, 80 MPa y 90 MPa para los diámetros de 19,05 mm (3/4”),

15,88 mm (5/8”) y 12,70 mm (1/2”) respectivamente, en consideración a los esfuerzos

ponderados concentrados sobre el vástago de los conectores en función del diámetro.

Figura 35. Detalle de resultados térmicos en espigo de diámetro 3/4".







De igual manera, como se observa en la Figura 38, se encontró una concentración de

esfuerzos sobre el perfil metálico, por lo que también se hizo una reducción de 50 MPa en

este elemento obtenida a partir de los esfuerzos encontrados, los cuales no tuvieron cambios

representativos en consideración a la variación de los diámetros del conector siendo constante

en todas las probetas esta reducción.

55

Figura 38. Esfuerzos térmicos presentes en el perfil metálico.


Se realizaron modelos comparativos con el fin de determinar la variación entre los

resultados con las propiedades de los elementos metálicos sin modificar respecto a aquellos

que ya presentaban la reducción por esfuerzos térmicos. Estos resultados se observan en la

Figura 39, correspondiente a la gráfica del modelo SP-6-21-150-4,5. Es posible apreciar una

reducción de la carga de falla última promedio del 10%, producto del efecto térmico.

Figura 39. Curva de comparación de comportamiento con y sin esfuerzos residuales.


Se aprecia además un comportamiento equivalente sobre la zona de lineal del

material, la reducción se aprecia una vez el material alcanza la tensión de fluencia en el acero

iniciando la plastificación del material.


4.2. Análisis de mecanismos de falla

Existen 3 potenciales estados de falla del sistema, los cuales son:

• Agrietamiento del concreto que circunda al conector en forma cónica.

• Falla del conector por cortante en su base o vástago, sin observarse falla en el

concreto.

• Falla simultánea en el conector y el concreto, donde ambos aportan su máxima

capacidad.

Las suposiciones asumidas hasta el momento reproducen el fenómeno de

plastificación, fisuración, daño y falla del material mediante la aplicación de una carga

basado en los principios de la resistencia de los materiales. En los elementos frágiles como

el concreto, se desarrollan planos de fractura donde generalmente se forma un ángulo

aproximado de 45° respecto a la altura del conector, como se observa en la Figura 40(A) en

ensayos experimentales. Este efecto se logra corroborar en la falla obtenida por medio del

estudio computacional, como se presenta en la Figura 40 (B).

Figura 40. Detalle de cono de falla en ensayos Push-out.

(A) (B)

Fuente: (A) Construcción compuesta acero – concreto. (B) Elaboración propia.

Evaluando la superposición de conos de falla en las configuraciones realizadas, es

recomendable mantener separaciones mayores a la recomendada en los distintos códigos,

como se observa en la Figura 41, los conectores de diámetro ½” (el menor del presente

estudio) presentan la superposición de esfuerzos aun estando a una separación aproximada

de 12 veces el diámetro del conector.

57

Figura 41. Comparación de conos de falla entre diferentes espaciamientos.


La Figura 42 muestra la distribución de esfuerzos presentes sobre el conector de

cortante donde se expone la condición de trabajo a flexión con una alta concentración de

esfuerzos en tensión en la zona posterior del vástago. De los estados de esfuerzos presentes

en los conectores de cada probeta se resalta que el incremento del módulo del concreto genera

que la concentración de esfuerzos sobre el vástago se aleje de la cabeza del conector

comprobando la correspondencia de estos factores como afirma Ollgaard et al.

Figura 42. Transferencia de esfuerzos en el stud.



El mecanismo de falla encontrado en los especímenes de estudio es, en su mayoría,

la falla del concreto, como se aprecia en la Figura 43 (A); mientras que en aquellos

especímenes con menor diámetro (1/2”) la falla se produce por el acero del conector (ver

Figura 43 (B)).

Figura 43. Mecanismo de falla de los modelos.

(A) (B)


4.3. Análisis comparativo con formulación vigente

Se realizó el cálculo del valor de carga de falla estimada acorde a las fórmulas

presentadas en los códigos de AISC y el Eurocodigo, con el fin de validar la variación

presentada entre los modelos realizados y la normativa actual que rige la construcción del

sistema compuesto en estudio (Tabla 12). Se observa una subestimación de la capacidad

última del sistema encontrada por Eurocode derivado de un coeficiente de seguridad,

mientras que, la expresión utilizada en NSR10 y AISC-360 muestran aún con un coeficiente

de seguridad una sobreestimación del valor de diseño.

