Sherley Larrañaga Rubio1 y Maritzabel Molina Herrera2
1 Ingeniera civil, Fundación Universitaria Agraria de Colombia, UNIAGRARIA. M. Sc., en Ingeniería - Estructuras, Universidad Nacional de Colombia. Profesora y Jefe de área de estructuras, Fundación Universitaria Agraria de Colombia - UNIAGRARIA. sclarranagar@unal.edu.co
2 Ingeniera civil, Universidad Nacional de Colombia. M. Sc., en Estructuras, Universidad Nacional de Colombia. Estudiante del Master, Métodos Numéricos para el Cálculo y Diseño en Ingeniería, Universidad Politécnica de Cataluña, Barcelona, España. Estudiante del doctorado en Análisis Estructural, Universidad Politécnica de Cataluña, Barcelona, España. Profesor asociado, Universidad Nacional de Colombia, Bogotá. mmolinah@unal.edu.co, mmolinahun@gmail.com
RESUMEN
]]> En Colombia el uso de los conectores de cortante tipo tornillo ha sido cada vez mayor; sin embargo, estos se han venido diseñando de acuerdo con los parámetros establecidos en las Normas Colombianas de Diseño Sismorresistente (NSR-98), requisitos establecidos para conectores tipo espigo. Este trabajo constituye un punto de partida del análisis del comportamiento de los conectores tipo tornillo en secciones compuestas. En la parte experimental se elaboraron 54 probetas compuestas por un perfil metálico y dos placas de concreto donde se encuentran embebidos los conectores. Se utilizaron tornillos con diámetros de 1/2” (12,7 mm), 5/8” (15,9 mm) y 3/4” (19,1 mm), colocados a diferentes separaciones, estas probetas fueron ensayadas a corte directo, y con los datos obtenidos se proponen las ecuaciones para la determinación de la resistencia de este tipo de conectores en secciones compuestas acero–concreto.Palabras clave: conectores de cortante, secciones compuestas, tornillo.
ABSTRACT
Screw shear connectors are being more commonly used in compound concrete sections in Colombia; however, they have been designed in line with Colombian Seismic-Resistant Standards (NSR-98) rather than those established for stud shear connectors. This work represents a starting point for analysing screw shear connector behaviour. 54 specimens were made for the experiment, consisting of a metallic profile and two concretes slabs where the connectors were embedded. 1/2” (12.7mm), 5/8” (15.9mm) and 3/4” (19.1mm) diameter screws were used and placed at different distances. The push-out test was used with these specimens and results were provided by using some equations for determining this type of connector’s strength in steel–concrete sections.
Keywords: stud shear connector, compound section, screw.
Recibido: septiembre 4 de 2006
Aceptado: junio 7 de 2007
Introducción
Las secciones compuestas acero–concreto se han empleado desde 1920 aproximadamente. Hacia 1950 comenzaron a ser utilizadas en puentes, luego de las investigaciones realizadas por Viest (Viest, 1956). Para la década de 1960 se implementaron en el diseño de edificios de acuerdo con las normas introducidas en las especificaciones del AISC en 1961, las cuales están basadas en los estudios de Slutter y Driscoll (Slutter y Driscoll, 1961).
En 1971, a través de una serie de investigaciones realizadas en vigas compuestas y modelos a pequeña escala, usando concretos de diferentes resistencias y varios tamaños de conectores tipo espigo, se analizó el comportamiento entre estos y la resistencia del concreto, con lo cual se estableció la ecuación para determinar la resistencia de los conectores de cortante tipo espigo (Ollgaard, Slutter y Fisher, 1971, pp. 55-64), ecuación que es utilizada para el diseño de dichos conectores en secciones compuestas.
