resistencia ultima en perfiles delgados de acero conformados en frio

RESISTENCIA ULTIMA EN PERFILES DELGADOS DE ACERO
CONFORMADOS EN FRIO - UNA COMPARATIVA DE DISTINTAS
NORMAS, ANALISIS MEDIANTE MÉTODOS NUMERICOS Y
ENSAYOS REALES
Ing. Arturo M. Cassano,
Universidad Tecnológica Nacional – Facultad Regional Paraná
Paraná, Entre Ríos
Ing. Hernán Barrera
Universidad Tecnológica Nacional – Facultad Regional Paraná
Paraná, Entre Ríos
Franco Grzelak
Universidad Tecnológica Nacional – Facultad Regional Paraná
Paraná, Entre Ríos
Resumen
Se presenta el resultado de una validación y comprobación de ensayos a
perfiles delgados de acero conformados en frío de procedencia comercial. Son
investigadas diversas metodologías de cálculo que incluyen normas nacionales
(CIRSOC 303) y estadounidenses (AISI 1996), así como el análisis mediante
métodos numéricos como pueden ser las bandas finitas.
Los resultados teóricos son comparados con los propios de ensayos a escala
real de vigas flexionadas hasta rotura, teniendo en cuenta problemas y
consideraciones respecto a la forma de aplicación de cargas y apoyos para que
éstos no interfieran con los resultados. Aunque los perfiles son de procedencia
comercial, se procedió a confeccionar probetas para la redeterminación de las
propiedades mecánicas y su alteración por el conformado en frío.
Abstract
This paper presents the validation results of a sequence of experimental tests on
cold-formed steel sections available in the market. A variety of calculation
procedures, such as national CIRSOC 303 and AISI 1996 (USA) standards have
been analysed, as well as numerical methods calculations such as finite strip
method.
Comparative results between theoretical and experimental methods are
presented, taking into account problems like local buckling due to concentrated
loads. Actual mechanical properties were determined by using partial and full
section samples in traction and compression tests.
1
Introducción
La creciente utilización en nuestro medio, algunas veces indiscriminada y
carente de sustento teórico, de los perfiles de chapa delgada conformados en frío,
en reemplazo de las tradicionales vigas reticuladas de hierro redondo, hace
necesaria una revisión y actualización de los métodos de cálculo y análisis para
los proyectos que los involucren. Actualmente, para estructuras pesadas, se
encuentra aprobado -y a la espera de su puesta en vigencia- el reglamento
CIRSOC 301 EL 1, pero no hay, todavía, una actualización del particular CIRSOC
303 2 -uno de los mas actualizados del antiguo conjunto reglamentario, que
incluso posee anexos para el cálculo con estados límites-, no obstante ello, el
CIRSOC ha puesto a disposición de la comunidad técnica nacional, traducciones
del código vigente en los Estados Unidos de Norteamérica 3, 4 que concuerda en
metodología y nomenclatura con el nuevo 301-EL y sus anexos.
Ultimamente, otros avances en las metodologías de cálculo se han gestado 5, 6,
permitiendo abrir un abanico de posibilidades de análisis a la hora de diseñar una
estructura metálica que contenga perfiles de chapa conformada en frío de
paredes delgadas.
La Cátedra de Construcciones Metálicas y de Madera, de la Universidad
Tecnológica Nacional, Facultad Regional Paraná, ha planteado un plan de
actualización e investigación referido, entre otros, a la adquisición de destrezas
robustas en el cálculo y aplicación de este tipo de perfiles, para luego y en forma
sintética, volcarlas a los profesionales de la zona.
Figura 1 – configuraciones de ensayo
En esta primera comunicación presentamos la comparación de los cálculos
teóricos mediante los métodos enunciados arriba, y los resultados de ensayos a
escala real de perfiles comerciales, enfocados en el problema de flexión pura y
monitoreando la real capacidad de reserva ineálstica y su interacción con el
pandeo local.
El estudio se realizó para perfiles comerciales C80x50x15x1,6 de procedencia
comercial. Para verificar el comportamiento de elementos rigidizados y no
rigidizados, se propusieron tres configuraciones de ensayo: una como U invertida
(abertura hacia abajo), denominada en adelante caso A; una en U (con abertura
hacia arriba), denominada caso B y otra formando una sección doble T, nombrada
caso C. Un esquema se aprecia en la figura 1.
