anÁlisis del comportamiento de placas de concreto …

ANÁLISIS DEL COMPORTAMIENTO DE PLACAS DE CONCRETO FUNDIDAS

SOBRE TABLERO METÁLICO EN SECCIÓN COMPUESTA CON PERFILES DE

ACERO FORMADOS EN FRÍO USANDO CONECTORES DE CORTANTE TIPO

CANAL

Trabajo de grado presentado por

MÓNICA ALEJANDRA PÉREZ MOLINA

Como requisito parcial para optar al título de

MAGÍSTER EN INGENIERÍA CIVIL

UNIVERSIDAD MILITAR NUEVA GRANADA

FACULTAD DE INGENIERÍA

MAESTRÍA EN INGENIERÍA CIVIVL

Bogotá D.C., Colombia

2020

ii

ANÁLISIS DEL COMPORTAMIENTO DE PLACAS DE CONCRETO FUNDIDAS

SOBRE TABLERO METÁLICO EN SECCIÓN COMPUESTA CON PERFILES DE

ACERO FORMADOS EN FRÍO USANDO CONECTORES DE CORTANTE TIPO

CANAL

MÓNICA ALEJANDRA PÉREZ MOLINA

APROBADO:

Andrés Cárdenas

Tutor

________________________________

Andrés Fernando Guzmán Guerrero

________________________________

Edgar Ricardo Rueda Toscano

Jurado Jurado

Bogotá D.C. 09 de abril de 2020

iii

Nota de advertencia

“La universidad no se hace responsable de los conceptos emitidos por sus estudiantes

en sus proyectos de trabajo de grado, soló velará por la calidad académica de los mismos, en

procura de garantizar su desarrollo de acuerdo a la actualidad del área disciplinar respectiva.

En el caso de presentarse cualquier reclamación o acción por parte de un tercero en cuanto a

los derechos de autor sobre la obra en cuestión, el estudiante – autor asumirá toda la

responsabilidad y saldrá en defensa de los derechos. Para todos los derechos la universidad

actúa como un tercero de buena fe”. (Ley 23 de 1982, Ley 44 de 1993, Decisión Andina 351

de 1993, Decreto 460 de 1995)

iv

Agradecimientos

Gracias especiales al Ingeniero Andrés Cárdenas por todo el apoyo y el tiempo que dedicó

asesorándome en este proyecto.

Gracias a la Universidad Militar Nueva Granada por darme la oportunidad de hacer parte de

esta gran familia.

v

Dedicatoria

A Dios por acompañarme todos los días.

A mi esposo y a mi mamá por acompañarme en este sueño.

A mi familia por todo el amor que me brindan.

vi

Tabla de Contenido

RESUMEN ............................................................................................................................. XI

CAPÍTULO 1: INTRODUCCIÓN .......................................................................................... 1

1.1 Planteamiento del problema 1

1.2 Justificación 2

1.3 Objetivos 2

CAPÍTULO 2: ANTECEDENTES Y ESTADO DEL ARTE ................................................. 4

2.1 Antecedentes 4

2.2 Estado del arte 11

CAPÍTULO 3: MARCO DE REFERENCIA ........................................................................ 13

3.1 Marco conceptual 13

3.2 Marco teórico 16

3.2.1 Resistencia a la flexión de vigas compuestas ......................................................... 17

3.2.2 Conectores de cortante ........................................................................................... 20

3.2.3 Deflexiones ............................................................................................................ 21

3.2.4 Vigas compuestas con tablero metálico ................................................................. 23

3.2.5 Consideraciones sobre los perfiles formados en frío ............................................. 24

CAPÍTULO 4: MATERIALES Y MÉTODOS ..................................................................... 26

4.1 Herramientas, aparatos, materiales o instrumentos 26

4.2 Diseño de las muestras de ensayo 26

4.2.1 Diseño de las muestras para ensayos de corte directo .............................................. 26

4.2.2 Diseño de las muestras para ensayos de flexión ....................................................... 28

4.3 Modelación de las muestras de ensayo a flexión 31

4.4 Elaboración de las muestras de ensayo 31

4.4.1 Probetas para ensayo de corte directo ....................................................................... 32

4.4.2 Probetas para ensayo de flexión ................................................................................ 34

vii

4.5 EJECUCIÓN DE ENSAYOS 37

4.5.1 Ensayo a corte directo ............................................................................................... 37

4.5.2 Ensayo a flexión ..................................................................................................... 39

CAPÍTULO 5: RESULTADOS ............................................................................................. 40

5.1 Cálculo teórico de las muestras de ensayo a corte directo 40

5.2 Cálculo teórico de las muestras de ensayo a flexión 41

5.3 MODELACIÓN DE LAS MUESTRAS DE ENSAYO A FLEXIÓN 43

5.4 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS A CORTE DIRECTO 44

5.5 Resultados de los ensayos a Flexión 51

5.6 Análisis de resultados de los ensayos a corte directo 62

5.7 Análisis de resultados de los ensayos a flexión 63

5.8 Análisis de elementos finitos: verificación de pandeo elástico en perfil de lámina delgada

66

REFERENCIAS ..................................................................................................................... 74

ANEXOS ............................................................................................................................... 78

Anexo 1 Resultado de ensayos de cilindros de concreto a compresión 79

Anexo 2 Certificados de calidad 80

Anexo 3 Modelo con elementos finitos 82

viii

Lista de Tablas

Tabla 1 Características de los materiales ............................................................................... 27 Tabla 2 Propiedades geométricas y mecánicas de los materiales .......................................... 28 Tabla 3 Características de los materiales ............................................................................... 29 Tabla 4 Propiedades geométricas y mecánicas de los materiales .......................................... 30 Tabla 5 Capacidad de los conectores de cortante y carga de falla esperada de la probeta 1 . 40 Tabla 6 Capacidad de los conectores de cortante y carga de falla esperada de la probeta 2 . 41 Tabla 7 Capacidad nominal a flexión y deflexión esperadas de la probeta 4 ........................ 42 Tabla 8 Capacidad nominal a flexión y deflexión esperadas de la probeta 5 ........................ 42 Tabla 9 Capacidad nominal a flexión y deflexión esperadas de la probeta 6 ........................ 42 Tabla 10 Comparación de la capacidad teórica y experimental de la probeta 1 .................... 62 Tabla 11 Comparación de la capacidad teórica y experimental de la probeta 2 .................... 62 Tabla 12 Comparación de la capacidad y la deflexión teórica y experimental de la probeta 4

........................................................................................................................................ 64 Tabla 13 Comparación de la capacidad y la deflexión teórica y experimental de la probeta 5

........................................................................................................................................ 65 Tabla 14 Comparación de la capacidad y la deflexión teórica y experimental de la probeta 6

........................................................................................................................................ 65 Tabla 15 Comparación de la deflexión teórica y experimental de las probetas 4 y 5 ............ 66

ix

Lista de Figuras

Figura 1 Prototipo a corte directo ............................................................................................ 7

Figura 2 Probeta para ensayo de corte directo con losa maciza (dimensiones en mm) ........... 9

Figura 3 Tipos de conectores de cortante usados en las muestras de corte directo ............... 10

Figura 4 Descripción del modelo de ensayo de corte directo ............................................... 15

Figura 5 Descripción del modelo de ensayo de Flexión ........................................................ 15

Figura 6 Entrepiso en sección compuesta .............................................................................. 16

Figura 7 Proyectos utilizando tubería de 5 cm de ancho como viguetas de entrepiso ........... 17

Figura 8 Capacidad plástica de una sección compuesta. a) sección transversal. b) la viga de

acera está solicitada totalmente por fluencia en tensión. c) El ENP resulta ubicado en la

viga de acero .................................................................................................................. 20

Figura 9 Límites dimensionales para tablero metálico según NSR-10 F. 2.9.3-1 ................. 23

Figura 10 Área de concreto en compresión efectiva para tablero metálico perpendicular a las

vigas ............................................................................................................................... 24

Figura 11 Configuración de las muestras para ensayo de corte directo Lámina de 2” .......... 27

Figura 12 Muestras para ensayo de flexión con lámina de 2” en mm ................................... 29

Figura 13 Configuración del ensayo de Flexión en mm ........................................................ 31

Figura 14 Prototipos de ensayo a corte directo. Medidas en mm .......................................... 33

Figura 15 Prototipos de ensayo a flexión. Medidas en mm ................................................... 34

Figura 16 Prototipos de ensayo .............................................................................................. 35

Figura 17 Formaleta para los prototipos de ensayo ............................................................... 36

Figura 18 Fundida de los prototipos de ensayo ...................................................................... 36

Figura 19 Curado de los prototipos de ensayo ....................................................................... 37

Figura 20 Configuración muestras de corte directo ............................................................... 38

Figura 21 Configuración del ensayo de corte directo ............................................................ 38

Figura 22 Configuración del ensayo a flexión ....................................................................... 39

Figura 23 Modelo de la muestra de ensayo a Flexión ............................................................ 44

Figura 24 Falla de la probeta 1 ............................................................................................... 45

Figura 25 Estado de los conectores de cortante en la probeta 1 ............................................ 45

Figura 26 Pandeo localizado en el tubo ................................................................................. 46

Figura 27 Gráfica Carga vs. Desplazamiento Probeta 1 ........................................................ 47




Figura 31 Estado de los conectores de cortante en la probeta 4 después del ensayo. ............ 52


Figura 33 Deformación del tubo en la probeta 4 ................................................................... 53




Figura 37 Representación gráfica de las fisuras de la probeta 5 ............................................ 56

Figura 38 Deformación del tubo en la probeta 5 ................................................................... 56




x

Figura 42 Representación gráfica de las fisuras de la probeta 6 ............................................ 59

Figura 43 Deformación del tubo y estado de los conectores de cortante en la probeta 6 ...... 60


Figura 45 Deformación permanente probeta 4 ...................................................................... 64

Figura 46 Modelación de la probeta a flexión en SAP 2000 ................................................. 67

Figura 47 Deformaciones verticales ...................................................................................... 68

Figura 48 Deformaciones totales ........................................................................................... 69

Figura 49 Modelo con carga de falla por pandeo elástico ..................................................... 69

Figura 50 Esfuerzos de von Mises con carga de falla por pandeo elástico ............................ 70

Figura 51 Deformación con carga de falla experimental de la probeta 4 .............................. 71

Figura 52 Deformación con carga de falla experimental de la probeta 5 .............................. 71

Figura 53 Ubicación de las líneas de carga ............................................................................ 82

Figura 54 Casos de carga para verificar pandeo elástico ....................................................... 83

Figura 55 Factor de carga resultante ...................................................................................... 83

Figura 56 Modelo con la carga de pandeo elástico ................................................................ 84

Figura 57 Casos de carga para verificar esfuerzos de von Mises .......................................... 84

Figura 58 Modelo con la carga experimental de la probeta 4 ................................................ 85

Figura 59 Casos de carga para verificar deflexiones ............................................................. 85

xi

Resumen

El presente documento es la continuación de varios trabajos de investigación, en donde se

busca comparar los resultados experimentales de ensayos realizados a probetas con los resultados

teóricos aplicando la metodología planteada en el reglamento NSR 10. Las ecuaciones de

resistencia de conectores de cortante dispuestas en el reglamento NSR 10, no están estipuladas

para vigas en sección compuesta con placas de concreto vaciadas sobre tablero metálico.

Se realizaron tres ensayos a corte directo, y se revisó si las ecuaciones para determinar la

capacidad de los conectores de cortante planteadas en el reglamento NSR-10 y en algunas

investigaciones realizadas en Colombia1, es la idónea para la sección compuesta planteada en el

presente trabajo, o si es necesario realizar una formulación que se ajuste más al comportamiento

de los conectores de cortante cuando se utilizan con tableros metálicos y perfiles formados en frío.

Palabras clave: Sección compuesta, conector de cortante, tablero metálico, corte directo

1 Hoyos Toro, F. (2015). Comportamiento de conectores de cortante tipo canal laminado embebidos en losa de concreto vaciada

sobre tableros metálicos. Santiago de Cali: Universidad del Valle.

Huertas Muñoz, J. C. (2013). Comportamiento de canales como conectores de cortante para un sistema de sección compuesta

usando lámina colaborante. Bogotá: Universidad Nacional de Colombia.

Sánchez, G. M. (2011). Caracterización del comportamiento de placas de concreto en sección compuesta con perfiles de acero

doblados en frío. Cali: Universidad del Valle.

Alvarez Mantilla, M. C., & Pinilla Arenas, J. J. (2010). Sistema de entrepiso metálico con Steel Deck y viguetas en Perlín cajón

en sección compuesta acero-concreto. Bogotá: Pontificia Universidad Javeriana .

xii

Abstract

This document is the continuation of several research papers, where it seeks to compare the

experimental results of tests performed on specimens with theoretical results by applying the

proposed methodology in the regulations NSR 10. The shear connectors resistance equations

provided in the NSR 10 regulations, they aren't stipulated for composite section beams with

concrete plates emptied on steel deck.

Three Push Out tests were carried out, and it was reviewed whether the equations to determine the

capacity of the shear connectors set out in the NSR-10 regulation and in some research carried out

in Colombia, is ideal for the composite section raised in the present work, or if it is necessary to

make a formulation that is more suited to the behavior of shear connectors when used with steel

deck and cold formed profiles.

Keywords: Composite section, shear connector, steel deck, Push Out

1

Capítulo 1: Introducción

En Colombia ha ido en aumento el uso de sistemas de entrepisos en sección compuesta, debido

a su facilidad y rapidez en la construcción; también se ha evidenciado el creciente uso de perfiles

tubulares angostos y de lámina delgada utilizados como viguetas, sobre el cual se conecta por

medio de conectores de cortante tipo canal, una placa en concreto fundida sobre tablero metálico.

Debido al aumento en la construcción de sistemas de entrepisos con perfiles de lámina

delgada, el uso de conectores en canal también se ha elevado, ya que en los perfiles con espesores

bajos se complica la soldadura de los conectores de cortante tipo espigo o perno por la

concentración de calor en un solo punto, lo que conlleva al daño del perfil o a una deficiencia en

la soldadura del conector. Por el contrario, en los conectores de cortante tipo canal al ser la longitud

de soldadura mayor, la concentración de calor se reúne en un área más grande, evitando el daño

del perfil y asegurando la unión entre el conector de cortante y el perfil metálico.