Tabla 12. Comparación de resultados de falla en modelos computacionales con respecto a

la normatividad vigente.

Modelo Qn (kN) QEurocode (kN) QAISC (kN) Qn/QEurocode Qn/QAISC Material de falla

SP - 6 - 21 - 150 - 4,5 68,76 82,09 96,28 0,84 0,71 CONCRETO

SP - 5 - 21 - 450 - 4,5 51,27 57,00 66,86 0,90 0,77 CONCRETO

SP - 4 - 21 - 300 - 5,5 45,18 36,48 42,79 1,24 1,06 ACERO CONECTOR

SP - 6 - 21 - 150 - 6,5 64,69 82,09 96,28 0,79 0,67 CONCRETO

SP - 5 - 21 - 450 - 6,5 51,42 57,00 66,86 0,90 0,77 CONCRETO


SP - 6 - 28 - 150 - 5,5 77,28 82,09 119,47 0,94 0,65 CONCRETO

SP - 5 - 28 - 450 - 5,5 57,90 57,00 82,96 1,02 0,70 CONCRETO

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Tilde.

59

Modelo Qn (kN) QEurocode (kN) QAISC (kN) Qn/QEurocode Qn/QAISC Material de falla


SP - 6 - 35 - 150 - 4,5 83,28 82,09 141,23 1,01 0,59 CONCRETO

SP - 5 - 35 - 450 - 4,5 64,88 57,00 98,08 1,14 0,66 CONCRETO


SP - 6 - 35 - 150 - 6,5 83,61 82,09 141,23 1,02 0,59 CONCRETO

SP - 5 - 35 - 450 - 6,5 63,86 57,00 98,08 1,12 0,65 CONCRETO

SP - 6 - 28 - 300 - 5,5 76,34 57,00 119,47 1,34 0,64 CONCRETO


Los resultados de falla acorde a la metodología del Eurocode y del AISC, junto con

los valores de los modelos computacionales sin consideración de coeficientes de reducción

de capacidad se presentan en la Figura 44, resaltando la correspondencia de la expresión de

la AISC en aquellos ensayos que presentaron falla sobre el conector de cortante.

Figura 44. Comparación de resultados obtenidos con las cargas de falla de AISC y

Eurocode.


4.4. Análisis Estadístico

El análisis paramétrico del presente trabajo se realizó en el software

STATGRAPHICS Centurion, desarrollando el estudio estadístico con el fin de conocer la

relevancia de las variables analizadas en el sistema.


En la Figura 45 se presenta el diagrama de interacción para todas las variables

analizadas en esta investigación: La resistencia del concreto (variable A), el espaciamiento

entre conectores (variable B) y la relación altura-diámetro “h/d” (variable C).

Ya que no se presenta interacción entre los efectos estudiados, por no existir

intersección en las curvas donde se evalúan efectos conjuntos, es posible hacer un análisis de

cada variable de forma independiente; y de este modo, realizar exclusión de algunos de los

factores.

Figura 45. Diagrama de interacción.

Fuente: Elaboración propia

Figura 46. Diagrama de Pareto con todas las variables analizadas.


Acorde a lo mostrado en el diagrama de pareto con todas las variables analizadas (ver

Figura 46), se evidencia que las interacciones entre componentes son poco representativas,

por lo que se eliminaron dichos elementos, con el fin de obtener un modelo con las variables

realmente más representativas; obteniendo de esta forma el esquema mostrado en la Figura

61

47, en el que se presentan factores que cruzan la línea demarcada por el diagrama, indicando

una significancia relevante.

Figura 47. Diagrama de Pareto con variables excluidas.


Debido a la poca incidencia estadística que tenía la relación altura-diámetro, se

procedió a reemplazar esta variable por el área del conector (As) para observar si existía una

mayor relevancia o interacción con este cambio. Como se aprecia en la Figura 48, esta nueva

variable resultó ser la de mayor relevancia estadística. Además, con su inclusión, el nivel de

importancia de los demás factores también se modificó, así como las interacciones entre las

variables.

Figura 48. Diagrama de pareto con área de conector.



Aquellas interacciones y factores que no presentaban significancia estadística, bajo

la metodología de ensayos estudiada, fueron excluidas; tal es el caso de la variable de

espaciamiento; obteniendo de esta forma el pareto mostrado en la Figura 49. Se aprecia que

aquellas variables más representativas son el área del conector y la resistencia del concreto.

Figura 49. Diagrama de pareto con área de conector y variables excluidas.