2
Propiedades mecánicas del acero ensayado
En las aplicaciones mas frecuentes de estos perfiles, la compra se realiza en
cantidades al por menor; si bien en peso este no debe ser el mayor volumen de
comercialización, si lo es en cuanto a la diseminación de pequeñas y medianas
estructuras –sobre todo cubiertas livianas con correas a flexión- y en general, la
selección del perfil adecuado la realiza el instalador “a ojo”. Basados en esta
problemática, nuestra investigación quiso repetir el procedimiento de compra
estándar en el medio, realizando la adquisición en una empresa que se dedica al
rubro, sin indicar el fin de la misma. Los perfiles adquiridos no poseían ninguna
identificación y el proveedor desconocía su calidad.
Nuestra primer tarea, entoces, consistió en la determinación de las propiedades
mecánicas del acero con el que estaban conformados los perfiles y su
comparación con los valores nominales de reglamento.
2.a
Calidades nominales comerciales y según norma
Como primer punto de comparación, se adoptaron los parámetros del metal
“base”. Esto y para simplificar los cálculos se realizó segun el CIRSOC 301 EL 1,
los valores se listan en la tabla 1, donde:
E: módulo de elasticidad
Fy: tensión de fluencia
Fu: tensión de rotura
E [MPa]
Fy [MPa]
Fu [MPa]
F-24
F-26
200 000
200 000
235
250
360
400
Tabla 1 – Propiedades nominales adoptadas
Tanto el reglamento CIRSOC 303 argentino, como el AISI 1996
norteamericano, permiten modificar la tensión de fluencia “teórica” por efecto del
conformado en frío. Como la influencia de los pliegues es mayor en los elementos
de menor longitud (por ejemplo las pequeñas alas no rigidizadas) es que para la
determinación de estas modificaciones se tomaron tres “zonas” de lo perfiles. En
la figura 2 pueden verse las dimensiones nominales de los perfiles y la
demarcación de las antes mencionadas zonas para el cálculo de la tensión
modificada.
En la tabla 2 se muestran los resultados de los cálculos de las tensiones de
fluencia modificadas para cada zona y para la probeta de sección completa usada
en compresión.
∆Fy [Mpa] Fyd [Mpa] ∆Fy: variación de la tensión de
fluencia según el tamaño de la
27
262
linea media y la cantidad de
91
326
pliegues en la zona considerada.
46
281
completa
20
255
Fyd: tensión de fluencia
modificada para la zona
I
33
283
considerada
II
109
359
III
55
305
completa
24
274
Tabla 2 – Modificación de la tensión de fluencia s/ CIRSOC 303/91
Mat. Base
F-24
F-26
zona
I
II
III
Figura 2 – Dimensiones, zonas de modificación de tensión teórica y zonas de
extracción de muestras para ensayos a tracción
2.b
Propiedades obtenidas a partir de ensayos del material
Basados en lo expuesto tanto en CIRSOC 3032 y AISI 19963, se tomaron
muestras para la realización de ensayos de tracción (especímenes parciales) y de
compresión (sección completa). En la figura 2 (izquierda) se muestra un esquema
de las zonas de toma de muestra para probetas de tracción, mientras que en la
figura 3 es presentada una de ellas montada en la máquina de ensayos y una
curva típica obtenida de éstos. En los ensayos de tracción fue posible determinar:
el módulo de elasticidad, la tensión de fluencia Fy y la tensión de rotura Fu;
mientras que en los ensayos de compresión, debido a que la inexacta colinealidad
de las caras de apoyo, las pandientes iniciales (tensión-deformación) no fueron
representativas sino solo luego de la sección se “acomode” a plena carga, es que
solo pudo determinarse la tensión de fluencia Fy promedio de toda la sección.
Los promedios de los resultados experimentales antes enunciados se resumen
en la tabla 3.