En la normativa vigente en el país, se especifica el procedimiento para el diseño de vigas en

sección compuesta utilizando perfiles laminados en caliente, tablero metálico y conectores de

cortante tipo espigo, por lo cual se ve la necesidad de verificar si el procedimiento y las

formulaciones planteadas en el reglamento NSR-10, son válidos para el diseño de los sistemas de

entrepisos que utilizan perfiles tubulares angostos, formados en frío, de lámina delgada, tablero

metálico y conectores de cortante tipo canal.

1.1 Planteamiento del problema

Las empresas del sector metalmecánico desde comienzos de la década del 2000, han desarrollado

sistemas de entrepisos metálicos, los cuales consisten en una placa de concreto con tablero

metálico que trabaja en sección compuesta con perfiles de acero formados en frío, mediante el uso

de conectores de cortante tipo canal.

Según datos proporcionados por una de las empresas del sector, se han construido más de once

millones de metros cuadrados en éste tipo de sistemas; sin embargo, desde hace aproximadamente

cinco años se han presentado una serie de inquietudes por parte de los ingenieros diseñadores

estructurales del sector metálico, las cuales se mencionan a continuación:

Una de las preocupaciones presentadas, va relacionada con el uso del conector tipo canal en el

sistema, debido a que en el reglamento NSR-10 se permite el uso de éste conector siempre y cuando

sea utilizado en una losa maciza. Sin embargo, el reglamento NSR-10 es flexible con el uso de

elementos no especificados en dicha norma, siempre y cuando existan estudios que corroboren el

buen funcionamiento de éstos.

2

Otra preocupación presentada es el uso de perfiles de acero formados en frío como viguetas de

entrepiso, debido a que en la normativa colombiana se trata el diseño de sección compuesta

utilizando perfiles laminados en caliente que tienen espesores mayores a los formados en frío. Es

por esta razón que se pretende realizar un análisis que involucre ensayos sobre los conectores de

cortante tipo canal, en un sistema de placa de concreto fundida sobre tablero metálico, trabajando

en sección compuesta con perfiles formados en frío y compararlo con la teoría presentada en el

reglamento NSR-10 para corroborar la funcionalidad del sistema.

1.2 Justificación

Algunas de las ventajas que trae la construcción de entrepisos en sección compuesta conformados

por tablero metálico, perfiles de acero formados en frio y conectores de cortante tipo canal, son la

reducción de tiempos de construcción, disminución del peso de la estructura y ahorros económicos.

Gracias a las ventajas descritas anteriormente, esta práctica constructiva ha ido incrementando en

Colombia. Por esto, resulta de gran importancia la validación por medio experimental del uso y

diseño de éste sistema ya que actualmente se utilizan metodologías establecidas en la norma para

sistemas de entrepiso diferentes.

Debido al elevado costo que tiene el uso de conectores de cortante tipo stud, los proyectos

pequeños y medianos optan por el uso de conectores de cortante tipo canal, aun cuando su uso en

sistemas de entrepisos metálicos no están avalados por el reglamento NSR 10 contrario a los

conectores tipo stud. Es por esta razón que se ve la necesidad de realizar un estudio con el fin de

conocer un poco más sobre el comportamiento de los conectores de cortante tipo canal, al

utilizarlos con tablero metálico y perfiles formados en frío cuyo uso ha aumentado principalmente

en proyectos pequeños debido a lo fácil, rápido y económico que es su instalación.

1.3 Objetivos

1.3.1.Objetivo General

• Comprobar experimentalmente el comportamiento de los conectores de cortante tipo canal

en sistemas de entrepiso usando placas de concreto fundidas sobre tablero metálico

trabajando en sección compuesta con perfiles de acero formados en frio y conectores de

cortante tipo canal.

3

1.3.2.Objetivos Específicos

• Realizar ensayos de corte directo y de flexión para determinar el comportamiento de los

conectores de cortante tipo canal en sistemas de entrepisos construidos con tablero

metálico, conectores tipo canal y perfiles de acero formados en frio.

• Comparar los resultados obtenidos experimentalmente con los cálculos realizados con los

parámetros de diseño utilizados actualmente en la NSR-10 para sistemas de placa con

perfiles laminados y conectores en canal.

• Comprobar si la falla por pandeo elástico en los perfiles de lámina delgada no aparece antes

de la falla por conectores de cortante en el sistema de entrepisos metálicos.

• Comparar la resistencia a cortante de los conectores tipo canal calculada por medio de la

expresión planteada por el reglamento NSR 10, las planteadas por trabajos de investigación

realizados en Colombia y la obtenida mediante ensayos.

• Brindar recomendaciones acerca de los materiales y configuraciones de ensayo a utilizar

en futuros trabajos de investigación, así como acerca de la confiabilidad del uso del sistema

en las construcciones colombianas.

1.3.3. Alcance

Se realizará un estudio de tipo correlacional, debido a que se manipulan las variables

independientes en condiciones controladas (Sampieri, 2014).

La presente investigación, pretende comparar el comportamiento en sección compuesta de placas

conformadas por tablero metálico, perfiles de acero formados en frio y conectores de cortante tipo

canal, según la teoría existente y las pruebas experimentales. Sin embargo, se incluirá una

verificación con un modelo analítico utilizando el software Cypecad.

4

Capítulo 2: Antecedentes y Estado del Arte

2.1 Antecedentes

En varias oportunidades diferentes autores han estudiado los conectores de cortante tipo canal,

como lo es el caso de Huertas Muñoz (2013), en cuya investigación estudió los conectores de

cortante tipo canal utilizando tablero metálico de 2” calibre 22 que equivale a 0.75 mm y vigas

IPE 200. Realizó 36 ensayos de corte directo y 3 ensayos a flexión, en ambos casos utilizó

conectores de cortante con longitudes de 50 mm, 70 mm y 90 mm, en los ensayos de corte directo

trabajó con resistencias de concreto de 21 MPa y 28 MPa, además de instalar el tablero metálico

en sentido paralelo y perpendicular a la viga de acero.

Las placas utilizadas para el ensayo a flexión se diseñaron de manera que las 3 placas tuvieran la

misma resistencia teórica con diferentes longitudes de conector, lo que llevó a determinar para los

conectores de cortante de longitud 90 mm menor cantidad a separaciones más grandes que las de

70 mm y 50 mm. Luego, se cargaron utilizando láminas de acero con dimensiones conocidas,

registrando la deflexión en las vigas en el punto medio de la luz y en los cuartos de la luz. En la

investigación realizada se pudo observar en los ensayos de corte directo que la resistencia de los

conectores ubicados en las probetas con orientación perpendicular del tablero metálico disminuye

en comparación a la orientación paralela. Sin embargo, al incrementar la resistencia del concreto,

esta diferencia disminuye.

Al comparar las resistencias obtenidas en la investigación de Huertas Muñoz (2013) con la fórmula

de la NSR-10 y experimentalmente, se alcanzan diferencias de hasta el 70% por lo que se procede

a desarrollar una formulación que se aproxime mejor a la realidad del comportamiento de éste tipo

de sistemas (Ecuación 1 y Ecuación 2). En cuanto a los ensayos de flexión según la teoría en las 3

placas se debió obtener un comportamiento similar; sin embargo, se constató que la placa con

mayor número de conectores y de menor longitud presentó una resistencia mucho mayor a la

predicha por la teoría y a la presentada por las otras probetas, demostrando que la resistencia de

las placas compuestas depende en mayor medida de la cantidad de conectores de cortante, que de

la longitud de los mismos. El autor concluyó que para obtener mayores resistencias es necesario

instalar más conectores con menor separación entre sí, que conectores de mayor longitud y con

mayor separación.

Tablero metálico con las nervaduras orientadas de forma paralela a la viga de acero:

𝑞𝑛 = (22,86√𝑓′𝑐 + 0,027)(0,919𝑒0,0016𝐿)

Ecuación 1

Tablero metálico con las nervaduras orientadas de forma perpendicular a la viga de acero:

5

𝑞𝑛 = (22,86√𝑓′𝑐 + 0,027)(0,919𝑒0,0016𝐿)𝑅

Ecuación 2

Dónde,

𝑞𝑛 = Resistencia del conector de cortante tipo canal

𝑓′𝑐 = Resistencia a la compresión del concreto

R= 0,53, para conectores de cortante tipo canal de 50 mm de longitud



L= Longitud del conector de cortante

En la investigación realizada por Hoyos Toro (2015) se ensayaron 57 probetas a corte directo,

variando la longitud del canal, la resistencia del concreto, la posición del canal en el valle del

tablero metálico y la forma de cargar el conector (por el frente o por la espalda del canal). En esta

investigación se establecieron seis mecanismos de falla en los cuales la resistencia del concreto

determinaba este mecanismo de falla cuando el tablero se ubicaba perpendicularmente al eje de la

viga.

Se encontró que la relación entre el aumento de la resistencia del conector y la raíz cuadrada de la

resistencia a la compresión del concreto es aproximadamente lineal; la capacidad de carga es

mayor con el aumento de la longitud del conector pero su crecimiento es menor a medida que la

resistencia a la compresión del concreto aumenta, la posición del conector en el valle del tablero

metálico es una de las variables más importantes que definen el comportamiento de los conectores;

a menor distancia entre el conector y el tablero se obtienen menores resistencias, debido a la alta

concentración de esfuerzos que se producen en el concreto entre el valle y el conector, las

resistencias promedio reportadas muestran que la ubicación del conector en la posición débil

comparada con la posición fuerte representa una disminución del 50%, al cambiar el conector de

la mitad del valle a la posición débil la disminución en resistencia es de 43%. Convencionalmente

la altura del canal por encima del tablero metálico es de 1 pulgada; sin embargo, al aumentar la

altura a 2 pulgadas se incrementa en un 78% la capacidad promedio resistente del conector, debido

a que los canales con menos altura tienden a concentrar la carga aplicada en un área más pequeña,

explica el autor.

Se confirma también que al orientar el tablero metálico en sentido paralelo a la viga se obtienen

resistencias mayores a las ubicadas en sentido perpendicular. Finalmente, se plantea una ecuación

general que integra dos ecuaciones de acuerdo a la orientación del tablero metálico (Ecuación 3).

𝑄𝑛 = (47,9√𝑓′𝑐 + 𝐹1) 𝐹2𝐹𝑝

Ecuación 3

Donde,

𝑄𝑛 = Resistencia del conector en N

𝐹1 = 32,8𝑊𝑟

ℎ𝑟− 0,2𝐿𝑐 Para tablero en sentido normal al eje de la viga

6

𝐹1 = 𝐿𝑐 (1,7 − 1,1𝑊𝑟

ℎ𝑟) Para tablero en sentido paralelo al eje de la viga

𝐹2 = 12,9(𝑡𝑓 + 𝑡𝑤) + 0,9𝐿𝑐 Para tablero en sentido normal al eje de la viga

𝐹2 = 245 + 10,2𝐿𝑐 Para tablero en sentido paralelo al eje de la viga

Fp = 0,8 Para:

(a) conectores en láminas en sentido paralelo al eje de la viga

(b) conectores ubicados en la posición fuerte del valle

Fp = 0,5 para conectores ubicados en la posición débil del valle

LC = Longitud del conector en mm

wr = Ancho promedio del valle del tablero metálico en mm

hr = Altura del tablero metálico en mm

tf = Espesor de aleta del conector en canal en mm

tw = Espesor del alma del conector en canal en mm

Por otro lado, Sánchez (2011) realizó una investigación, empleando 3 ensayos corte directo con

prototipos conformados por perfiles de lámina delgada de 150 mm de altura y calibre 14

encajonados (Figura 1), conectores de cortante tipo canal de 75 mm de longitud conectando a una

placa maciza de ancho = 0,1 m * Altura= 0,5 m * espesor= 0,1 m (Figura 1). También realizó 2

ensayos de flexión en placas de 1m de ancho x 3m de longitud x 0.1m de espesor, colocando 10

conectores de cortante aun cuando los cálculos decían que se debían colocar 14, esto con el fin de

observar los efectos que se producen en la sección compuesta cuando los conectores instalados no

son suficientes para atender los esfuerzos máximos que pueden resistir los elementos que la

conforman. Se realizó un diseño preliminar de la sección compuesta, siguiendo los procedimientos

de la NSR-10 comparándolos con los resultados obtenidos experimentalmente, para determinar si

es o no apropiado hacer una equivalencia entre lo analizado y lo que se tomó como referencia.

Los ensayos de corte directo no fueron concluyentes debido a que ocurrió una desintegración

anticipada de las placas de concreto, este colapso tuvo lugar para una carga significativamente

inferior a la esperada. Lo anterior fue debido a que los prototipos no se comportaron como sección

compuesta y la carga que generó el inicio del agrietamiento en el concreto fue menor a la carga

esperada de falla de los conectores, por esta razón la autora presenta algunas alternativas de

corrección del prototipo las cuales incluyen:

1. Incrementar la sección transversal de las placas

2. Incluir acero de refuerzo a flexión

3. Incrementar la resistencia a compresión del concreto

4. Reducir la sección transversal del perfil de acero

5. Disminuir la capacidad a corte de los conectores

En cuanto a los ensayos de flexión, a las probetas se le aplicaron dos cargas puntuales en el tercio

de la luz hasta alcanzar la falla. Al comparar la deflexión experimental con la teoría en el centro

de la luz se observa una diferencia cercana al 6% por lo que se concluye que es posible describir

adecuadamente el comportamiento para condiciones de servicio de vigas en sección compuesta,

empleando perfiles de acero formados en frío mediante la aplicación de la teoría para vigas

7

compuestas con perfiles laminados. Ésta proximidad entre los resultados también se obtuvo al

comparar la carga y el momento máximo teórico y experimental.