4.5. Propuesta de ajuste de formulación de diseño

Para la realización de la propuesta de ajuste de la formulación de diseño de conectores

tipo espigo, se realizaron una serie de iteraciones en los que se modificaron factores

exponentes de variables contempladas en la formulación actual, como lo son el valor del

módulo de elasticidad y resistencia a la compresión del concreto, el área transversal del

conector y el espaciamiento entre conectores. Esta propuesta de ajuste de la formulación fue

de la forma:

Qcr = a Ecb f'cc Asd Se

(18)

Donde los valores constantes a, b, c, d y e se modificaban paulatinamente con el fin

de ajustarlos de forma no lineal para obtener el mejor ajuste con base en los resultados

obtenidos.

Los resultados de las iteraciones realizadas, el coeficiente de correlación y el valor

del porcentaje de error promedio entre la formulación usada y el valor obtenido en los

modelos computacionales se encuentran en la Tabla 13, donde solo se tomaron en

consideración los ensayos donde la falla fue evidenciada sobre el concreto.

saids

Resaltado

saids

Nota adhesiva

Valdría la pena en estas gráficas resumir el significado de los valores del efecto estandarizado para cada tabla.

63

Tabla 13. Factores obtenidos en proceso iterativo de regresión no lineal.

Modelo General: a Ecb f'cc Asd Se

Iteración Exponentes obtenidos Coeficiente de

correlación

% Error

promedio a b c d e

1 1,030 0,660 0,110 0,740 0,000 0,99 2,34

2 1,024 0,663 0,111 0,732 0,000 0,99 0,28

3 1,002 0,500 0,500 0,782 0,015 0,97 -1,68

4 0,210 0,500 0,500 1,000 0,080 0,98 -5,43

5 0,234 0,610 0,140 1,000 0,078 0,98 -4,45

6 1,400 0,600 0,160 0,750 0,013 0,98 1,26

7 0,287 0,357 0,357 1,218 0,155 0,97 -8,29

8 1,000 0,489 0,187 1,000 0,011 0,99 -2,84

9 1,290 0,618 0,131 0,752 0,007 0,99 0,46

10 1,000 0,500 0,055 1,000 0,073 0,97 -2,24

11 1,000 0,500 0,082 1,000 0,052 0,98 -4,34

12 1,400 0,600 0,160 0,750 0,010 0,99 -0,28

13 1,470 0,644 0,117 0,703 -0,007 0,99 0,54

14 1,467 0,631 0,123 0,716 0,000 0,99 0,35

15 1,910 0,442 0,000 0,821 0,000 0,98 -2,31

16 3,513 0,324 0,000 1,000 0,000 0,99 -4,94

17 1,470 0,630 0,120 0,720 0,000 0,99 0,15


Se graficaron los resultados obtenidos en los modelos computacionales y, finalmente,

fue la iteración 17 la que presentó los mejores valores de ajuste. Esto se puede apreciar en la

Figura 50.


Figura 50. Regresión no lineal usada y valores obtenidos de los modelos computacionales.


Dada la poca representatividad que se evidenció en el análisis paramétrico sobre la

variable de la separación entre conectores, el exponente asociado a este parámetro se ajustó

en las iteraciones de la regresión a un valor de cero.

Finalmente, se resalta que fueron tomados en consideración aquellos resultados cuyo

mecanismo de falla fue gobernado por el concreto, mientras que, aquellos donde falló el

conector fueron omitidos en este análisis.

La formulación propuesta, acorde a los resultados obtenidos y con base en los análisis

estadísticos e iteraciones bajo las consideraciones mencionadas se evidencia en la expresión

(19).

𝑸𝒄𝒓 = 𝟏. 𝟒𝟕 ∗ 𝑬𝒄𝟎.𝟔𝟑𝒇′𝒄

𝟎.𝟏𝟐𝑨𝒔

𝟎.𝟕𝟐 ≤ 𝑹𝒈𝑹𝒑𝑨𝒔𝑭𝒖 (19)





La correlación de los resultados experimentales con los resultados propuestos por la

propuesta de ajuste de la formulación de cálculo se presenta en la Figura 51, evidenciando

una tendencia lineal.

65

Figura 51. Correlación de los resultados.


En la Figura 52 se presenta la superficie de respuesta para los resultados obtenidos,

a partir de un análisis estadístico de interpolación de resultados para configuraciones no

simuladas, con base en los ensayos realizados y la formulación propuesta. Se evidencia que

la capacidad máxima del sistema se ve afectada por el incremento de la resistencia del

concreto o del área del conector, o una combinación de ambos factores. De igual manera, en

la Figura 53 se presenta la gráfica de contorno para estos resultados.