]]> En nuestro país el uso de conectores tipo espigo es bajo, en la mayoría de entrepisos con secciones compuestas se han venido empleando como conectores de cortante tornillos, ángulos y otros elementos. En el caso de los tornillos, frente a la falta de especificaciones, estos son diseñados de acuerdo con la ecuación establecida en el artículo F.2.9.5 de las Normas Sismorresistentes (NSR-98), definida únicamente para los conectores tipo espigo (stud) y no para los tornillos; adicionalmente la norma especifica en el artículo F.2.9.6 que cuando se utilicen como conectores de cortante elementos diferentes a los tratados en el numeral F.2.9.5, deben realizarse estudios experimentales que sustenten la metodología de diseño realizada.Por tanto, en esta investigación se estudia la influencia de la separación entre los conectores y las variaciones de diámetro de los tornillos grado dos con concreto de 28MPa en la resistencia de secciones compuestas y la clase de falla, para posteriormente determinar una formulación de diseño de conectores de cortante tipo tornillo, con el fin de garantizar sistemas de entrepisos más seguros.
Descripción de los modelos
Los modelos consisten en un perfil MM de lámina delgada de 0,30 m de altura y 0,40 m de longitud, más dos losas macizas de concreto en cada una de sus aletas, las cuales se unen al perfil por medio de los conectores de cortante tipo tornillo grado 2. Estos fueron soldados a las uniones de los perfiles M, utilizando una soldadura E70-18.
Las dimensiones de las placas de concreto son de 0,50 m de longitud, 0,30 m de ancho y 0,10 m de espesor, como se muestra en la Figura 1.
Para determinar la influencia de los tornillos en la resistencia y tipo de falla de las probetas se ensayaron dieciocho modelos con una resistencia de los conectores de cortante tipo tornillo grado (2), en los cuales se variaron el diámetro, la separación y la cantidad de tornillos, como se indica en la Tabla 1. Por cada tipo de modelo se hicieron tres probetas, fabricándose en total cincuenta y cuatro probetas para dieciocho modelos.
Materiales
Se efectuaron pruebas a cada material de las probetas con el fin de establecer sus propiedades mecánicas.
Concreto
]]> Los ensayos de compresión estándar (a los veintiocho días) dieron como resultados una resistencia promedio a la compresión del concreto con el refrentado con azufre (f´c), de 30,43 MPa.Para definir las propiedades del concreto al momento de efectuar los ensayos fue necesario extraer seis núcleos de 0,075 m de diámetro y 0,15 m de altura, para la determinación de la resistencia a la compresión, el módulo de elasticidad y la resistencia a la tracción del concreto.
En la Tabla 2 se despliegan los resultados obtenidos de los ensayos, donde se calculó un esfuerzo a la compresión promedio (f’c) de 42,2 MPa, siendo mayor al encontrado a los veintiocho días; el módulo de elasticidad fue de 21,0 MPa y esfuerzo a la tracción de 8,2 MPa.
Perfil de acero tipo M
Se utilizaron perfiles abiertos tipo M formados en frío (Figura 2). Para establecer las propiedades básicas del acero se determinó la curva esfuerzo–deformación por medio del ensayo a tensión; para ello se ensayaron tres probetas, obteniendo los siguientes resultados:
]]> E = 20100 kg/mm2 = 201000 MPa
Conectores de cortante tipo tornillo
Como conectores de cortante se emplearon tornillos grado 2 de cabeza hexagonal de diámetros de 1/2” (12,7 mm), 5/8” (15,9 mm) y 3/4” (19,1 mm), con una longitud de 2” (50,8 mm).
]]> Dos conectores de cada diámetro de tornillo fueron ensayados a corte y a tensión simple; las pruebas se realizaron en la Escuela Colombiana de Ingeniería (Figura 3). Los resultados de estos ensayos se presentan en la Tabla 3.
Cargas nominales
Con el fin de estimar en forma aproximada la carga de los ensayos se calcularon las cargas nominales (o resistentes) teóricas para los cuales se producen la falla del material, ya sea en el concreto, los conectores o la soldadura de los tornillos.