Figura 1 Prototipo a corte directo

Fuente: (Sánchez, 2011)

Otra investigación acerca del tema fue la realizada por Álvarez (2010), en la cual efectuaron 18

muestras conformados por 2 tipos de perfiles en cajón formado en frío con calibres 11 y 14; tablero

metálico de 1,5” calibre 22, y 3 tipos de conector (canal, Hilti y perno); y aplicaron a cada muestra

dos cargas puntuales al tercio de la luz (Figura 5).

Los resultados de las resistencias, momentos y deflexiones obtenidos experimentalmente en las

muestras elaboradas con perfiles de 3 mm son cercanos a los valores obtenidos teóricamente con

las formulaciones que se tienen en cuenta en el reglamento NSR 10; Los resultados de momentos

resistentes obtenidos experimentalmente de las muestras con perfiles de 2 mm difieren el 10% en

promedio con los resultados teóricos, siendo menores los experimentales.

En países como Canadá, también se han realizado investigaciones sobre el uso de los conectores

de canal en placas fundidas sobre tablero metálico trabajando en sección compuestas con vigas de

acero.

Pashan (2006) realizó 78 muestras para el ensayo de corte directo (Figura 2), donde se estudió la

influencia de la longitud, grosor del alma y altura del conector, además de la resistencia a la

compresión del concreto y la geometría de la placa en el comportamiento, modos de falla y

resistencia al corte de los conectores de cortante tipo canal.

Se realizaron dos fases de prueba, la primera consistió en tres series de doce muestras cada una,

seis especímenes en cada serie tenían placas de espesor constante y las otras seis placas se

fundieron sobre tablero metálico paralela a la viga metálica, todas las muestras contenían canales

8

de 127 mm de altura. En la fase dos se probaron 36 muestras en tres series, con canales de 102 mm

de altura.

En los ensayos se observaron los siguientes tres tipos de falla:

1. En muestras con concreto de mayor resistencia el canal se fracturó en el alma cerca del

filete de la soldadura, con el canal actuando como una viga en voladizo.

2. En muestras con concreto de menor resistencia, hubo fallas por aplastamiento del concreto.

3. En las muestras con placa fundida con tablero metálico y conectores de cortante de 102

mm de altura, se observó un tipo de falla en el plano de corte del concreto.

Finalmente, algunas de las conclusiones obtenidas en el estudio son:

1. Los especímenes con losas de concreto de espesor constante soportaron cargas más altas

que los de las losas metálicas.

2. El aumento en la capacidad de carga de un conector de canal fue aproximadamente lineal

con el aumento de la longitud del canal.

3. Las muestras fundidas sobre tablero metálico, son más susceptibles a fallas relacionadas

con el concreto, debido a una concentración muy alta de tensiones dentro de un área de

concreto más pequeña.

4. Las curvas de carga- desplazamiento, muestran que para fracturas del alma de los

conectores, la falla llega a un final abrupto, por el contrario con las fallas relacionadas con

el concreto, las curvas muestran una caída gradual en la capacidad de carga.

9

Figura 2 Probeta para ensayo de corte directo con losa maciza (dimensiones en mm)

Fuente: (Pashan, 2006)

En cuanto a la investigación realizada por Viest (1952) analizaron 43 muestras a corte directo en

siete grupos; las variables a investigar fueron principalmente la resistencia del concreto, el espesor

del alma del conector, el espesor de la aleta, la altura y el ancho del conector, la sujeción del

concreto bajo el conector y la dirección de la carga. Las muestras de ensayo consistían en placas

de concreto con espesor constante, trabajando en sección compuesta con una viga de acero,

utilizando tres tipos de conectores en canal (a), un tipo de conector en lámina (b) y uno de barra

10

cuadrada (c) tal como se muestra en la Figura 3; algunas muestras se ensayaron cargando y

descargando las muestras varias veces antes de alcanzar la falla, a otras muestras la carga se

incrementó continuamente desde el inicio hasta que la muestra fallara.

También se ensayaron 4 vigas compuestas en T con conectores de cortante tipo canal de 4

pulgadas. Se aplicó para el ensayo de flexión carga en los cuartos de la luz y en el punto medio,

para las pruebas de los conectores de cortante se aplicó carga en localizaciones cercanas a los

soportes y para los ensayos de capacidad se aplicó la carga en el punto medio. Se tomaron lecturas

de todos los instrumentos antes de aplicar el primer incremento de carga y después de cada

incremento, una vez alcanzada la carga máxima se quitó la carga y se repitieron las lecturas.

Algunas de las conclusiones a las que llegó este estudio son:

1. Los conectores de cortante ensayados en las vigas en T y los de las muestras de empuje, se

comportan de la misma manera, por lo cual el análisis y las fórmulas a utilizar se pueden

aplicar a ambas pruebas por igual.

2. Una viga compuesta tiene gran resistencia incluso después de la primera fluencia, y la carga

final es alcanzada solo después de sufrir grandes deformaciones.

3. El efecto del espesor del alma de un conector de cortante tipo canal, es considerablemente

menor que el efecto del espesor de la aleta.

4. La orientación del conector (es decir, si la carga va en la cara o en la espalda del conector)

no afectó su comportamiento.

5. Los conectores de cortante tipo canal, soldados a la aleta superior de la viga en I, resultaron

ser una conexión a cortante confiable.

(a)

(b)

(c)

Figura 3 Tipos de conectores de cortante usados en las muestras de corte directo

Fuente: (Viest, Siess, Appleton, & Newmark, 1952)

11

2.2 Estado del arte

Comportamiento de conectores de cortante tipo canal en elementos de sección compuesta

utilizando tablero metálico: En Colombia, se han realizado algunos estudios sobre el

comportamiento de los conectores tipo canal en elementos en sección compuesta, utilizando vigas

laminadas y placas de concreto fundidas sobre tablero metálico, uno de estos estudios fue el

realizado por Huertas Muñoz (2013) y el cuál se describe en el capítulo 2.1 Antecedentes del

presente documento.

La comparación realizada entre la formulación del reglamento NSR-10 y el estudio experimental

hecho por Huertas Muñoz (2013), arroja diferencias de hasta el 70% por lo que el autor propone

una nueva formulación (Ecuación 1 y Ecuación 2) con las cuales se puede calcular la capacidad

de los conectores tipo canal dependiendo de la orientación en la que se instale el tablero metálico.

Debido a que éste sistema de construcción compuesta para entrepisos ha ido creciendo no

solamente en Colombia sino a nivel mundial, se ha tenido el mismo inconveniente de no tener

dentro de las normativas vigentes, formulaciones para este sistema específicamente. Por lo

anterior, Pashan (2006) también realizó ensayos para verificar la aplicabilidad de las normas de

Canadá en el cálculo de la capacidad de un conector tipo canal utilizando el tablero metálico

orientado paralelamente a la viga metálica.

Los resultados obtenidos en este estudio indicaron que, para las muestras con placas de concreto

de espesor constante, las disposiciones de la CSA (Canadian Standard Association 2001)

subestimaban la capacidad del conector de cortante tipo canal, por lo que el autor propuso una

nueva ecuación que calcula la capacidad de dichos conectores de manera más acertada.

Comportamiento de elementos en sección compuesta utilizando perfiles de acero formados

en frío y conectores de cortante tipo canal: En Colombia se ha venido utilizando de manera

creciente en sistemas de entrepiso, los perfiles de acero formados en frío y lámina delgada, es por

esta razón que se ha venido estudiando el comportamiento de estos elementos en sección

compuesta.

Por lo anterior, Sánchez (2011) realizó el estudio del comportamiento de placas de concreto

trabajando en sección compuesta con perfiles de acero formados en frío y conectores tipo canal,

confirmando la posibilidad de describir adecuadamente el comportamiento para condiciones de

servicio de este tipo de perfiles utilizando la teoría presente para perfiles laminados.

Por otro lado, Álvarez (2010) realizó la comparación entre las consideraciones de diseño que se

tienen en cuenta al utilizar tablero metálico y perfiles de acero formados en frío como elementos

de sección compuesta con diferentes conectores de cortante, entre ellos el tipo canal; en este

estudio se pudo observar, que la diferencia entre los resultados de momentos resistentes calculados

y los obtenidos de manera experimental, difieren en promedio un 10% siendo menores los

experimentales.

12

Sin embargo, en ninguno de éstos estudios se pudo conocer el valor de la resistencia a cortante de

un conector tipo canal, debido a que no se realizaron ensayos de Push-out, o éstos no fueron

concluyentes. Es por esta razón que se ve la importancia de realizar éste ensayo y verificar las

disposiciones presentadas en el reglamento NSR-10.

13

Capítulo 3: Marco de Referencia

3.1 Marco conceptual

Acero: Combinación de hierro y pequeñas cantidades de carbón y otros elementos; es uno de los

materiales estructurales más importantes debido a su alta resistencia y ductilidad. (Bautista, 2003)

Ductilidad: Propiedad que tiene un material de soportar grandes deformaciones antes de fallar

bajo esfuerzos de tensión (Bautista, 2003).

Tablero metálico: El reglamento NSR - 10 lo define como lámina formada en frío con un perfil

adecuado para funcionar como formaleta permanente del concreto

Conector de cortante: Son los elementos fundamentales para establecer la acción compuesta,

deben estar en capacidad de transmitir la fuerzas de corte del acero al concreto, y además, de

soportar el efecto de extracción vertical en la interfaz concreto-acero. (Huertas Muñoz, 2013)

Tubería estructural: Elementos estructurales conformados en frío y soldados, el reglamento NSR

10 los referencia como Perfiles Tubulares Estructurales (PTE)

Acción compuesta: El reglamento NSR-10 en el título F.2.1.2 la define como una condición en la

cual elementos y miembros de acero y de concreto atienden como una unidad la distribución de

las fuerzas internas.

Ancho efectivo: Es el ancho de la placa que actúa en forma compuesta con la viga de acero, éste

ancho no debe exceder según el numeral F.2.9.3.1.1 los siguientes valores:

• 1/8 de la luz de la viga, medida entre centros de apoyo

• 1/2 de la distancia al eje de la viga adyacente

• La distancia al borde de la losa de concreto

Sección Transformada: Debido a que una viga compuesta no es homogénea, para poder asimilar

las metodologías tradicionales de diseño elástico a flexión y cortante de vigas, se debe “convertir”

el concreto en una cantidad equivalente de acero y que tenga el mismo efecto que el concreto. Esto

requiere que las deformaciones unitarias en el acero sean las mismas que las del concreto que está

reemplazando (Ecuación 4 y Ecuación 5).

𝜀𝑐 = 𝜀𝑠 o 𝑓𝑐

𝐸𝑐=

𝑓𝑠

𝐸𝑠

Ecuación 4

14

𝑓𝑠 = (𝐸𝑠

𝐸𝑐) 𝑓𝑐 = 𝑛𝑓𝑐

Ecuación 5

Dónde:

𝐸𝑐= Módulo de Elasticidad del concreto.

𝑛= Relación modular

𝑓𝑐 = Esfuerzo en el concreto

𝑓𝑠 = Esfuerzo en el acero

Para determinar el área de acero que resiste la misma fuerza que el concreto, se divide el área de

concreto entre n. esto quiere decir, que se reemplaza Ac por Ac/n; obteniendo el área de la sección

transformada. Sin embargo, es recomendable modificar el ancho y conservar el espesor constante

(Segui, 1999).

Flujo plástico: Variación de la deformación causada por cargas o esfuerzos constantes a través

del tiempo (Bautista, 2003).

Relajación de esfuerzos: Pérdida o disminución de esfuerzos causados por una deformación

constante a través del tiempo (Bautista, 2003).

Aleta de una sección en flexión: El reglamento NSR-10 en el título F.4.1.1.2 lo define como el

ancho plano de una aleta incluyendo rigidizadores intermedios más las esquinas adyacentes.

Alma: El reglamento NSR-10 en el título F.4.1.1.2 la define como la parte de la sección que está

unida a las dos aletas o a una sola aleta y que atraviesa el eje neutro de la sección simple.

Ensayo de corte directo: Se aplicará una carga vertical en la parte superior del perfil metálico,

induciendo un deslizamiento entre el perfil y las placas de concreto. Por medio de este ensayo se

busca transmitir una carga de corte a los conectores de cortante. La carga se aplicará hasta que

alguno de los componentes de la muestra falle. (Figura 4). Este ensayo actualmente no se

encuentra normalizado, sin embargo en algunos trabajos de investigación como el de Hoyos Toro

(2015) y Huertas Muñoz (2013) se ha utilizado para obtener la capacidad a corte de los conectores.

Debido a la falta de directrices para el ensayo de corte directo, el Eurocódigo 4 en su anexo b

expone un procedimiento estándar para este tipo de pruebas cuando se realiza con una placa

maciza. Prakash (2012) por su parte, realiza una configuración del ensayo en el cual restringe el

movimiento lateral de la losa de concreto por medio de ángulos ubicados en cada placa y acoplados

con varillas, se tuvo en cuenta esta configuración para realizar los ensayos presentados en el

presente trabajo.

15

Figura 4 Descripción del modelo de ensayo de corte directo

Ensayo de flexión: Este ensayo consiste en aplicar una carga vertical en los tercios medios de la

viga compuesta, simplemente apoyada, para generar esfuerzos de flexión que producirán un

esfuerzo cortante entre la viga de acero y la placa de concreto, el cuál será transmitido por los

conectores de cortante (Figura 5). De esta manera se pretende determinar la capacidad resistente

de la viga en sección compuesta, tomando las medidas de la carga y la deflexión en el centro de la

luz para compararla con los cálculos teóricos realizados preliminarmente; la carga se incrementará

hasta que la muestra falle según los estados límites descritos en F.2.9.3 del reglamento NSR 10

(Aplastamiento del concreto, fluencia por tensión de la sección de acero y resistencia de los

conectores de cortante).

Figura 5 Descripción del modelo de ensayo de Flexión

16

3.2 Marco teórico

Los entrepisos en sección compuesta son vigas de acero que soportan una losa en concreto

reforzado estando estas dos interconectadas de tal forma que actúan en conjunto para resistir la

flexión. El propósito de la sección compuesta es aprovechar las ventajas que trae el acero debido

a su buena resistencia a la tensión y el concreto por su buen comportamiento ante esfuerzos de

compresión.