Figura 52. Superficie de respuesta para formulación propuesta.



Figura 53. Superficie de contorno para formulación propuesta.


67

Conclusiones

• Se realizó un estudio de la influencia de parámetros geométricos y mecánicos en la

capacidad de resistencia última de los conectores tipo espigo en sistemas compuestos de

acero y concreto, empleando simulación numérica. Este análisis permitió definir los

parámetros de mayor influencia, los cuales fueron adoptados a una propuesta de diseño,

con una correspondencia del 99% y una desviación promedio del 2,4%.

• La modelación numérica y la experimentación son herramientas de investigación

complementarias. Los métodos numéricos brindan soluciones aproximadas a los

fenómenos físicos, por lo que no están exentos de errores, los cuales deben ser

controlados con una adecuada calibración a partir de resultados experimentales.

• Producto de los esfuerzos locales, se presenta una concentración de esfuerzos térmicos

mayores en conectores de cortante con menor diámetro. Al efectuar una relación entre

los modelos con las reducciones adoptadas se obtuvo una disminución del 10% de la

capacidad última del sistema presente una vez el material inicia la plastificación.

• El modelo elasto-plástico bilineal para la relación esfuerzo deformación unitaria del acero

presentado por Eurocode, asignado en la simulación numérica al material del conector,

no permite representar las condiciones de endurecimiento por deformación y la posterior

reducción gradual de la capacidad de carga que se evidencia en el comportamiento de las

probetas experimentales.

• Se ha comprobado la factibilidad de estudiar las estructuras compuestas, a través de la

simulación numérica, observándose correspondencia entre los resultados numéricos y los

resultados experimentales. Lo anterior permite validar la aplicación del Método de

Elementos Finitos, así como las consideraciones de modelación, en el estudio del

comportamiento de conectores.

• Existe la necesidad de optimización de las expresiones de cálculo de capacidad de

conectores tipo espigo vigentes en la norma colombiana, así como en las principales

normativas internacionales para sección compuesta de viga y losa maciza de concreto,

pues se evidencia una sobreestimación de los resultados de capacidad en conectores de

cortante tipo espigo.

• Mediante un análisis estadístico, con los datos obtenidos para las configuraciones

simuladas, se obtuvo una aproximación numérica al comportamiento de conectores de

cortante tipo espigo en función de la resistencia a compresión del concreto y el área

transversal del espigo, para falla en el concreto y fue adoptada la expresión de cálculo de

AISC-360 para falla del conector de cortante.


Recomendaciones

• Se propone el estudio del coeficiente α presentado por Eurocode en consideración de la

relación (h/d) inferior a 3, para conectores cortos, evaluando la posible incidencia de otras

variables.

• Bajo las consideraciones adoptadas en este trabajo, la variable del espaciamiento no es

representativa. Sin embargo, se recomienda hacer la validación de esta consideración

mediante ensayos a flexión en vigas. Adicionalmente, la posibilidad de instalar dos

hileras de conectores sobre el perfil metálico, bajo la tipología de losa maciza, y con

lámina colaborante.

• Se recomienda llevar a cabo la fabricación y experimentación de la configuración

planteada, con el objetivo de validar cuantitativamente los resultados presentados en esta

investigación, y estudiar, de igual manera, por medio de ensayos de flexión, una

correlación con los datos presentados.

• Realizar investigaciones que permitan optimizar la capacidad de sistemas compuestos,

haciendo uso de otras tipologías de conectores de cortante bajo un enfoque similar al

expuesto en la presente investigación.

• Es necesario realizar un análisis detallado en consideración de secciones compuestas bajo

el uso de láminas de Steel deck.

69

Bibliografía

A. Bouchair, J. Bujnak, P. Duratna and A. Lachal. (2012). Modeling of the steel-concrete

push-out test, Procedia Engineering. p. 103-107.

American Institute of Steel Construction (AISC). (1993). Load and Resistance Factor

Design Specification for Structural Steel.

American Institute of Steel Construction (AISC). (2016). Specification for Structural Steel

Buildings. (AISC-360-16).

American Welding Society (AWS). (2004). Specification for Carbon Steel Electrodes for

Shielded Metal Arc Welding. p. 12-13.

Anderson, N. Meinheit, D. (2005). Pryout Capacity of Cast-In Headed Stud Anchors. PCI

Journal. p. 98.