Para el cálculo de estas cargas nominales de los modelos se usaron las propiedades de cada uno de los materiales y los procedimientos de la NSR-98, concretamente de los conectores de cortante F-2-9-5. En la Tabla 4 se señalan las cargas nominales.
Construcción de los modelos
]]> Los modelos se elaboraron en una planta de estructuras metálicas para asegurar las mejores condiciones en el proceso de corte y soldadura de los perfiles, así como la soldadura de los tornillos. En este procedimiento fueron armados los perfiles cajón tipo MM, los cuales se unieron por medio de soldadura E70-18 de cordón continuo a lo largo de toda la longitud del perfil, para garantizar que la falla no sucediera por causa de la soldadura; los conectores fueron colocados con soldadura de contorno (Figura 4).
Para la fundida del concreto se construyó una formaleta especial en madera y perfiles de acero debido a que se requería que las dimensiones de las placas fueran lo más exactas posibles, con el fin de disminuir la variabilidad geométrica entre las muestras.
Procedimiento de ensayo
La forma experimental más empleada en la evaluación del comportamiento y de los esfuerzos de los conectores de cortante es el ensayo o prueba Push-out. Este método de ensayo se ha venido usando desde hace varios años para el estudio del comportamiento de los conectores en vigas de secciones compuestas y consiste en aplicar una carga vertical en la parte superior de la sección de acero, la cual es transmitida a las placas de concreto a través de los conectores, produciendo un desplazamiento del perfil, que a su vez genera una fuerza de fricción entre perfil y placas.
Debido a que en la interfase acero–concreto la adherencia no es apreciable, esta fuerza es tomada por los conectores, que cuales trabajan a corte para trasmitirla del perfil al concreto. Para este montaje del ensayo se empleó un marco de carga con un gato de 500 kN de capacidad hidráulica (Figura 5).
]]> Las probetas fueron colocadas de forma vertical, dejando 0,10 m libres para que en el momento de aplicarse la carga en el perfil, éste se pudiera desplazar hasta que la sección falle.La carga se aplicó de manera vertical y distribuida por medio de una platina de 2,54 cm de espesor, con incrementos de esfuerzo constante de 1 MPa, y a su vez se midió el desplazamiento vertical del perfil.
Instrumentación
La instrumentación de los ensayos se realizó con dos deformímetros mecánicos de precisión de 0,01 mm, que se colocaron a cada uno de los lados del perfil por medio de bases magnéticas para medir el desplazamiento del mismo. Las mediciones fueron tomadas en cada uno de los rangos de la carga aplicada (Figura 5).
Resultados de las pruebas
]]> Curvas promedio de los modelosCon el propósito de establecer el comportamiento de los modelos ensayados se tomaron los resultados de los deformímetros y se encontraron curvas carga–deformación unitaria por probeta, obteniendo las curvas carga–deformación unitaria para cada modelo. Como ejemplo se indica en la Figura 6 la gráfica para el modelo M-2-1.
Modos de falla
Las probetas se ensayaron hasta la carga última, en ellas se evidenciaron varios tipos de falla debidas a la influencia de la cantidad, el diámetro y la separación de los conectores.
En el momento de ser aplicada una pequeña parte de la carga se generaba la separación del acero y el concreto, quedando unida la sección solamente por los conectores de cortante. A medida que se seguía aplicando la carga se presentaba una etapa de deslizamiento del perfil, y por último, se producía la falla. Básicamente se observaron tres tipos de falla:
]]> Por soldadura: se generó en los modelos que constan de un tornillo de diámetro de 1/2”, modelo M-1-1.Por rotura del concreto: dentro de ella falla se observaron tres formas de rotura del concreto: en dos, tres y cuatro partes. Estos casos de falla se evidencian en la mayoría de modelos y se presenta combinado tanto con las de pandeo del perfil como de rotura de la soldadura.