Inicialmente, las vigas compuestas que se trabajaban eran embebidas en el concreto para proteger

el acero estructural del fuego y de igual forma aprovechar la resistencia del concreto para aumentar

la resistencia de la viga. En la actualidad existen métodos más ligeros y económicos de protección

contra el fuego por lo que se logra el comportamiento compuesto, conectando la viga de acero a

la losa de concreto de manera que ambas trabajen como una unidad (Segui, 1999).

Una de las ventajas que acarrea el uso de vigas en sección compuesta, es que tienen un aumento

de resistencia de aproximadamente la tercera parte, en comparación con una viga de acero normal,

además la sección compuesta reduce las deflexiones considerablemente, lo cual permite usar vigas

de acero con menores dimensiones (Bautista, 2003).

Hoy en día es común utilizar una losa fundida sobre tablero metálico, que además de servir como

formaleta durante el proceso constructivo, funciona como refuerzo positivo de la placa de concreto

una vez se encuentra en etapa de funcionamiento.

Usualmente, las nervaduras del tablero se ubican perpendicular a las vigas de acero. Los conectores

de cortante quienes son los encargados de transferir la fuerza cortante horizontal presente en la

interfaz de los dos materiales, son soldados a la parte superior de las vigas de acero a través del

tablero. Debido a que los conectores solo se pueden instalar en los valles, la separación entre estos

a lo largo de las vigas está limitada a múltiplos de la separación entre los valles. En la Figura 6 se

puede observar una losa con tablero metálico con las nervaduras perpendiculares al eje longitudinal

de la viga (Segui, 1999).

Figura 6 Entrepiso en sección compuesta

17

Debido a la actual necesidad de construir edificaciones más económicas y rápidas, ha ido en

aumento el uso de entrepisos metálicos ya sea con estructuras principales en acero o en concreto,

en varios proyectos se ha podido evidenciar el uso de perfiles metálicos de lámina delgada como

viguetas; se han identificado tubería estructural con anchos de 5 cm como se muestran en la Figura

7 las cuales son fotografías tomadas de dos proyectos diferentes.

(a)

(b)

Figura 7 Proyectos utilizando tubería de 5 cm de ancho como viguetas de entrepiso

3.2.1 Resistencia a la flexión de vigas compuestas

El reglamento NSR-10 en su numeral F.2.9.3 estipula la siguiente metodología para el diseño de

vigas laminadas en sección compuesta, utilizando conectores de cortante tipo espigo, perno o

canal.

Resistencia a Momento Positivo

La resistencia a momento positivo se calcula por medio de la ecuación F.2.9.3.2.5.

𝑀𝑢 = 𝜑𝑏𝑀𝑛 (F.2.9.3.2.1)

Dónde,

𝜑𝑏 = 0,9

𝑀𝑛 = Se calcula de la siguiente manera:

18

Para ℎ

𝑡𝑤≤ 3,76√

𝐸

𝑓𝑦

Mn se calcula a partir de la distribución plástica de esfuerzos en la sección compuesta (Ecuación

9, Ecuación 10 y Ecuación 11), para el estado límite de plastificación de la sección (momento

plástico)

Para ℎ

𝑡𝑤> 3,76√

𝐸

𝑓𝑦

Donde,

h = Altura del perfil de acero

𝑡𝑤 = Espesor del alma del perfil

E = Módulo de elasticidad del acero

fy= Límite elástico del acero

Mn se determinará a partir de la superposición de los esfuerzos elásticos (Ecuación 6, Ecuación 7

y Ecuación 8), considerando los efectos del apuntalamiento, para el estado límite de fluencia en la

fibra extrema (momento de fluencia)

• Superposición de los esfuerzos elásticos: En el caso de secciones no compactas, no es

posible llegar al estado límite de plastificación debido a que en el perfil se produciría

pandeo local antes de llegar a la fluencia y por esto el diseño se rige bajo el rango elástico.

Los esfuerzos elásticos de la sección transformada se calculan con la fórmula de la Flexión

(Ecuación 6 y Ecuación 7).

En la parte superior del acero:

𝑓𝑠𝑡 =𝑀𝑦𝑡

𝐼𝑡𝑟

Ecuación 6

En la parte inferior del acero:

𝑓𝑠𝑏 =𝑀𝑦𝑏

𝐼𝑡𝑟

Ecuación 7

Dónde,

𝑀 = Momento último flexionante aplicado

𝐼𝑡𝑟 = Momento de inercia respecto al eje neutro (igual que el eje centroidal para esta sección

homogénea)

𝑦𝑡 = Distancia del eje neutro a la parte superior del acero (t, top)

𝑦𝑏 = Distancia del eje neutro a la parte inferior del acero (b, bottom)

El esfuerzo en el concreto se calcula de igual forma pero debido a que el material en consideración

es acero, se debe utilizar la sección transformada y de esta forma el resultado debe ser dividido

entre n (Ecuación 8).

19

𝑓𝑐𝑚á𝑥𝑖𝑚𝑜 =𝑀ӯ

𝑛𝐼𝑡𝑟

Ecuación 8

Dónde,

ӯ = Distancia del eje neutro a la parte superior del concreto

n = razón modular entre el acero y el concreto.

Éste procedimiento es únicamente válido para momento positivo, con compresión en la parte

superior, debido a que el concreto tiene resistencia despreciable por tensión (Segui, 1999).

• Método plástico de distribución de esfuerzos: Cuando una viga compuesta alcanza el

límite plástico, existen tres posibilidades de distribución de los esfuerzos. El esfuerzo en el

concreto será uniforme de compresión de 0,85𝑓′𝑐 y se extiende desde la parte superior de

la losa hasta una profundidad que puede ser menor o igual al espesor de la losa. Esta

distribución es conocida como la distribución equivalente de esfuerzos de Whitney, la cual

tiene una resultante igual a la distribución real de los esfuerzos. Las posibilidades de

distribución de los esfuerzos son (Segui, 1999):

1. El Eje Neutro Plástico (ENP) (Ecuación 9) puede estar dentro de la losa, en cuyo

caso se presenta la fluencia del perfil en tensión y una falla de compresión parcial

del concreto. Esta situación se presenta cuando existen suficientes conectores de

cortante para prevenir el deslizamiento y se garantiza el pleno comportamiento

compuesto. En esta situación el acero está siendo utilizado plenamente (Figura 8a).

𝑀𝑛 = 𝑀𝑝 = 𝐴𝑠𝐹𝑦 (𝑑

2+

𝑎

2)

Ecuación 9

2. El ENP se encuentra en el patín del perfil de acero (Ecuación 10), y el bloque de

esfuerzos se extenderá en todo el espesor de la losa, por lo que parte del patín estará

trabajando en compresión. Esta posibilidad corresponde al concreto que se emplea

completamente (Figura 8b).

𝑀𝑛 = 𝑀𝑝 = 0.85𝑓′𝑐𝑏𝑒𝑡 (𝑦𝑝 +𝑡

2) + 𝑓𝑦𝑏𝑓𝑦𝑝

2 + 𝑓𝑦𝐴𝑠 (𝑑

2− 𝑦𝑝)

Ecuación 10

3. El ENP se encuentra en el alma del perfil de acero (Ecuación 11). Esta situación se

presenta cuando hay menos conectores de cortante que los requeridos para un pleno

comportamiento compuesto por lo tanto, existirá un comportamiento de sección

compuesta parcial (Figura 8c).

20

𝑀𝑝 = 0.85𝑓′𝑐𝑏𝑒𝑡 (𝑦𝑝 +𝑡

2) + 2𝑓𝑦𝑏𝑓𝑡𝑓 (𝑦𝑝 −

𝑡𝑓

2) + 𝑓𝑦𝑡𝑤(𝑦𝑝 − 𝑡𝑓)

2+ 𝑓𝑦𝐴𝑠 (

𝑑

2− 𝑦𝑝)

Ecuación 11

Para determinar cuál de los tres casos gobierna, se debe calcular el menor valor entre los obtenidos

para los estados límites de aplastamiento del concreto (F.2.9.3-1a), fluencia por tensión de la

sección de acero (F.2.9.3-1b) y resistencia de los conectores de cortante (F.2.9.3-1c).

𝑉′𝑟 = 0,85𝑓′𝑐𝐴𝑐 (F.2.9.3-1a) Aplastamiento del concreto

𝑉′𝑟 = 𝑓𝑦𝐴𝑠 (F.2.9.3-1b) Fluencia por tensión de la sección de acero

𝑉′𝑟 = ∑ 𝑄𝑛 (F.2.9.3-1c) Resistencia de los conectores de cortante.

Dónde,

𝐴𝑐 =Área de la sección de la losa de concreto comprendida dentro del ancho efectivo, mm2

𝐴𝑠 =Área de la sección transversal del perfil de acero mm2

∑ 𝑄𝑛 =Suma de las resistencias nominales de los conectores entre el punto de momento positivo

máximo y el punto de momento cero, N.

Figura 8 Capacidad plástica de una sección compuesta. a) sección transversal. b) la viga de acera

está solicitada totalmente por fluencia en tensión. c) El ENP resulta ubicado en la viga de acero

Fuente: (Valencia Clement, 2010)

3.2.2 Conectores de cortante

El reglamento NSR-10 en su capítulo F.2.9.8 establece formulaciones para determinar la

resistencia a cortante de los conectores tipo canal, espigo y perno (Ver ecuaciones F.2.9.8-1/3).

Conectores de cortante tipo espigo:

𝑄𝑛 = 0,5𝐴𝑠𝑐√𝑓′𝑐 ≤ 𝑅𝑔𝑅𝑝𝐴𝑠𝑐𝐹𝑢 (F.2.9.8-1)

21

Dónde,

Asc : área transversal del conector de espigo, mm2

f’c: resistencia a compresión del concreto, MPa

Ec: módulo de elasticidad del concreto, MPa

Fu: resistencia última por tensión del conector, MPa

𝑅𝑔: coeficiente que tiene en cuenta el efecto de grupo para conectores

𝑅𝑝: factor que tiene en cuenta el efecto de la posición para un conector

Conector de cortante tipo canal para uso en losas macizas trabajando en sección compuesta con

perfiles laminados:

𝑄𝑛 = 0,3𝑡𝑓(𝑡𝑓 + 0,5𝑡𝑤)𝐿𝑐√𝑓′𝑐𝐸𝑐 (F.2.9.8-3)

Dónde,

tf: Espesor de la aleta superior del conector en canal, mm

tw: Espesor del alma del conector en canal, mm

Lc: Longitud del conector en canal, mm

Conector de cortante tipo perno:

𝑄𝑛 = 0,14𝐴𝑐𝑝√𝑓′𝑐𝐸𝑐 (𝑆

𝑑𝑐𝑝)

0,25

≤ 𝐴𝑐𝑝𝐹𝑢 (F.2.9.8-2)

Dónde,

Acp: Área de la sección transversal del conector tipo perno, mm2

dcp: Diámetro nominal del conector tipo perno, mm

S: Separación longitudinal centro a centro entre los conectores tipo perno, mm

El reglamento NSR-10 en el numeral F.2.9.8.2.4 estipula que el número de conectores necesarios

entre la sección de máximo momento flector y la sección adyacente de momento cero (Ecuación

12), se obtiene dividiendo la fuerza cortante horizontal 𝑉′𝑟 (Menor valor entre estados límites de

aplastamiento del concreto (F.2.9.3-1a) y fluencia por tensión de la sección de acero (F.2.9.3-1b))

entre la resistencia nominal de un conector 𝑄𝑛.

𝑁 =𝑉′𝑟

𝑄𝑛

Ecuación 12

3.2.3 Deflexiones

Las deflexiones de una viga compuesta son menores que las de una no compuesta, debido al

momento de inercia de la sección transformada que tiene la viga compuesta y por tal motivo tendrá

mayor rigidez; sin embargo, el momento de inercia de la sección transformada aplicará cuando el

22

concreto haya endurecido y alcanzado por lo menos el 75% de su resistencia por compresión a los

28 días (Bautista, 2003).

Para calcular la deflexión total a largo plazo en construcciones no apuntaladas, se requieren tres

diferentes momentos de inercia (Segui, 1999):

1. Las deflexiones causadas antes que el concreto fragüe, se deben calcular con el momento

de inercia de la viga de acero 𝐼𝑠, considerando la carga del concreto en estado plástico.

2. Las deflexiones causadas por las cargas vivas y para la deflexión inicial causada por cargas

muertas aplicadas cuando la losa y la viga actúan en forma compuesta, se calcula con el

momento de inercia de la sección transformada 𝐼𝑡𝑟, utilizando 𝑏

𝑛.

3. Las deflexiones a largo plazo causadas por cargas muertas aplicadas después que el

concreto ha endurecido, se calcula con el momento de inercia de la sección transformada

𝐼𝑡𝑟, utilizando 𝑏

2𝑛; esto con el fin de reducir el área de concreto en la sección transformada

para reducir el momento de inercia y aumentar la deflexión.

La inercia transformada total, se aplica en el caso en que la sección sea 100% compuesta. Es decir,

que la capacidad de los conectores de cortante sea mayor a la resistencia del acero a tensión y a la

del concreto a compresión. En caso contrario, se debe calcular la inercia efectiva por medio de la

Ecuación 13.

𝐼𝑒𝑓𝑓 = 𝐼𝑠 + √∑ 𝑄𝑛

𝐶𝑓

(𝐼𝑡𝑟 − 𝐼𝑠)

Ecuación 13

Dónde,

𝐼𝑠 =Momento de inercia de la sección de acero

𝐼𝑡𝑟 =Momento de inercia con el 100% de la sección compuesta ∑ 𝑄𝑛 = Fuerza real de compresión para el caso parcialmente compuesto

si ∑𝑄𝑛

𝐶𝑓= “fracción de acción compuesta que existe” es menor que 0.25 la ecuación no debe ser

usada

𝐶𝑓 =Menor entre 0.85𝑓′𝑐𝐴𝑐 o 𝐴𝑠𝐹𝑦

La deflexión máxima calculada analíticamente para una viga simplemente apoyada y con carga

uniformemente distribuida, se puede observar en la Ecuación 14.