ANTEC CONSTRUCTION. Shear Connectors.

Canadian Standards Association (CSA). (1994). Limit States Design of Steel Structures.

CAN/CSA-S16.1-94.

Canadian Standards Association (CSA). (2000). Canadian Highway Bridge Design Code.

(CAN/CSA-S6-00 (R2005).

Davies, C. (1969), "Tests on half-scale steel-concrete composite beams with welded shear

connectors", The Structural Engineer, 47(1), 20-40, January.

Doinghaus, P. Goralsky, C. Will, N.. (2004). Design rules for composite structures with

high performance steel and high performance concrete, University of Technology.

p. 139-149.

Dongyan, X. Yuqing, L. Zhen, Y., Jun, H.. (2010). Static behavior of multi-stud shear

connectors for steel-concrete composite bridge, Journal of Constructional Steel

Research. p. 1-16.

Driscoll, G. C. Jr. & Slutter, R. G., "Research on composite design at Lehigh University,

Proc. AISC, National Engineering Conference, (1961), Reprint No. 180 (61-8)"

(1961). Fritz Laboratory Reports. Paper 1814.

EN 1993-1-1 (2005) (English): Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-1: General

rules and rules for buildings.

EN 1994-1-1 (2004) (English): Eurocode 4: Design of composite steel and concrete

structures – Part 1-1: General rules and rules for buildings.

Erazo, L. (2017). Comportamiento de Conectores de Cortante Tipo Tornillo en Secciones

Compuestas con Lámina Colaborante. Universidad Nacional de Colombia.

Galvaceros S.A. Acero laminado en caliente.

Galvaceros S.A. Conectores de Cortante.


García Zamora, A., & Molina Herrera, M. (2008). Laminated steel and concrete slab

composite beam behavior using grade two shear connector screws. Ingeniería e

Investigación, 28(3), 11-21. https://doi.org/10.15446/ing.investig.v28n3.15115.

GERDAU CORSA. EL ACERO HOY. Construcción compuesta acero – concreto. México.

Guzmán H. Carlos V., Vásquez G. Luis. (2014). Comparación de conectores de cortante

tipo espigo con cabeza con tipo perno sobre tablero metálico, Universidad Nacional.

p. 1-13.

H. Hernández, J. Bonilla, G. Rodríguez, (2014), Estudio del comportamiento de vigas

compuestas de hormigón y acero mediante simulación numérica, Cuba, Universidad

de Ciego de Ávila.

H. Hernández, J. Bonilla, G. Rodríguez, (2014), Estudio del comportamiento de vigas

compuestas de hormigon y acero mediante simulación numerica, Cuba, Universidad

de Ciego de Ávila.

H.B. Shim, K.S. Chung & S.H. Jang, S.J. Park & J.H. Lee. (2010). Push-out tests on shear

studs in high strength concrete, Korea concrete institute. p. 831-834.

Hurtado, A. Molina, M y Linero, D (2008). “Comportamiento de conectores de cortante

tipo tornillo de resistencia grado dos para un sistema de sección compuesta”.

INGENIERÍA E INVESTIGACIÓN VOL. 28 No. 2, 4-14

I. M. Viest. (1956). Investigation of Stud Shear Connectors for Composite Concrete and

Steel T -Beams, American Concrete Institute, 52 - 56. p. 875-891.

J. Bonilla, L. Bezerra, C. Recarey, E. Mirambell and R. Quevedo. (2015). Study of stud

shear connectors behaviour in composite beams with profiled steel sheeting,

Universidad de Ciego de Ávila,. p. 47-54.

J. G. Ollgaard, R. G. Slutter, J. W. Fisher. (1971). Shear strength of stud connectors in

lightweight and normal weight concrete,, Lehigh University. p. 55-64.

Jianan Qi, Jingquan Wang, Ming Li and Leilei Chen.. (2016). Shear capacity of stud shear

connectors with initial damage: experiment, fem model and theoretical formulation,

Southeast University. p. 79-91.

Jiménez Carballo, C. Temperatura y expansión térmica. Escuela de Física. Instituto

Tecnológico de Costa Rica.

Johnson, R. P. (1994). Composite Structures of Steel and Concrete. (2nd ed., Vol. 1).

Jonh A. Grant, Jr., John W. Fisher, Roger G. Slutter. (2003). composite beams with formed

steel deck, Lehigh University. p. 1-17.

Koellhoffer, L., Manz, A.F., & Hornberger, G. (1987). Welding processes and practices.

United States: John Wiley and Sons Inc.