Por daños en el perfil: se reflejaron dos formas de daño, una se produjo en la parte superior del perfil (aplastamiento) y la otra fue una abertura del perfil en la parte inferior. Este tipo de falla sucedió en muy pocas de las probetas y con presencia de la falla por rotura del concreto, especialmente cuando se ensayaron las de diámetro de 5/8” con dos conectores y para los diámetros de 3/4” con tres tornillos.
En la Tabla 5 se describen los diferentes tipos de falla
Comportamiento de los conectores
La influencia de los conectores en el comportamiento de la sección compuesta se hizo evidente en el momento de la rotura del concreto.
En las probetas con diámetro de 1/2” (12,7 mm) y un solo tornillo, la falla se produjo por la soldadura; además, se observó una cierta deformación del tornillo (Figura 8).
]]>
En las probetas que tienen dos y tres conectores se encontró que el conector inferior es el que más se deforma, mientras que el superior no presenta ningún tipo de deformación. En algunos casos se presentó falla por soldadura en el conector inferior, mientras que en un modelo específico se fracturó el conector superior (de probetas con dos conectores), (Figura 9).
Análisis de resultados
Analizando los resultados obtenidos se establecen unas relaciones matemáticas entre las variables para así determinar unas ecuaciones generales que establezcan en forma aproximada el comportamiento de los conectores tipo tornillo grado 2 con concreto de 28MPa, dando un estimativo tanto de carga como de desplazamiento.
]]> Relación carga–desplazamientoDe acuerdo con la Figura 10, se puede representar el comportamiento a través de una tendencia lineal; y con base en ella se plantea una ecuación general (1), que lo describe para diferentes separaciones de acuerdo con la carga y el desplazamiento. Es necesario recalcar que esta ecuación fue obtenida según los modelos analizados en esta investigación.
La diferencia entre los datos experimentales y los resultados obtenidos por medio de la ecuación (1) se aprecian en la Figura 10, donde se observa que esta ecuación obedece a un comportamiento lineal, mostrado por medio de las ecuaciones de regresión presentadas en cada gráfica.
Según el análisis, una de las variables que más incide en el comportamiento de estas secciones compuestas es la relación existente entre la carga y el diámetro del conector. Para establecer un estimativo de esta incidencia acorde con los resultados obtenidos en el laboratorio se realizaron varias correlaciones gráficas y una serie de análisis, base de este estudio.
En la Figura 11a se indica la tendencia encontrada con la cual se definieron dos ecuaciones, una para separaciones entre conectores menores a 0,12 m y otra para separaciones entre conectores mayores o iguales a 0,12 m. Es importante aclarar que estas ecuaciones son exclusivamente para conectores tipo tornillo grado 2 y concreto de 28MPa.
Para separaciones menores a 0,12 m:
Para separaciones mayores o iguales a 0,12 m:
Relación carga–separación
]]> En este caso se especificó una ecuación para determinar la resistencia de los conectores tipo tornillo dentro de la sección compuesta (4). Esta ecuación está en función del concreto y de la separación entre conectores. La Figura 11b muestra los datos utilizados y la tendencia encontrada tanto experimentalmente como por la ecuación planteada.
Comparación de ecuaciones
Como se puede ver en las siguientes gráficas (Figura 12), los valores obtenidos experimentalmente son mayores a los esperados teóricamente utilizando la ecuación establecida en la NSR-98 (para conectores tipo espigo), lo que indica una mayor resistencia de los conectores tipo tornillo.
La diferencia entre las cargas es notable, la cual varía entre 100kN y 200kN para la gráfica carga vs. diámetro y entre 150kN a 200kN para la de carga vs. separación, mostrando una aumento significativo de la resistencia de los conectores, lo cual influye en la sobrerresistencia de las secciones.