Fy [MPa
Fu [MPa
E [MPa]
Tracción
285
413
200136
Compresión
298
Tabla 3 – Resultados exparimentales de parámetros mecánicos
Realizando una comparación de los resultados experimentales y de las
tensiones de fluencia (modificada), de rotura y del módulo de elasticidad, se
infiere que la calidad del acero base con el que fueron conformados los perfiles se
acerca mas a un F-26. Por esto, los cálculos teóricos serán realizados con un
material “base” F-26. La comparación entre las relaciones mencionadas se
muestra en la tabla 4. Cabe mencionar que en la confección de dicha tabla, para
la comparación en tracción solo se usaron los valores de la tensión de fluencia
modificada para las zonas I y III (ver figura 2), pues no se tomaron probetas de los
labios (zona II); esto resulta en tensiones promedio de:
Para F-24:
Fyd = 272 [Mpa]
Para F-26:
Fyd = 294 [Mpa]
300.0
tensión f [MPa]
250.0
200.0
150.0
100.0
50.0
0.0
deformación
Figura 3 – Probeta de tracción montada a ensayo y curva típica obtenida (zona C)
Mat. Base
F-24
compresión
Fy exp
Fyd
1,17
F-26
1,09
Tracción
Fy exp
Fu exp
Fyd
Fu
1,05
1,15
0,97
1,03
Fy exp, Fu exp: tensiones de
fluencia y de rotura determinadas
experimentalmente
Fyd: tensión de fluencia
modificada para la zona
considerada
Tabla 4 – Comparación de resultados exparimentales y teóricos para los
parámetros mecánicos del acero
3
Descripción de las configuraciones adoptadas para las
comparaciones
3.a
Esquema de carga
Para realizar comparaciones en flexión pura, fue dispuesto un esquema
general para los tres casos vistos en la figura 1 (A, B y C) que consistió en una
viga de 1m de luz entre apoyos con cargas en sus tercios (figura 4).
Figura 4 – Esquema de carga general
Se realizó un primer ensayo para el caso A con un perfil “limpio”, es decir
apoyado y cargado directamente con los dispositivos propios de la máquina de
carga, esto es: rodillos de apoyo directo. Como puede verse en la figura 5, la
concentración de presiones hizo que el problema de flexión quedase “oculto” bajo
una falla por abollamiento localizado del alma en zona de carga. Para evitar esto,
se diseñaron sendos dispositivos, que atornillados a los perfiles ensayados,
brindaron la rigidez necesaria al alma para evitar esta falla prematura. En la figura
6 se observa, para el caso A, dos especímenes sin y con este dispositivo.
zona de carga
Figura 5 – Abollamiento localizado del alama para el caso A sin dispositivos de
apoyo y cargas
Figura 6 – Izquierda: sin dispositivo de apoyo / Derecha: con dispositivo de apoyo
3.b
Propiedades de la sección simple
Se listan a continuación las propiedades, según sus ejes principales de la
sección simple del perfil adquirido. Fueron éstas, junto a las dimensiones
mostradas en la figura 2, usadas para los cálculos nominales teóricos que se
detallan mas adelante.
Ag =
318,60
J
=
3,385e5
33
Momentos de inercia
J22 =
1,142e5
S33 =
8462
Módulos elásticos
S22A =
6033
S22B =
3676
Z
=
9702
33
Módulos plásticos
Z22 =
5450
Figura 7 – Propiedades de la sección simple
Sección bruta
mm2
4
mm
mm4
mm3
mm3
mm3
mm3
mm3
3.c
Configuraciones de ensayo
Siguiendo con lo mostrado en la figura 1 de la introducción, presentamos, uno a
uno los casos ensayados:
.3.c.1 CASO A
El primer caso estudiado se presenta en la figuras 8 y 9 (también se ensayó un
modelo testigo sin aparatos de apoyo y carga, ver figura 5); éste consta de una U
invertida, con elementos comprimidos rigidizados (alma del perfil C puesta como
ala comprimida) y elementos traccionados sin rigidizar
Figura 8 – Caso A, ensayado hasta rotura. Se ven los dispositivos de apoyo y
carga
zona de carga
Figura 9 – Caso A, visualización de la zona de falla por flexión pura. Se aprecia la
diferencia con la figura 5, donde la falla se produce directamente bajo las cargas
.3.c.2 CASO B
La segunda configuración para estudio es una U con ala comprimida sin
rigidizar. En la figura 10 se muestra el modo de rotura.
zona de carga
Figura 10 – Caso B, ensayado hasta rotura
.3.c.3 CASO C
Por último, se estudió la configuración estándar de uso para el perfil adquirido,
es decir como C. Para evitar el problema de torsión y enfocarnos solo en la
flexión, se decidió hacer una configuración en doble T (simétrica respecto al eje
vertical). En las figuras 11 y 12 se muestran las características de este caso.