L.R. Marconcin, R.D. Machado, M.A. Marino. (2010). Numerical modeling of steel-

concrete composite beams, Revista IBRACON de estructuras y materiales. p. 453-

461.

https://doi.org/10.15446/ing.investig.v28n3.15115

71

Lam, D. El-Lobody, E. (2005). Behavior of Headed Stud Shear Connectors

in Composite Beam, Journal of structural engineering. p. 96-107.

Lyons (1994) Lyons, J. C.; Easterling, W. S.; Murray, T. M. (1994): Strength of Welded

Shear Studs. Report No. CE/VPI-ST 94/07. Virginia Polytechnic Institute and State

University, Blacksburg, VA.

MINISTERIO DE AMBIENTE, VIVIENDA Y DESARROLLO TERRITORIAL,

Reglamento Colombiano de construcción sismo resistente. NSR-10, Segunda

actualización, Bogotá, Asociación Colombiana de Ingeniería Sísmica. AIS, 2010.

Molkens, T. Dobric, J. Rossi, B.. (2019). Shear resistance of headed shear studs welded on

welded plates in composite floors, Engineering Structures. p. 1-16.

National Standard of The People's Republic of China. (2003). Code for Design of Steel

Structures. GB 50017-2003.

Navarrete Bautista, J. (2003). Secciones compuestas de acero – concreto. Instituto

Politécnico Nacional. Escuela Superior de Ingeniería y Arquitectura Unidad

Zacatenco.

New Steel Construction (2015). Design of composite beams with a reduced level of shear

connection. P. 1. Taken from https://www.newsteelconstruction.com/wp/design-of-

composite-beams-with-a-reduced-level-of-shear-connection/

Oehlers, D. Johnson, R. (1987). The strength of stud shear connections in composite beams,

The Structural Engineer. p. 44-48.

Raj, PV. Sathiya, P. M, E. (2017). An analytical and experimental investigation of shear

connectors in composite sections, International Research Journal of Engineering and

Technology. p. 995 - 998.

Rambo-Roddenberry, M. D. (2002): Behavior and Strength of Welded Stud Shear

Connectors. PhD. Thesis University of Blacksburg, Virginia, EE.UU

Roger G. Slutter, George C. Driscoll, Jr.. (1963). Flexural strength of steel and concrete

composite beams,, Lehigh University. p. 9-41.

Roger G. Slutter, George C. Driscoll, Jr.. (1963). Flexural strength of steel and concrete

composite beams,, Lehigh University. p. 9-41.

Wang, Q. Liu, Y. Luo, J. Lebet, J.. (2011). Experimental Study on Stud Shear Connectors

with Large Diameter and High Strength, Tongji University. p. 340-343.

Weichen, X.; Min, D. Hua, W. Ziwen L. (2008). Static Behavior and Theoretical Model of

Stud Shear Connectors, Journal of bridge engineering. p. 623 - 634.


ANEXO A Registro completo de resultados de modelos

computacionales

Probeta: SP - 6 - 28 - 300 - 5,5 Carga maxima [kN]: 150,78

Carga por conector [kN]: 75,39

Desplazamiento [mm]: 10,28

Tipo de falla: Concreto

Carga Eurocode [kN]: 82,09 Tipo de falla: Concreto

Carga AISC [kN]: 96,20 Tipo de falla: Conector

Carga [kN]Desplazamiento

[mm]

0,00 0,00

52,90 0,30

60,52 0,34

67,24 0,38

75,77 0,43

85,28 0,52

94,32 0,64

101,81 0,83

108,84 1,12

116,15 1,54

123,96 2,18

131,84 3,15

136,57 4,00

139,73 4,79

142,10 5,54

143,94 6,26

145,52 6,96

146,82 7,64

147,99 8,31

149,02 8,98

149,95 9,64150,78 10,28

151,53 10,92

152,21 11,55

152,68 12,00

Esfuerzo [MPa]

Evaluación analítica de parámetros no considerados en la formulación de resistencia nominal de conectores

tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]

Curva Carga - Desplazamiento esfuerzos locales

SP - 6 - 28 - 300 - 5,5

Falla Eurocode

Falla AISC




Tipo de falla: Conector




[mm]

0,00 0,00

40,97 0,25

45,82 0,28

49,99 0,30

55,61 0,34

60,69 0,38

66,98 0,43

74,51 0,52

83,07 0,65

91,10 0,84

96,03 1,03

101,05 1,32

106,53 1,75

112,48 2,40

118,29 3,25

122,51 4,03

125,76 4,76

128,34 5,45

130,39 6,12

132,04 6,78

133,47 7,44

134,55 8,01

135,52 8,59

136,38 9,16

137,16 9,73

137,51 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 6 - 21 - 150 - 4,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