∆=5𝑤𝐿4

384𝐸𝐼

Ecuación 14

23

La deflexión calculada no debe exceder los límites establecidos en la tabla C.9.5 (b) del reglamento

NSR- 10.

3.2.4 Vigas compuestas con tablero metálico

En la actualidad es muy común el uso de este tipo de vigas compuestas, debido a sus grandes

ventajas económicas y estructurales. Por lo tanto, el reglamento NSR- 10 en el numeral F.2.9.3.2.3

enumera los requerimientos que se deben cumplir para poder utilizar este sistema, en la Figura 9

se muestran algunos de estos límites dimensionales.

Figura 9 Límites dimensionales para tablero metálico según NSR-10 F. 2.9.3-1

El diseño de vigas compuestas con tablero metálico es el mismo que para losas de espesor

uniforme, con las siguientes excepciones:

1. Si las nervaduras del tablero se ubican perpendicular a las vigas de acero, sólo se toma en

cuenta el concreto de la parte superior del tablero, tal como se muestra en la Figura 10.

2. La capacidad de los conectores de cortante se reducirá; la NSR-98 establecía multiplicar la

capacidad por cortante de los conectores 𝑄𝑛 por un factor de reducción determinado por

medio de la ecuación Ecuación 15. El reglamento NSR-10 plantea unos coeficientes de

reducción por la cantidad y el confinamiento de los conectores tipo espigo en la dirección

de la fuerza cortante (𝑅𝑔 y 𝑅𝑝 en la ecuación F.2.9.8-1) que dependen de la cantidad y el

confinamiento de los conectores tipo espigo en la dirección de la fuerza cortante.

3. El comportamiento compuesto total no será generalmente posible. Lo anterior debido a la

limitación que se tiene con la separación de los conectores, ya que éstos deben espaciarse

acorde a la geometría del tablero metálico; por lo que no siempre se podrán utilizar el

número exacto de conectores requeridos (Segui, 1999).

24

Figura 10 Área de concreto en compresión efectiva para tablero metálico perpendicular a las

vigas

0,85

√𝑁𝑟

(𝑤𝑟

ℎ𝑟) [

𝐻𝑠

ℎ𝑟− 1] ≤ 1,0

Ecuación 15

3.2.5 Consideraciones sobre los perfiles formados en frío

Resistencia a cortante

El reglamento NSR 10 en el numeral F.2.9.4.2, estipula que el diseño a cortante de las vigas

compuestas con conectores de cortante tipo espigo, perno o canal se debe determinar con base en

las propiedades de la sección de acero tomada aisladamente; por lo que la resistencia nominal a

corte se calculará de acuerdo a la ecuación F.2.7.2-1

𝑉𝑛 = 0,6𝐹𝑦𝐴𝑤𝐶𝑣 (F.2.7.2-1)

Donde 𝐶𝑣 depende de las ecuaciones F.2.7.2-3/4/5

Para ℎ

𝑡≤ 1,10√

𝐸𝐾𝑣

𝐹𝑦

𝐶𝑣 = 1 (F.2.7.2-3)

Para 1,10√𝐸𝐾𝑣

𝐹𝑦<

ℎ

𝑡≤ 1,37√

𝐸𝐾𝑣

𝐹𝑦

𝐶𝑣 =1,10√

𝐸𝐾𝑣𝐹𝑦

ℎ

𝑡

(F.2.7.2-4)

Para ℎ

𝑡> 1,37√

𝐸𝐾𝑣

𝐹𝑦

𝐶𝑣 =1,51𝐸𝐾𝑣

(ℎ

𝑡)

2𝐹𝑦

(F.2.7.2-5)

25

Donde,

𝑉𝑛 =Resistencia nominal al corte

𝐴𝑤 = Área del alma = 2ht

ℎ =Ancho de la cara que resiste la fuerza cortante, tomado como la distancia entre las aletas

menos el radio interior de la esquina en cada extremo

𝑡 =Espesor de diseño de la pared

𝐶𝑣 =Coeficiente de cortante del alma

𝐸 =Módulo de elasticidad del acero

𝐾𝑣 =Coeficiente de pandeo al corte, para almas no reforzadas 𝐾𝑣 = 5

26

Capítulo 4: Materiales y métodos

4.1 Herramientas, aparatos, materiales o instrumentos

Los ensayos de flexión y corte directo se realizaron en dos marcos de carga con actuadores MTS,

para los ensayos de corte directo se utilizó uno con capacidad de 500 kN y para el ensayo de flexión

se utilizó un actuador con capacidad de 350 KN, también fue necesario la elaboración de formatos

para llevar el control de la información que se requiere registrar.

En cuanto a los materiales, fue necesario la adquisición del tablero metálico, conectores de cortante

tipo canal, perfiles de acero formado en frío, malla electro soldada y el concreto con el cual se

fundieron las placas (Tabla 1 y Tabla 2).

También se requirió adquirir algunos materiales que aun cuando no forman parte de la viga

compuesta, son necesarios para realizar el ensayo; estos son: formaleta de madera, puntillas,

repisas de madera, perfil W12 X 26 el cual se utilizó para transmitir la carga aplicada por el marco

de carga en el centro de la luz en dos cargas aplicadas en el tercio de la luz de la viga compuesta

(Figura 13).

De igual forma, fue necesario tener personal para la fundida de las placas y para la manipulación

de las mismas, debido a que el tamaño y peso de las muestras no permitió que se pudiera manipular

fácilmente. Las dimensiones de las muestras se describen en la Figura 11, Figura 12, Figura 14 y

Figura 15. El peso de las muestras que se ensayaron a flexión era de aproximadamente 364 kg y

las de las muestras que se ensayaron a corte directo de aproximadamente 31 kg.

4.2 Diseño de las muestras de ensayo

4.2.1 Diseño de las muestras para ensayos de corte directo

En la Figura 11 se puede observar el prototipo para el ensayo de corte directo utilizando tablero

metálico de 2” con espesor total de losa de 10 cm, se tomó este tipo de tablero debido a que es el

más comercial y por ende el más utilizado en el país. En la Tabla 1 se muestran las características

de los materiales utilizados en los prototipos 1 y 2, no se muestra el prototipo 3 debido a que no

se tuvo en cuenta en el presente trabajo; el módulo de elasticidad del concreto se calculó utilizando

la Ecuación 16; las propiedades de la tubería, tablero metálico y conectores de cortante son del

fabricante, mientras que la resistencia a compresión del concreto se obtuvo mediante ensayos de

cilindros de 15 cm de diámetro y 30 cm de altura.

27

Figura 11 Configuración de las muestras para ensayo de corte directo Lámina de 2”

𝐸𝑐 = 3900√𝑓′𝑐

Ecuación 16

Tabla 1 Características de los materiales

TUBERÍA

Es 200000 MPa

fy 350 MPa

CONECTORES DE CORTANTE

Es 200000 MPa

fy 350 MPa

LÁMINA COLABORANTE

Altura 50.8 mm

Calibre 22

Ancho útil 940 mm

Peso 7.57 kg/m2

Consumo de concreto 0.072 m3/m2

CONCRETO

f'c 18.82 MPa

Ec 16919 MPa

Densidad 24 kN/m3

MATERIALES PROBETA 1

TUBERÍA

Es 200000 MPa

fy 350 MPa


Es 200000 MPa

fy 350 MPa

LÁMINA COLABORANTE

Altura 50.8 mm

Calibre 22

Ancho útil 940 mm

Peso 7.57

Consumo de concreto 0.072

CONCRETO

f'c 21.65 MPa

Ec 18147 MPa

Densidad 24 kN/m3


28

La Tabla 2 muestra las propiedades geométricas y mecánicas de los prototipos 1 y 2 para el ensayo

de corte directo luego de verificar medidas antes de comenzar los ensayos.

Tabla 2 Propiedades geométricas y mecánicas de los materiales

4.2.2 Diseño de las muestras para ensayos de flexión

En la Figura 12 se pueden observar los prototipos para el ensayo de flexión utilizando tablero

metálico de 2” con espesor de losa de 10 cm. En la Tabla 3 Características de los materiales se

muestran las características de los materiales utilizados en las muestras; el módulo de elasticidad

del concreto se calculó utilizando la Ecuación 16.

La Figura 13 muestra la configuración del ensayo de flexión en la cual se emplearán dos perfiles

W12 X 26 para transmitir las cargas a la muestra de ensayo; en la Tabla 4 se pueden observar las

propiedades geométricas y mecánicas de los elementos utilizados en el ensayo y a continuación se

explica el procedimiento de cálculo para la muestra con tablero metálico de 2”.

PLACA

Espesor (t) 12_15 cm

Luz (L) 94 cm

Ancho 50 cm

Ancho Aferente 50 cm

TUBERÍA

Referencia 150 X 50 X 3mm

A 15 cm

B (bf) 5 cm

e (tf,tw) 0.3 cm

Ix 298.55 cm4

Iy 52.65 cm4

Área 11.41 cm2

Sx 39.81 cm3

Sy 21.06 cm3

Peso 8.96 kg/m


Espesor patines (tf) 0.43 cm

Espesor alma (tw) 0.69 cm

Longitud (Lc) 4.8 cm

Altura 7.62 cm

PROPIEDADES GEOMÉTRICAS Y MECÁNICAS

PROBETA 1

PLACA

Espesor (t) 11_12 cm

Luz (L) 96 cm

Ancho 50 cm


TUBERÍA


A 15 cm

B (bf) 5 cm

e (tf,tw) 0.3 cm

Ix 298.55 cm4

Iy 52.65 cm4

Área 11.41 cm2

Sx 39.81 cm3

Sy 21.06 cm3

Peso 8.96 kg/m





Altura 7.62 cm


PROBETA 2

29

Figura 12 Muestras para ensayo de flexión con lámina de 2” en mm

Tabla 3 Características de los materiales

TUBO ESTRUCTURAL

Es 200,000 MPa

fy 350 MPa


Es 200,000 MPa

fy 350 MPa

LÁMINA COLABORANTE

Altura 50.8 mm

Calibre 22

Ancho útil 940 mm

Peso 7.57 kg/m2


CONCRETO

f'c 28.18 MPa

Ec 20703 MPa

Densidad 24 kN/m3


TUBO ESTRUCTURAL

Es 200000 MPa

fy 350 MPa


Es 200000 MPa

fy 350 MPa

LÁMINA COLABORANTE

Altura 50.8 mm

Calibre 22

Ancho útil 940 mm

Peso 7.57 kg/m2


CONCRETO

f'c 30.05 MPa

Ec 21379 MPa

Densidad 24 kN/m3


30

Tabla 4 Propiedades geométricas y mecánicas de los materiales

Probeta 4

Probeta 5 y 6

TUBO ESTRUCTURAL

Es 200000 MPa

fy 350 MPa


Es 200000 MPa

fy 350 MPa

LÁMINA COLABORANTE

Altura 50.8 mm

Calibre 22

Ancho útil 940 mm

Peso 7.57 kg/m2


CONCRETO

f'c 30.6 MPa

Ec 21574 MPa

Densidad 24 kN/m3


PLACA

Espesor (t) 10.4 cm

Luz (L) 200 cm

Ancho 100 cm


Cantidad de perfiles 2 un

TUBO ESTRUCTURAL


A 15 cm

B (bf) 5 cm

e (tf,tw) 0.3 cm

Ix 298.55 cm4

Iy 52.65 cm4

Área 11.41 cm2

Sx 39.81 cm3

Sy 21.06 cm3

Peso 8.96 kg/m





Altura 7.62 cm


PLACA

Espesor (t) 10.4 cm

Luz (L) 200 cm

Ancho 100 cm


Cantidad de perfiles 2 un

TUBO ESTRUCTURAL


A 15 cm

B (bf) 5 cm

e (tf,tw) 0.3 cm

Ix 298.55 cm4

Iy 52.65 cm4

Área 11.41 cm2

Sx 39.81 cm3

Sy 21.06 cm3

Peso 8.96 kg/m




Longitud (Lc) 5 cm

Altura 7.62 cm


31

Figura 13 Configuración del ensayo de Flexión en mm

4.3 MODELACIÓN DE LAS MUESTRAS DE ENSAYO A FLEXIÓN

Se realizó un modelo en el software Cypecad 2017 para verificar la deflexión que se podría

presentar en el ensayo a flexión de las vigas en sección compuesta; este modelo se generó con

vigas en tubería estructural.

Se cargó la viga con la carga distribuida correspondiente al peso de la placa de concreto más la

carga de los accesorios más la carga aplicada por el actuador. Lo anterior debido a que el programa

no permite realizar la acción compuesta con una placa de concreto fundida sobre tablero metálico

utilizando los perfiles formados en frío; por tal motivo este modelo se toma en cuenta solamente

para fines comparativos debido a que no representa de manera exacta ninguno de los ensayos

realizados.

Se realizó también un modelo con elementos finitos en SAP 2000, en el cual se simuló el ensayo

a flexión con el fin de descartar que la falla por pandeo elástico se produzca antes que la falla por

los conectores de cortante. Lo anterior se realizó comparando la carga por pandeo elástico del

modelo con la carga de falla obtenida experimentalmente.

4.4 ELABORACIÓN DE LAS MUESTRAS DE ENSAYO

Los planos que contienen todas las medidas y especificaciones de los materiales necesarias para la

realización de los prototipos de ensayo se pueden observar en la Figura 14 y Figura 15.

32

A continuación se describe el proceso que se siguió en la construcción de los prototipos de ensayo

a corte directo y flexión.

4.4.1 Probetas para ensayo de corte directo

Para los prototipos de ensayo a corte directo se cortaron tres tramos de tubería de 94 cm de longitud

a los cuales se le adosaron segmentos de tablero metálico y conectores de cortante tipo canal de 5

cm de longitud, se soldaron con E7018 a través del tablero metálico (Figura 16a, Figura 16b y

Figura 16c ).

Vista frontal

33

Vista lateral

Vista superior

Figura 14 Prototipos de ensayo a corte directo. Medidas en mm

34

4.4.2 Probetas para ensayo de flexión

Para los prototipos de ensayo a flexión, se cortaron seis tramos de 2,0 m de tubería metálica a los

cuales se le adosaron los tableros metálicos por medio de conectores de cortante tipo canal de 5

cm de longitud (Figura 16b).