Conclusiones
La resistencia de los conectores tipo tornillo grado 2, se encuentra influenciada principalmente por el diámetro y la resistencia a la compresión del concreto, de acuerdo con las pruebas y los análisis realizados. Con base en ellos se establecieron las siguientes ecuaciones propuestas para conectores de cortante tipo tornillo grado 2:
Para separaciones menores a 0,12 m:
Para separaciones mayores o iguales a 0,12 m:
Existe una resistencia mayor a la esperada de los conectores tipo tornillo, de acuerdo con las ecuaciones formuladas empíricamente y las establecidas en la NSR-98, de aproximadamente el 200%. Esta sobrerresistencia puede deberse a las diferentes propiedades mecánicas del material del espigo y del tornillo, ya que para espigos de ½” a ¾” el esfuerzo último a tensión es de aproximadamente 420 MPa (valor tomado de catálogo de Nelson Stud) y para los tornillos el esfuerzo último a tensión es mayor a 468 MPa (de acuerdo con los ensayos realizados a los tornillos); también puede atribuirse algún porcentaje a la adherencia entre concreto y conector, debida tanto a la rosca del tornillo como a la forma hexagonal de la cabeza del mismo.
]]> La carga última en los conectores de cortante tipo tornillo, de acuerdo con la relación entre carga y desplazamiento, está dada por la siguiente expresión:
Los tornillos como conectores de cortante pueden establecerse dentro de los conectores rígidos, los cuales producen falla en la soldadura o en el concreto a causa de la concentración de esfuerzos en las zonas circundantes al tornillo. Por lo tanto, no es recomendable la utilización de las ecuaciones para conectores de cortante tipo espigo en el diseño de las secciones compuestas con conectores de cortante tipo tornillo.
Agradecimientos
Este trabajo fue posible gracias a la colaboración de la Dirección de Investigación Sede Bogotá (DIB) de la Universidad Nacional de Colombia, quienes financiaron la investigación
Nomenclatura
P: resistencia de conectores tipo tornillo [kN]
fc': resistencia a compresión del concreto [MPa]
Ec: módulo de elasticidad del concreto [MPa] ]]>
Bibliografía
AISC., Asociación Colombiana de Ingeniería Sísmica, Normas Colombianas de Diseño y Construcción Sismo Resistente, Colombia, AISC, 2000. [ Links ]
Allan, B., Yen, B. T., Slutter, R. G., and Fisher, J. W., Comparative Tests on Composite Beams with Formed Metal Deck., Fritz Engineering Laboratory, Report No. 200.76.458.1, Bethlehem, PA., Lehigh University, 1976. [ Links ]
Caro, J. y Muñoz, D., Comportamiento a flexión del sistema conformado por un perfil MM y una losa aligerada compuesta por concreto, perfil omega y bloque de arcilla., Tesis presentada a la Universidad Nacional de Colombia, para optar por al grado de Ingeniero Civil, 2003. [ Links ]
Chinn, J., Pushout Tests on Lightweight Composite Slabs., Engineering Journal, AISC, Vol. 4, 1965, pp. 129-134. [ Links ]
Davies, C., Small-Scale Push-Out Tests on Welded Stud Shear Connectors., Journal Concrete, Sept. 1967, pp. 311-316. [ Links ]
Goble, G. G., Shear Strength of Thin Flange Composite Specimens., Engineering Journal, Vol. 5, 1968, pp. 62-65. [ Links ]
Ollgaard, J. G., Slutter, R. G., and Fisher, J. W., Shear Strength of Stud Connectors inLightweight and Normal-Weight Concrete., Engineering Journal, AISC, Vol. 8, 1971, pp. 55-64. [ Links ]
Slutter, R. G. and Driscoll, G. C., Research on Composite Desing at Lehigh University Proceedings., National Engineering Conference, AISC, May, 1961 [ Links ]
Slutter, R. G., and Driscoll, G. C., Flexural Strength of Steel-Concrete Composite Beams., Journal Structural, Div., Vol. 2, 1965, pp. 71-99. [ Links ]
Viest, I. M., Test of Stud Shear Connectors Parts I, II, III y IV., Test Data, Nelson Stud Welding, Lorain, Ohio, 1956. [ Links ] ]]>