30,85 0,23

35,03 0,25

38,72 0,28

43,56 0,31

49,29 0,37

55,98 0,46

63,04 0,58

69,16 0,78

74,35 1,06

79,41 1,50

83,93 2,07

87,32 2,64

90,25 3,25

92,64 3,85

94,53 4,43

95,85 4,94

96,99 5,44

98,17 6,01

99,25 6,58

100,17 7,16

100,89 7,67

101,56 8,18

102,17 8,68

102,53 9,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 5 - 21 - 450 - 4,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

24,68 0,18

26,89 0,19

28,91 0,21

31,69 0,23

35,42 0,27

40,03 0,32

45,25 0,40

50,67 0,52

55,40 0,70

58,67 0,89

62,47 1,16

66,78 1,57

70,49 2,03

73,25 2,44

75,72 2,85

77,86 3,26

79,75 3,66

81,64 4,11

83,30 4,55

84,61 4,93

85,83 5,32

86,94 5,70

87,96 6,09

88,98 6,47

89,98 6,85

90,35 7,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 2 3 4 5 6 7

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 4 - 21 - 300 - 5,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

13,54 0,10

15,75 0,11

17,83 0,12

20,83 0,13

25,08 0,15

30,90 0,17

38,91 0,21

48,06 0,27

55,54 0,34

65,23 0,43

76,27 0,56

86,52 0,77

94,20 1,08

101,10 1,54

108,14 2,23

113,94 3,05

118,21 3,86

121,38 4,62

123,82 5,36

125,71 6,08

127,24 6,79

128,40 7,42

129,38 8,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 6 - 21 - 150 - 6,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

35,54 0,28

37,55 0,29

39,39 0,30

41,75 0,31

44,82 0,34

48,86 0,38

53,90 0,43

59,52 0,51

65,39 0,64

70,59 0,83

75,05 1,11

79,54 1,53

84,14 2,17

88,10 2,91

91,05 3,61

93,26 4,28

94,93 4,90

96,24 5,48

97,28 6,03

98,19 6,58

98,98 7,12

99,61 7,59

100,19 8,07

100,7 8,54

101,17 9,00

102 9,93

102,61 10,69

102,83 11

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 5 - 21 - 450 - 6,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,0021,12 0,1322,83 0,1424,40 0,1526,62 0,1629,66 0,1833,49 0,2238,36 0,2744,39 0,3450,55 0,4655,57 0,6359,82 0,8864,03 1,2767,15 1,6570,65 2,2373,50 2,8475,74 3,4577,66 4,1179,17 4,7580,44 5,3781,48 5,9982,37 6,6083,16 7,2083,86 7,7884,49 8,3685,05 8,9385,56 9,4985,69 9,6585,82 9,8085,90 9,9085,81 9,9585,84 9,9785,87 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 4 - 28 - 300 - 4,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

43,26 0,25

48,39 0,27

53,27 0,30

60,07 0,33

68,97 0,38

79,50 0,46

90,91 0,57

101,15 0,75

109,12 1,01

114,61 1,27

120,80 1,65

127,76 2,24

134,84 3,07

139,29 3,82

142,45 4,51

144,87 5,18

146,73 5,82

148,28 6,43

149,66 7,04

150,82 7,63

151,88 8,21

152,83 8,79

153,68 9,35

154,13 9,68

154,56 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 6 - 28 - 150 - 5,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

33,54 0,25

38,30 0,28

42,27 0,30

47,42 0,34

53,83 0,40

61,46 0,48

69,23 0,61

75,80 0,80

81,85 1,09

88,50 1,52

94,91 2,17

99,76 2,90

102,95 3,58

105,31 4,23

107,24 4,85

108,79 5,45

110,10 6,04

111,12 6,57

112,04 7,09

112,85 7,60

113,59 8,12

114,26 8,63

114,87 9,13

115,49 9,70

115,8 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 5 - 28 - 450 - 5,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

48,02 0,50

49,56 0,52

50,91 0,55

52,66 0,58

54,81 0,63

57,31 0,71

59,86 0,82

62,24 1,00

65,16 1,26

68,78 1,64

72,36 2,21

74,94 2,76

76,87 3,30

78,39 3,83

79,58 4,34

80,55 4,83

81,39 5,31

82,14 5,79

82,81 6,26

83,34 6,68

83,83 7,09

84,29 7,50

84,73 7,91

85,14 8,32

85,53 8,73

85,90 9,14

86,25 9,55

86,63 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 4 - 28 - 300 - 6,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