Vista frontal prototipo a flexión

Vista superior prototipo a flexión

Vista lateral prototipo a flexión

Figura 15 Prototipos de ensayo a flexión. Medidas en mm

35

a) Soldadura de los conectores de

cortante

b) Conectores de cortante

c) Prototipos de ensayo a corte directo

d) Prototipos de ensayo a Flexión

Figura 16 Prototipos de ensayo

Se instaló la formaleta de madera de 18 mm de espesor, modulada según la necesidad de los

prototipos de ensayo, se instalaron los distanciadores y la malla electrosoldada tal como se muestra

en la Figura 17.

Luego se procedió al mezclado y vaciado de concreto, tomando dieciocho cilindros de muestra

(tres por cada probeta) siguiendo lo establecido en la normal NTC 550 (Figura 18). Luego de tres

días se procedió a desencofrar los prototipos curándolos durante 28 días (Figura 19).

36

Formaleta de prototipos a corte directo

Formaleta de prototipos a Flexión

Figura 17 Formaleta para los prototipos de ensayo

Fundida de Prototipos a corte directo

Fundida de Prototipos a Flexión

Figura 18 Fundida de los prototipos de ensayo

37

Curado de Prototipos a corte directo

Curado de Prototipos a Flexión

Figura 19 Curado de los prototipos de ensayo

4.5 EJECUCIÓN DE ENSAYOS

4.5.1 Ensayo a corte directo

Los prototipos a corte directo se ensayaron en el marco de carga de la Universidad Militar Nueva

Granada sede calle 100. En la Figura 21 se puede observar la configuración del ensayo similar a

Prakash (2012), se colocaron dos ángulos en la base de la probeta para restringir el movimiento

lateral de las placas. Otros de los dispositivos utilizados para el confinamiento lateral es el utilizado

por Hoyos Toro (2015), el cual ubicó una viga en cada extremo de las placas de forma paralela al

perfil metálico y se aplicó carga horizontal de confinamiento (Figura 20). Aun cuando la

configuración de Hoyos Toro (2015) era más adecuada que la que se utilizó, se eligió la de Prakash

(2012) debido a que los recursos utilizados en el presente trabajo fueron propios y ésta fue la que

mejor se acomodó al presupuesto.

Se ubicó la muestra de tal manera que el eje del actuador coincidiera con el eje del tubo estructural

de la probeta, se procedió a cargar la muestra en forma continua mientras se observaba en el

computador conectado al equipo la gráfica de carga vs desplazamiento que en tiempo real aparecía

en el monitor.

38

Figura 20 Configuración muestras de corte directo

Fuente: Hoyos Toro (2015)

Ubicación de probeta

Configuración ensayo a corte directo

Figura 21 Configuración del ensayo de corte directo

39

4.5.2 Ensayo a flexión

Los prototipos a flexión se ensayaron en el marco de carga de la Universidad de Los Andes. En la

Figura 22 se puede observar la configuración del ensayo; se colocaron dos vigas metálicas W12x26

en la parte inferior de la placa como apoyo y dos vigas distanciadas a un metro en la parte superior

para transferir las cargas del actuador.

Se ubicó la muestra de tal manera que el eje del actuador coincidiera con la parte central de la

probeta, se tomó la altura desde el piso hasta la mitad de los perfiles metálicos utilizando un

flexómetro y se procedió a cargar la muestra en forma continua mientras se observaba en el

computador conectado al equipo la gráfica de carga vs desplazamiento que en tiempo real aparecía

en el monitor. Una vez se evidenciaba en el monitor la caída en la resistencia de la placa, se detenía

el ensayo y se procedía a tomar la medida de la altura desde el piso hasta la mitad de los perfiles

metálicos antes de quitar la carga que ejercía el actuador a la probeta, lo anterior con el fin de

conocer la flexión en el centro del perfil al momento de la falla.

Vista frontal

Vista lateral

Figura 22 Configuración del ensayo a flexión

40

Capítulo 5: Resultados

5.1 Cálculo teórico de las muestras de ensayo a corte directo

Se calculó por aparte la resistencia de cada componente de la sección compuesta para cada

una de las probetas, con el fin de conocer la carga bajo la cual se espera que la muestra alcance

el estado límite de resistencia; para este cálculo se utilizan las ecuaciones F.2.9.3-1a/b/c del

reglamento NSR 10:

Probeta 1

𝑉′𝑟 = 0,85𝑓′𝑐𝐴𝑐 = 1.080 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = 𝑓𝑦𝐴𝑠 = 399,35 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = ∑ 𝑄𝑛 = 126 𝑘𝑁

Probeta 2

𝑉′𝑟 = 0,85𝑓′𝑐𝐴𝑐 = 1058 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = 𝑓𝑦𝐴𝑠 = 399,35 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = ∑ 𝑄𝑛 = 130 𝑘𝑁

La diferencia en el estado límite de aplastamiento del concreto y resistencia de los conectores

de cortante en las probetas 1 y 2, radica en los resultados de resistencia a la compresión de los

cilindros de concreto ensayados.

Utilizando también la Ecuación 2 y Ecuación 3 las cuales fueron propuestas por Huertas

(2013) y Hoyos Toro (2015), se calculó la capacidad de los conectores de cortante y se

determinó la carga de falla del espécimen, dichos datos se muestran en la Tabla 5 y Tabla 6

para la probeta 1 y 2 respectivamente.

Tabla 5 Capacidad de los conectores de cortante y carga de falla esperada de la probeta 1

ECUACIÓN Qn (kN) Pn (kN)

NSR 10 63 252

Huertas 2013 46 185

Hoyos Toro 2015 45 180

41

Tabla 6 Capacidad de los conectores de cortante y carga de falla esperada de la probeta 2

ECUACIÓN Qn (kN) Pn (kN) Teórico

NSR 10 65 259

Huertas 2013 49 197

Hoyos Toro 2015 47 187

5.2 Cálculo teórico de las muestras de ensayo a flexión

Se calculó por aparte la resistencia de cada componente de la sección compuesta, con el fin de

conocer la carga bajo la cual se espera que la muestra alcance el estado límite de resistencia;

para este cálculo se utilizan las ecuaciones F.2.9.3-1a/b/c del reglamento NSR 10:

Probeta 4

𝑉′𝑟 = 0,85𝑓′𝑐𝐴𝑐 = 319 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = 𝑓𝑦𝐴𝑠 = 399,35 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = ∑ 𝑄𝑛 = 256 𝑘𝑁

Probeta 5

𝑉′𝑟 = 0,85𝑓′𝑐𝐴𝑐 = 340 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = 𝑓𝑦𝐴𝑠 = 399,35 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = ∑ 𝑄𝑛 = 280 𝑘𝑁

Probeta 6

𝑉′𝑟 = 0,85𝑓′𝑐𝐴𝑐 = 346 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = 𝑓𝑦𝐴𝑠 = 399,35 𝑘𝑁

𝑉′𝑟 = ∑ 𝑄𝑛 = 283 𝑘𝑁

42

Lo anterior muestra que se generará una acción parcialmente compuesta hasta un 80% en la

probeta 4 y 82% en la probeta 5 y 6; debido a que los conectores de cortante instalados no son

suficientes para resistir los esfuerzos máximos de los elementos que conforman la sección

compuesta.

Utilizando también la Ecuación 2 y Ecuación 3, se calculó la capacidad de los conectores de

cortante y se determinó la capacidad nominal resistente a flexión y la deflexión hasta la falla

de la sección compuesta, dichos datos se muestran en la Tabla 7, Tabla 8 y Tabla 9 . Estás

ecuaciones fueron tomadas de los estudios realizados por Huertas (2013) y Hoyos Toro

(2015), debido a que al igual que en el presente estudio se realizaron ensayos de corte directo

a una serie de probetas conformadas por conectores de cortante tipo canal y tablero metálico

ubicado perpendicularmente al perfil metálico; sin embargo, ellos utilizaron perfiles metálicos

laminados en caliente (vigas IPE y WF) en contraste al presente trabajo.

Tabla 7 Capacidad nominal a flexión y deflexión esperadas de la probeta 4

ECUACIÓN % SECCIÓN

COMPUESTA Mn (kN-m) Pn (kN) ∆falla (cm)

NSR 10 80 41.44 166 0,63

Huertas 2013 58 36,72 147 0,67

Hoyos toro 2015 53 35,72 143 0,67




NSR 10 82 42,04 168 0,63

Huertas 2013 56 37,13 149 0,68

Hoyos toro 2015 51 36,10 144 0,68




NSR 10 82 42,11 168 0,63

Huertas 2013 55 37,24 149 0,68

Hoyos toro 2015

51 36,18 145 0,69

43

5.3 MODELACIÓN DE LAS MUESTRAS DE ENSAYO A FLEXIÓN

El modelo fue realizado con el perfil metálico utilizado en las muestras de ensayo, este corresponde

a tubería estructural 150 mm * 50 mm * 3 mm; tal como se muestra en la Figura 23a. El modelo

consiste en dos tuberías cargadas puntualmente a 50 cm de los extremos, lo anterior debido a que

el software no permite modelar una sección compuesta que incluye como vigas de apoyo tubería

estructural. La deflexión calculada por el software es de 7,37 mm y las deflexiones calculadas por

medio de la teoría existente son de 6,7 mm y de 6,8 mm con las ecuaciones de Huertas y Hoyos

Toro.

También se cargó el modelo con la carga de falla experimental de la probeta 4, como se muestra

en la Figura 23b la deformación es de 10,87 mm el cual es mucho menor a la deformación

presentada en el ensayo y mayor a la deformación obtenida por medio de las ecuaciones.

(a)

44

(b)

Figura 23 Modelo de la muestra de ensayo a Flexión

5.4 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS A CORTE DIRECTO

Probeta 1

Para este ensayo la carga última fue de 161,83 KN con un desplazamiento del cabezal del

actuador de 6,28 mm, la falla sucedió primero en una de las placas, como se puede

apreciar en la Figura 24a los conectores instalados en la placa que falló primero, no se les

percibió deformación, mientras que los instalados en la otra placa presentaron una

deformación muy leve (Figura 25); el tubo de la probeta presentó un leve pandeo

localizado tal como se muestra en la Figura 26.

Ocurrió una fractura en la losa tal como se ve en la Figura 24b las fisuras se localizan en

las esquinas de las crestas del tablero, en el cambio de espesor de la placa atravesando la

placa de extremo a extremo y separando el tablero del concreto.

45

a)

b)

Figura 24 Falla de la probeta 1

a) Conectores instalados en la

primera placa

b) Conectores instalados en la segunda

placa

Figura 25 Estado de los conectores de cortante en la probeta 1

46

Figura 26 Pandeo localizado en el tubo

47

Figura 27 Gráfica Carga vs. Desplazamiento Probeta 1

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0.0

0.5

1.0

1.4

1.9

2.4

2.9

3.3

3.8

4.3

4.8

5.2

5.7

6.2

6.7

7.1

7.6

8.1

8.6

9.0

9.5

10

.01

0.5

10

.91

1.4

11

.91

2.4

12

.81

3.3

13

.81

4.3

14

.81

5.2

15

.71

6.2

16

.71

7.1

17

.61

8.1

18

.61

9.0

19

.52

0.0

20

.52

0.9

21

.42

1.9

22

.42

2.8

23

.32

3.8

24

.32

4.7

Car

ga (

kN)

Desplazamiento (mm)

CARGA VS DESPLAZAMIENTO PROBETA 1

48

En la Figura 27 se puede observar la gráfica de carga vs desplazamiento obtenida del

ensayo de la probeta 1; El primer salto en la gráfica muestra el instante en que falla la

primera placa por fractura. Los ensayos a compresión de los tres cilindros de concreto

indican que en el momento del ensayo el concreto de las placas tenían una resistencia f’c

de 19 MPa.

Probeta 2

La carga última en esta probeta fue de 135,41 kN con un desplazamiento del cabezal del

actuador de 5,53 mm, en una de las placas falló la soldadura de los conectores de cortante,

mientras que en la otra se presentó fisuración en el concreto que atravesaba el ancho de

la placa tal como se muestra en la Figura 28; hubo separación del tablero metálico del

concreto.

A los conectores de cortante instalados en la segunda placa se les percibió una leve

deformación en el alma (Figura 30a). También se pudo observar la falla por cizallamiento

que se generó en la placa de concreto justo donde se encontraban instalados los conectores

de cortante (Figura 30b).

49


En la Figura 29 se puede observar la gráfica de carga vs. desplazamiento obtenida del

ensayo de la probeta 2. Los ensayos a compresión de los tres cilindros de concreto indican

que en el momento del ensayo el concreto de las placas tenían una resistencia f’c de 22

MPa.

50


-20

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0.0 0.4 0.8 1.2 1.6 2.0 2.4 2.9 3.3 3.7 4.1 4.5 4.9 5.3 5.7 6.1 6.5 6.9 7.3 7.7 8.2 8.6 9.0 9.4 9.8 10.210.611.011.411.812.212.613.113.5

Car

ga (

kN)

Desplazamiento (mm)


51

a)

b)


Probeta 3

No se obtuvo datos de la probeta, debido a que accidentalmente se cargó la probeta sin

comenzar con el ensayo.

5.5 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS A FLEXIÓN

Probeta 4

La carga última en esta probeta fue de 240 kN con un desplazamiento del cabezal de

20,59 mm, tres conectores de cortante ubicados en los extremos de la placa fallaron por

soldadura, a los demás conectores de cortante se les percibió una deformación en el alma

(Figura 31).

52

Figura 31 Estado de los conectores de cortante en la probeta 4 después del ensayo.

En los extremos de la placa, junto a las vigas WF 12X26 utilizadas como accesorio de

carga, se evidenciaron fisuras que iban a lo ancho de toda la placa justo en donde existe

cambio de espesor, y en el extremo donde fallaron los conectores de cortante por

soldadura, se fracturó la placa tal como se muestra en la (Figura 32a y b). En la Figura 33

se puede observar la deformación permanente del tubo debido a la carga sobre impuesta.

El tablero metálico se separó del concreto en la zona donde ocurrió la fractura de la placa.