45,34 0,23

51,34 0,25

56,85 0,28

64,36 0,31

74,37 0,37

86,83 0,46

99,75 0,58

109,55 0,78

117,83 1,06

126,89 1,50

136,53 2,15

145,93 3,12

151,79 4,08

155,79 4,97

158,79 5,82

161,26 6,65

163,38 7,47

164,97 8,19

165,77 8,60

166,56 9,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 6 - 35 - 150 - 4,5

Falla Eurocode

Falla AISC





Carga Eurocode [kN]: 57,00 Tipo de falla: Conector



[mm]

0,00 0,00

42,42 0,25

52,08 0,30

59,88 0,35

68,92 0,43

78,11 0,54

85,14 0,71

91,29 0,97

98,21 1,35

105,40 1,93

112,53 2,79

116,79 3,66

119,68 4,48

121,93 5,27

123,68 6,04

125,14 6,80

126,41 7,54

127,48 8,25

128,44 8,94

129,29 9,61

129,76 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 5 - 35 - 450 - 4,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

34,51 0,23

37,52 0,25

40,23 0,27

43,92 0,30

48,76 0,36

53,90 0,43

58,59 0,55

62,82 0,72

67,11 0,98

71,59 1,37

76,31 1,95

80,91 2,75

84,00 3,48

86,24 4,17

88,03 4,83

89,42 5,48

90,58 6,11

91,56 6,73

92,43 7,34

93,23 7,9493,95 8,53

94,12 9,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 4 - 35 - 300 - 5,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

46,95 0,25

53,83 0,28

60,13 0,31

68,66 0,36

79,63 0,43

92,46 0,54

104,51 0,69

113,90 0,93

122,58 1,29

131,71 1,82

141,15 2,62

148,41 3,51

153,06 4,38

156,42 5,23

159,07 6,06

161,26 6,88

163,08 7,68

164,48 8,39

165,74 9,09

166,50 9,55167,22 10,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 6 - 35 - 150 - 6,5

Falla Eurocode

Falla AISC








[mm]

0,00 0,00

41,24 0,23

45,38 0,25

49,24 0,27

54,38 0,30

61,02 0,34

68,77 0,41

76,89 0,52

83,81 0,67

89,93 0,91

96,48 1,26

103,38 1,78

110,32 2,57

115,42 3,50

118,76 4,39

121,21 5,22

122,98 6,00

124,40 6,76

125,60 7,49

126,67 8,20

127,21 8,60127,72 9,00

Esfuerzo [MPa]


tipo espigo

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Car

ga [

kN]

Desplazamiento [mm]


SP - 5 - 35 - 450 - 6,5

Falla Eurocode

Falla AISC


ANEXO B Verificación de pandeo local sobre perfil metálico

89

El pandeo local es un fenómeno producido en los elementos estructurales cuando son

sometidos a cargas a compresión, que puede generar una magnitud a tensión sobre los

elementos del perfil. El perfil HEB-260 fue seleccionado a partir de las especificaciones

recomendadas por Eurocode 4. Las propiedades geométricas del perfil se resumen en la

siguiente tabla.

Propiedades

Perfil HEB 260

Inercia [mm4] Eje débil 51350000

Eje fuerte 149200000

Ag (mm²) 11800

rx(mm) 112

ry(mm) 66

tw [mm] 10

tf [mm] 17,5

bf [mm] 260

hw [mm] 177

E [MPa] 200000

Fy [MPa] 250

Fu [MPa] 400

El cumplimiento de la sección con los valores presentados por la norma NSR-10 sobre

su tabla F.2.2.4.1a se evidencian a continuación:

Respecto a la relación de ancho y espesor de la aleta:

(𝑏𝑓2

)

𝑡𝑓 ≤ 0,56 √

𝐸

𝐹𝑦

(260

2)

17,5 ≤ 0,56 √

200000

250

7,43 ≤ 15,84. Entonces se considera una sección compacta.

Respecto a todos los elementos atiesados:

ℎ𝑤

𝑡𝑤 ≤ 1,49 √

𝐸

𝐹𝑦

(177)

10 ≤ 1,49 √

200000

250

17,70 ≤ 42,14. Entonces se considera una sección compacta.

evaluación analítica de parámetros no considerados en la

Documents