(a)

(b)


53

Figura 33 Deformación del tubo en la probeta 4




MPa.

54


0.00

50.00

100.00

150.00

200.00

250.00

300.00

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 40.0 45.0

Car

ga (

kN)

Desplazamiento (mm)


55

Probeta 5

La carga última en esta probeta fue de 265 kN con un desplazamiento del cabezal de

21,10 mm, se evidencia una deformación en el alma de los conectores como se muestra

en la Figura 35.


En los extremos de la placa, junto a las vigas WF 12X26 utilizadas como accesorio de


cambio de espesor, también hubo fisuras en el sentido longitudinal de la placa, que

comenzaban justo debajo del accesorio de carga tal como se muestra en la Figura 36 y

Figura 37; también se evidenció una gran deformación en uno de los tubos que conforman

la placa en sección compuesta y una falla local en uno de los tubos, tal como se muestra

en la Figura 38. Se pudo observar una deformación permanente del tubo debido a la carga

sobre impuesta y el desprendimiento del tablero metálico del concreto en uno de los

extremos de la placa.


56

Figura 37 Representación gráfica de las fisuras de la probeta 5




MPa.

Figura 38 Deformación del tubo en la probeta 5

1m

2m

57


0.00

50.00

100.00

150.00

200.00

250.00

300.00

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0

Car

ga (

kN)

Desplazamiento (mm)


58

Probeta 6

Debido a que esta probeta fue la primera en ensayar, se tuvo inconvenientes con la

acomodación en el marco de carga, por esta razón la probeta se cargó y descargó varias

veces hasta que en el octavo intento se logró fallar pero ya presentaba fisuras al inicio del

ensayo. La carga última en esta probeta fue de 216 kN con un desplazamiento del cabezal

de 23,68 mm, se evidencia una deformación en el alma de los conectores como se puede

ver en la Figura 40; el tablero metálico se separó del concreto en uno de los extremos de

la placa.


En los extremos de la placa, junto a las vigas WF12X26 utilizadas como accesorio de


cambio de espesor, también hubo fisuras en el sentido longitudinal de la placa, que

comenzaban justo debajo del accesorio de carga como se puede apreciar en la Figura 41

y en la Figura 42, también se evidenció deformación en uno de los extremos de uno de

los tubos que conforman la placa en sección compuesta, tal como se muestra en la Figura

43a.

59


Figura 42 Representación gráfica de las fisuras de la probeta 6

En la Figura 43b se puede observar la deformación permanente del tubo debido a la carga

sobre impuesta. En la Figura 44 se puede observar la gráfica de carga vs desplazamiento

obtenida del ensayo de la probeta 6. Los ensayos a compresión de los tres cilindros de

1m

2m

60

concreto indican que en el momento del ensayo el concreto de las placas tenían una

resistencia f’c de 30 MPa. En la Figura 43c y Figura 43d se puede ver el estado de los

conectores de cortante después del ensayo de la probeta, se puede apreciar que la

deformación del alma de los conectores de cortante fue muy leve.

(a)

(b)

(c)

(d)

Figura 43 Deformación del tubo y estado de los conectores de cortante en la probeta 6

61


0

50

100

150

200

250

0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0

Car

ga (

kN)

Desplazamiento (mm)

CARGA VS DESPLAZAMIMENTO PROBETA 6C

62

5.6 Análisis de resultados de los ensayos a corte directo

La carga última de las probetas 1 y 2 es menor a la calculada por medio de las ecuaciones

planteadas para conectores de cortante tipo canal en las investigaciones de Huertas Muñoz

(2013) y Hoyos Toro (2015), y mucho menor a la calculada por medio de la ecuación

presentada en el reglamento NSR-10. En los ensayos se pudo verificar que las fallas

presentadas fueron en su mayoría por la placa de concreto, distinto a lo diseñado lo cual

indicaba una falla por los conectores de cortante.

En la Tabla 10 se puede observar la comparación entre las capacidades teóricas y

experimentales de la probeta 1. La capacidad teórica más cercana a la experimental fue la

calculada por medio de la ecuación de Hoyos Toro (2015), obteniendo una diferencia de

18 kN equivalente al 89,9% de la capacidad calculada. El porcentaje de diferencia de

capacidad se obtiene por medio de la Ecuación 17.

% 𝑃𝑛 =𝑃𝑛𝑒𝑥𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙 − 𝑃𝑛𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑜

𝑃𝑛𝑒𝑥𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙

Ecuación 17

Tabla 10 Comparación de la capacidad teórica y experimental de la probeta 1


Pn (kN) Experimental

DIFERENCIA (kN)

% Pn

NSR 10 63 252 161,8304 90 56

Huertas 2013 46 185 161,8304 23 14

Hoyos Toro 2015 45 180 161,8304 18 11

En la Tabla 11 se puede observar la comparación entre las capacidades teóricas y

experimentales de la probeta 2. La capacidad teórica más cercana a la experimental fue la

calculada por medio de la ecuación de Hoyos Toro (2015), obteniendo una diferencia de

51 kN equivalente al 72,6% de la capacidad calculada.

Tabla 11 Comparación de la capacidad teórica y experimental de la probeta 2



DIFERENCIA (kN)

% Pn

NSR 10 65 259 135,4068 124 92

Huertas 2013 49 197 135,4068 62 46

Hoyos Toro 2015 47 187 135,4068 51 38

En ambas probetas sucedió que las dos placas adosadas al tubo fallaron en diferentes

tiempos, una de las razones por las cuales se pudo presentar esta situación es la diferencia

entre espesores que se tenía entre las placas de una misma probeta, la placa que primero

63

falló en la probeta 1 tenía un espesor de 12 cm, mientras que la otra placa era de 15 cm,

la resistencia del concreto era de 18,8 MPa.

En la probeta 2 falló por soldadura la placa cuyo espesor era de 12 cm a una carga de

135,41 kN, se continuó cargando el tubo con la placa de espesor 11 cm adosada a él y

falló con una carga de 105,88 kN como se puede apreciar en la Figura 29, en este caso la

resistencia del concreto determinada por medio de los cilindros, fue de 21,65 MPa.

Ambas probetas comenzaron a fisurarse por las esquinas del tablero metálico en el lugar

donde se presenta el cambio de espesor, la fisura recorrió todo el ancho de la placa y la

lámina comenzó a separarse del concreto, esto ocasionó que los conectores de cortante no

pudieran alcanzar su máxima resistencia; en la investigación de Huertas Muñoz (2013) se

pudo evidenciar que esta falla era común en las probetas cuyo tablero se instalaba

perpendicular a la viga de acero, tal como es el caso del presente trabajo.

En las probetas 1 y 2 se obtuvo una capacidad menor a la calculada por medio de la

ecuación presentada en el reglamento NSR-10 y en la literatura consultada, lo que indica

la necesidad que se tiene en el país de obtener una formulación para este tipo de sistemas

constructivos, que cada vez es más utilizado en Colombia.

5.7 Análisis de resultados de los ensayos a flexión

La carga última de la probeta 4 es mayor a la calculada por medio de las ecuaciones


(2013) y Hoyos Toro (2015), y también a la calculada por medio de la ecuación presentada

en el reglamento NSR-10.

En la Tabla 12 se puede observar la comparación entre las capacidades y las deflexiones

teóricas y experimentales de la probeta 4. La capacidad teórica más cercana a la

experimental fue la calculada por medio de la ecuación del reglamento NSR 10,

obteniendo una diferencia de 74 kN equivalente al 144,8% de la capacidad calculada, la

diferencia entre la deflexión calculada teóricamente y la obtenida por medición en el

centro de la luz del tubo una vez la muestra fallara es de 2,474 cm, obteniendo una

deflexión del 495% mayor al calculado teóricamente. Se obtuvo una deformación

permanente del tubo en uno de sus extremos de 4.5cm, tal como se muestra en la Figura

45. El porcentaje de diferencia de deflexión se obtiene por medio de la Ecuación 18.

%∆=∆ 𝑒𝑥𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙 − ∆ 𝑡𝑒ó𝑟𝑖𝑐𝑜

∆ 𝑒𝑥𝑝𝑒𝑟𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙

Ecuación 18

64

Tabla 12 Comparación de la capacidad y la deflexión teórica y experimental de la probeta 4

ECUACIÓN Pn (kN) Teórico


Diferencia % Pn ∆falla

Teórico (cm)

∆falla Experimental

(cm) Diferencia %∆

NSR 10 166 240 74 31 0,63 3.1 2,474 80

Huertas 2013 147 240 93 39 0,67 3.1 2,435 79

Hoyos toro 2015 143 240 97 40 0,67 3.1 2,432 78

Figura 45 Deformación permanente probeta 4








obteniendo una diferencia de 97 kN equivalente al 157,7% de la capacidad calculada, la

diferencia entre la deflexión calculada teóricamente y la obtenida por medición en el

centro de la luz del tubo una vez la muestra fallara es de 0,13 cm, obteniendo una

deflexión del 79,5% del calculado teóricamente.

65





Teórico (cm)


(cm) Diferencia %∆

NSR 10 168 265,21 97 37 0,63 0,5 -0,13 26

Huertas 2013 149 265,21 117 44 0,68 0,5 -0,18 36

Hoyos toro 2015

144 265,21 121 46 0,68 0,5 -0,18 37








obteniendo una diferencia de 48 kN equivalente al 128,5% de la capacidad calculada, no

se pudo obtener una comparación entre la deflexión teórica y la experimental, debido a

que en el momento de la falla no se tomó la medida.





Teórico (cm)

NSR 10 168 216,39 48 22 0,63

Huertas 2013 149 216,39 67 31 0,68

Hoyos toro 2015

145 216,39 72 33 0,69

En las tres probetas a flexión se obtuvieron capacidades por encima del 40% de las

calculadas mediante las ecuaciones tomadas de la literatura, lo que indica que se

subestima la capacidad y reafirman la necesidad que se tiene en el país de obtener una

formulación para este tipo de sistemas constructivos, que cada vez es más utilizado en

Colombia.

En las tres probetas ensayadas a flexión se evidencian fisuras en los extremos de las

placas, en estas zonas es por donde la falla inició y por ende es donde se presentan

mayores solicitaciones, esto es reafirmado por los conectores de cortante cuyas

deformaciones se muestran en mayor medida en estas zonas.

66

En los ensayos a flexión se pudo comprobar que cuando la resistencia del concreto

aumenta, la capacidad de la sección compuesta es mayor. También se evidenció que los

tubos sufrieron deformaciones en su sección transversal debido a la carga sobreimpuesta

a las probetas, lo que reafirma la importancia de colocar viguetas cuya sección pueda

resistir las cargas a la cual será sometida la placa, sin sufrir deformaciones localizadas,

ya que esto ayuda a la disminución de la capacidad de la sección compuesta.

En la Tabla 15 se puede comparar las deflexiones obtenidas teóricamente,

experimentalmente y por medio del software Cypecad de las probetas 4 y 5. En esta tabla

se puede observar que para la probeta 4 la deflexión obtenida de manera experimental es

mucho mayor a la calculadas teóricamente y la obtenida por medio del software; mientras

que para la probeta 5 la deflexión obtenida luego que la muestra fallara, es muy cercana

a las deflexiones calculadas por medio de las ecuaciones y por el software.

Tabla 15 Comparación de la deflexión teórica y experimental de las probetas 4 y 5

ECUACIÓN

PROBETA 4 PROBETA 5

∆falla Teórico

(cm)


(cm) Diferencia %

∆falla Teórico

(cm)


(cm) Diferencia %

NSR 10 0,63 3,1 2.474 80 0,63 0,5 -0,13 26

Huertas 2013 0,67 3,1 2.435 79 0,68 0,5 -0,18 28

Hoyos toro 2015

0,67 3,1 2.432 78 0,68 0,5 -0,18 28

Cypecad 0,74 3,1 2.360 76 0,74 0,5 -0,240 48

5.8 Análisis de elementos finitos: verificación de pandeo elástico

en perfil de lámina delgada

Para el modelo con elementos finitos se utilizó el software SAP 2000, en él se modeló la

probeta ensayada a flexión (Figura 46), utilizando el elemento tipo Shell para simular los

perfiles metálicos de 3 mm de espesor y tipo sólido para la placa de concreto de 21 MPa.

La modelación parte del principio en que existe una sección compuesta del 100%

(conexión perfecta entre los perfiles metálicos y la placa de concreto); lo anterior debido

a que se busca encontrar la carga de pandeo elástico para poder compararla con la carga

de falla obtenida experimentalmente y mediante esto descartar que la falla por pandeo

elástico se produzca antes que la falla por los conectores de cortante.

67

Figura 46 Modelación de la probeta a flexión en SAP 2000

La carga de falla por pandeo obtenida luego de correr el modelo utilizando la herramienta

de análisis Buckling es de 301 kN el cual es mayor a la carga de falla obtenida

experimentalmente que fue de 240 kN para la probeta 4, 265 kN para la probeta 5 y 216

kN para la probeta 6, lo que quiere decir que primero ocurre la falla por los conectores de

cortante antes que por pandeo elástico.

Como se puede apreciar en la Figura 47 y en la Figura 48, las mayores deformaciones de

los perfiles metálicos se presentan en la parte media donde el momento es máximo. Este

es el pandeo elástico que se obtendría en caso de que lográramos garantizar una sección

100% compuesta por medio de los conectores de cortante.

El siguiente paso fue cargar el modelo con el valor de la carga de falla por pandeo elástico

de 300 kN (Figura 49) y comparamos los esfuerzos de von Mises que se muestran en la

Figura 50 con el valor de la resistencia a la fluencia de los perfiles metálicos; según las

especificaciones del proveedor, la tubería estructural utilizada en las probetas tiene una

resistencia a la fluencia mínima de 345 MPa, al comparar este valor con los obtenidos en

el modelo, se puede verificar que ningún esfuerzo sobrepasa el de fluencia.

68

Figura 47 Deformaciones verticales. En mm

69

Figura 48 Deformaciones totales. En mm

Figura 49 Modelo con carga de falla por pandeo elástico

70

Figura 50 Esfuerzos de von Mises con carga de falla por pandeo elástico. kN/m2

Luego, se procede a cargar el modelo con las cargas de falla obtenidas de forma

experimental al ensayar las probetas 4 y 5 240 kN y 265 kN respectivamente, para

comparar las deformaciones calculadas por el programa con las obtenidas en los ensayos.

La Figura 51 muestra la deformación obtenida por el programa para una carga de 240 kN

la cual corresponde a la carga de falla de la probeta 4, esta deformación es de 3,12 mm y

la obtenida en el laboratorio es de 31 mm obteniendo una diferencia de 894%. En la Figura

52 se puede observar que la deformación para la carga de 265 kN que corresponde a la

probeta 5 es de 3,38 mm y la medida en el laboratorio es de 5 mm obteniendo una

diferencia del 32%. Las deflexiones experimentales son mayores debido a la falla ocurrida

en los conectores de cortante en el momento del ensayo.

71

Figura 51 Deformación con carga de falla experimental de la probeta 4. En mm

Figura 52 Deformación con carga de falla experimental de la probeta 5. En mm

72

Capítulo 6: Conclusiones y Recomendaciones

• Debido a que se contó únicamente con presupuesto propio, solamente se pudieron ensayar

tres probetas a corte directo y tres probetas a flexión todas con la misma configuración, por

lo tanto, no se pudo verificar el comportamiento del sistema con espesores de perfil más

gruesos y/o más delgados, con anchos de perfil mayores y con otras alturas de tablero

metálico. Además, en algunas probetas se presentaron al momento del ensayo

inconvenientes por lo cual no se pudo recolectar datos completos para el análisis.

• Existe una limitación en el ancho del perfil utilizado como vigueta al momento de construir

los entrepisos, ya que pueden existir inconvenientes al momento de soldar los conectores

de cortante por la falta de espacio y esto conlleva a fallas por soldadura, lo que disminuye

la capacidad de la sección compuesta.

• Es importante tener en cuenta el espesor del perfil que se va a utilizar como vigueta, como

se evidenció en el modelo de elementos finitos, la falla por pandeo elástico en los perfiles

metálicos de espesor 3 mm, no está muy alejada de la falla presentada en los ensayos de

laboratorio, por lo que no es recomendable utilizar espesores menores a este.

• En los ensayos de corte directo en general se obtuvieron diferencias en las capacidades

entre 11% y 92% a las calculadas por medio de la teoría, mientras que en los ensayos a

flexión se obtuvieron diferencias entre 31% y 72% a las calculadas por medio de la teoría;

por lo cual se puede concluir que ninguna de las ecuaciones utilizadas en el presente trabajo

predijo de manera aceptable la capacidad de la sección compuesta, lo anterior es debido a

que estas ecuaciones no están desarrolladas para el sistema de entrepisos utilizado en el

presente trabajo y por lo tanto se reafirma la necesidad que se tiene en el país de obtener

una formulación para este tipo de sistemas constructivos, que cada vez es más utilizado en

Colombia.

• En el ensayo a flexión se evidenció que los conectores de cortante con mayor deformación

son los ubicados en el extremo de la placa, en esta zona es también donde la probeta

comenzaba a fisurarse al momento del ensayo debido a que es el lugar donde el cortante es

mayor, esto demuestra que se debe tener especial cuidado en la instalación de los

conectores en esta zona.

• Según lo observado en las placas 4 y 5, la capacidad de las mismas está directamente

relacionada con la resistencia del concreto f’c; lo cual demuestra que, a mayor resistencia

a la compresión del concreto, mayor es la capacidad de la placa en sección compuesta; lo

73

anterior, es acorde a lo observado en las investigaciones de Hoyos Toro (2015) y Huertas

Muñoz (2013).

• Se evidenciaron problemas de encofrado y de vibrado del concreto en las placas, por lo que

se recomienda para futuros trabajos prestar mayor atención a la ejecución de las probetas

y en lo posible utilizar concreto mezclado en planta.

• Se recomienda para futuros estudios utilizar dispositivos para el confinamiento lateral en

las pruebas de corte directo similares al realizado en la investigación de Hoyos Toro (2015),

debido a que la carga lateral que aplican en las placas se acerca más a la realidad al simular

las cargas verticales que suceden en los entrepisos.

• Se recomienda para futuros estudios realizar una instrumentación de las probetas más

detalladas, para poder realizar un mejor análisis de las fallas obtenidas en el ensayo y de

esta manera realizar una comparación más minuciosa de lo obtenido experimentalmente y

lo calculado por medio de la teoría.

• En el análisis de elementos finitos realizado, se pudo descartar una falla por pandeo elástico

antes de la falla por los conectores de cortante, por lo que se pudo comprobar que el diseño

del sistema está regido por la sección compuesta que a su vez se encuentra limitada por el

tablero metálico utilizado, ya que las separaciones de los valles de la lámina son los que

me limitan la cantidad y separación de los conectores de cortante.

• Se pudo observar que las deflexiones del modelo en elementos finitos son menores a las

obtenidas en los ensayos a flexión, esto debido a que el modelo representa una sección

100% compuesta mientras que las probetas ensayadas eran secciones parcialmente

compuestas.

• Al modelar por elementos finitos el sistema en sección compuesta para la probeta 4 y

comparar este modelo con el realizado en Cypecad cargando el perfil metálico, se puede

comprobar que, al utilizar la sección compuesta las deformaciones son menores que cuando

el sistema no trabaja de esta manera, por lo que se confirma una de las ventajas de utilizar

este tipo de sistemas en los cuales se toma las bondades del concreto y del acero para

trabajar de manera conjunta.

74

Referencias

Alvarez Mantilla, M. C., & Pinilla Arenas, J. J. (2010). Sistema de entrepiso metálico con Steel

Deck y viguetas en Perlín cajón en sección compuesta acero-concreto. Bogotá: Pontificia

Universidad Javeriana .

AIS, A. C. (2010). Reglamento Colombiano de construcción Sismo Resistente (NSR-10).

Colombia.

Bautista, J. C. (2003). Secciones compuestas de acero-concreto (Método LRFD). México, D.F.:

Instituto Politécnico Nacional.

Bonilla Rocha, J., Mirambell Arrizabalaga, E., Larrúa Quevedo, R., & Recarey Morfa, C. (2012).

Behavior and strength of welded stud shear connectors in composite beam. Facultad de

Ingeniería Universidad de Antioquia N.° 63, (93-104).

Ernst, S., Bridge, R., & Wheeler, A. (2010). Correlation of Beam Tests with Pushout Tests in

Steel-Concrete Composite Beams. Journal of Structural Engineering , (183 - 192).

EUROPEAN COMMITTEE FOR STANDARDIZATION. (2004). Eurocode 4: Design of

composite steel and concrete structures -Part 1-1: General rules and rules for buildings.

EN 1994. Bruselas.

Guzmán Varón, C. H., & Garza Vasquez, L. (2016). Comparación de conectores de cortante

tipo espigo con cabeza con tipo perno sobre tablero metálico. Medellín: Convenio

EAFIT-UNIQUINDIO.

75

Hoyos Toro, F. (2015). Comportamiento de conectores de cortante tipo canal laminado

embebidos en losa de concreto vaciada sobre tableros metálicos. Santiago de Cali:

Universidad del Valle.

Huertas Muñoz, J. C. (2013). Comportamiento de canales como conectores de cortante para un

sistema de sección compuesta usando lámina colaborante. Bogotá: Universidad Nacional

de Colombia.

Hurtado, X. F., Molina, M., & Lineeros, D. L. (2008). Comportamiento de conectores de

cortante tipo tornillo de resistencia grado dos para un sistema de sección compuesta.

Revista Ingeniería e investigación Vol. 28 N° 2, (4-14).

Larrañaga Rubio, S., & Molina Herrera, M. (2007). Comportamiento de los conectores de

cortante tipo tornillo de resistencia grado dos para una sección compuesta con concreto

de 28 MPa. Revista Ingeniería e Investigación Vol. 27 N° 2, (18-25).

McCormac, J. C. (2003). Diseño de estructuras de acero: Método LRFD. Alfaomega.

Molina Herrera, M., & Ortiz Porras, J. A. (2006). Determinación del comportamiento bajo cargas

concentradas de perfiles de lámina delgada (MM). Revista Ingeniería e Investigación Vol.

26, N° 3, (12-25).

Nellinger, S., Odenbreit, C., Obiala, R., & Lawson, M. (2017). Influence of transverse loading

onto push-out tests with deep steel decking. Journal of Constructional Steel Research,

(335-353).

Ollgaard, J., Slutter, R., & Fisher, J. (1971). Shear strength of stud connectors in lightweight and

normal weight concrete. AISC Engineering Journal.

76

Pashan, A. (2006). Behaviour of channel shear connectors: Push-Out Tests. Saskatoon,

Saskatchewan (Canadá): University of Saskatchewan.

Patrick, M., & Liang, S. (2000). Shear connection to steel tubes used in composite beam

construction. Composite Construction in Steel and Concrete IV, (699 - 710).

Prakash, A., Anandavalli, N., Madheswaran, C., & Lakshmanan, N. (2012). Modified Push-out

Tests for Determining Shear Strength and Stiffness of HSS Stud Connector-Experimental

Study. International Journal of Composite Materials 2012, (22-31).

Sampieri, R. H. (2014). Metodología de la investigación. Mc Graw Hill.

Sánchez, G. M. (2011). Caracterización del comportamiento de placas de concreto en sección

compuesta con perfiles de acero doblados en frío. Cali: Universidad del Valle.

Segui, W. T. (1999). Diseño de estructuras de acero con LRFD. Thomson.

Shariati, A., Ramli Sulong, N., Suhatril, M., & Shariati, M. (2012). Investigation of channel

shear connectors for composite concrete and steel T-beam. International Journal of

Physical Sciences Vol. 7(11), (1828 - 1831).

Valencia Clement, G. (2010). Diseño básico de estructuras de acero de acuerdo con NSR 10.

Bogotá: Escuela Colombiana de Ingenieros.

Viest, I., Siess, C., Appleton, J., & Newmark, N. (1952). Full-Scale tests of channel shear

connectors and composite T-Beams. Illinois: Universidad de IIlinois, Urbana.

77

Wehbe, N., Bahmani, P., & Wehbe, A. (2013). Behavior of Concrete/Cold Formed Steel

Composite Beams: Experimental Development of a Novel Structural System.

International Journal of Concrete Structures and Materials, (51 - 59).

Wu, H., & Hosain, M. (2000). Composite beams with parallel wide ribbed metal deck.

Composite Construction in Steel and Concrete IV, (415-425). Obtenido de https://doi-

org.ezproxy.umng.edu.co/10.1061/40616(281)36

78

Anexos

79

ANEXO 1 RESULTADO DE ENSAYOS DE CILINDROS DE CONCRETO A

COMPRESIÓN

ENSAYOS A CORTE DIRECTO

N° Cilindro

Resistencia a la compresión en MPa

Probeta 1 Probeta 2 Probeta 3

1 18.01 21.95 25.69

2 19.33 21.83 25.41

3 19.10 21.17 26.16

Promedio 18.82 21.65 25.75

Desviación estándar 0.58 0.34 0.31

ENSAYOS A FLEXIÓN

N° Cilindro

Resistencia a la compresión en MPa

Probeta 4 Probeta 5 Probeta 6

1 29.16 30.53

2 29.21 30.15 29.70

3 27.15 30.84 31.57

Promedio 28.18 30.05 30.60

Desviación estándar 1.03 0.69 0.76

80

ANEXO 2 CERTIFICADOS DE CALIDAD

82

ANEXO 3 MODELO CON ELEMENTOS FINITOS

Se realiza un modelo con elementos finitos en SAP 2000 utilizando la herramienta de análisis

Buckling, el modelo corresponde a las probetas ensayadas a flexión las cuales son de 1 m de ancho

y 2 m de longitud; están conformadas por dos tubos de 150 mm * 50 mm * 3mm ubicados a 25

cm del borde, este tubo se modeló como un elemento tipo Shell y la placa de concreto vaciada

sobre tablero metálico de 10 cm se modeló como elemento tipo sólido. Se ubicaron dos líneas de

carga a 50 cm de los apoyos en sentido perpendicular a la tubería con cargas unitarias Q= 1 kN/m

tal como se muestra en la Figura 53, se corre el caso denominado Buck 1 de tipo Buckling como

se puede observar en la Figura 54, una vez el modelo ha terminado de correr muestra en la Figura

55 el factor de carga 150,61561 lo que indica que la carga de falla por pandeo elástico son

150,61561 veces cada línea de carga que es igual a 301 kN.

La modelación parte del principio en que existe una sección compuesta del 100% (conexión

perfecta entre los perfiles metálicos y la placa de concreto); lo anterior debido a que el objetivo de

este modelo es encontrar la carga de pandeo elástico para poder compararla con la carga de falla

obtenida experimentalmente y mediante esto descartar que la falla por pandeo elástico se produzca

antes que la falla por los conectores de cortante.

Figura 53 Ubicación de las líneas de carga

83

Figura 54 Casos de carga para verificar pandeo elástico

Figura 55 Factor de carga resultante

Una vez se tiene la carga de falla por pandeo elástico, se procede a cargar el modelo con la carga

de pandeo de 150 kN/m (Figura 56 y Figura 57) en cada una de las posiciones de carga que

coinciden con la posición de la carga de las probetas del laboratorio y de nuevo se corre el modelo

para verificar los esfuerzos de von Mises que no superen el esfuerzo de fluencia de la tubería

(Figura 50).

84

Figura 56 Modelo con la carga de pandeo elástico

Figura 57 Casos de carga para verificar esfuerzos de von Mises

Una vez se verifican los esfuerzos de von Mises, se procede a cargar el modelo con la carga de

falla experimental que para la probeta 4 corresponde a 240 kN y para la probeta 5 a 265 kN, esto

se hace con el fin de poder comparar las deflexiones del modelo y las deflexiones experimentales

(Figura 58 y Figura 59).

85

Figura 58 Modelo con la carga experimental de la probeta 4

Figura 59 Casos de carga para verificar deflexiones

anÁlisis del comportamiento de placas de concreto …

Documents