Figura 11 – Caso C, dispositivos de apoyo y carga
Figura 12 – Caso C, modo de falla
4
Cálculos teóricos según normas
4.a
CIRSOC 303/91
Según esta recomendación, previo a todo cálculo se deben estudiar las
relaciones ancho/espesor (b/t) de cada elemento constituyente de la sección, para
compararlos con los valores límites dados por el artículo 4.4.6. En la tabla 5 son
estudiados estos límites y como puede verse, la totalidad de los elementos
constituyentes de la sección son “compactos”, por lo que no debería verificarse
pandeo local en ninguna parte de la sección, antes de la falla por plastificación.
Ala rigidizada
Ala sin rigidizar
Alma
b/t
b/t
b/t
A, B
73.6 / 1.6 = 46 < 500
11.8 / 1.6 = 7.38 < 60
43.6 / 1.6 = 27.3 < 150
C
43.6 / 1.6 = 27.3 < 150
CASO
73.6 / 1.6 = 46 < 150
Tabla 5 – Estudio de la compacidad de la sección
En función de esto último, el cálculo del ancho efectivo de cálculo (be) para
comportamiento postcrítico, no tiene razón de ser. Se estudian los estados límites
últimos para el caso de flexxión pura.
Verificación de los estados límites últimos (Anexo cap. 4)
Para calcular la capacidad portante de una sección es considerado un factor
que afecta la tensión de fluencia, denominado en este reglamento “coeficiente de
funcionamiento”, pero que tanto para el CIRSOC 301/EL como para AISI/1996,
éste es el “factor de resistencia”:
φa = 0.9
(1)
La “tensión básica de diseño”, a la que aquí llamaremos Fbd, estaría dada por:
Fbd base = φa Fy (cálculo con material “base”)
(2)
Fbd base = 0.9 x 250 = 225 MPa
Fbd modi = φa Fyd (cálculo con “tensiones modificadas”)
(3)
CASO A, B:
Fbd modi = 0.9 x 359 = 323 Mpa
CASO C:
Fbd modi = 0.9 x 305 = 274.5 Mpa
El valor 359 Mpa, dado en el reemplazo numérico de la fórmula (3), es la
tensión de fluencia modificada (tabla 2) para un acero “base” F-26, en la zona II
(ala traccionada con tensiones mas altas y que llega primero a las deformaciones
de fluencia). El valor de 305 Mpa en el caso C, tiene el mismo origen.
Las tensiones límites, serán entonces, siendo el coeficiente de pandeo local
igual a uno (q = 1.00) por tratarse de secciones compactas:
Flim= q x Fbd = Fbd
(4)
Flim base = 225 MPa
CASO A, B:
Flim modi = 323 MPa
CASO C:
Flim modi = 274.5 MPa
Entonces, los momentos límites elásticos, estarán dados por
M lim= Flim x Se
(5)
siendo Se, el módulo elástico correspondiente a
la fibra mas alejada dado en la figura 7, para
cada caso.
CASO
Módulo elástico
utilizado
M lim base [kNmm]
M lim modi [kNmm]
A
S22B en tracción
827.1
1187.3
827.1
1187.3
3807.9
4645.6
B
C
S22
B
en compr.
2 x S33
Tabla 6 – Momentos límites (elásticos) para los tres casos estudiados
Aunque la norma no permite la utilización de “reserva ineléstica”, fueron
calculados los momentos plásticos MP, para los cuales, la totalidad de la sección
se encuentra en fluencia. También se tomaron los casos “base” y “modificados”
que incluyen respactivamente a las tesnsiones de fluencia nominal y modificada,
en esta instancia y por tratarse de plastificación total, se tomó la Fyd calculada
para sección completa: 274 MPa. En la tabla 7 se resumen los resultados.
M P base = Fy x Zii
(6)
M P modi = Fyd x Zii
(7)
siendo Zii, el módulo plástico correspondiente a
cada eje, dado en la figura 7.
CASO
Módulo plástico
utilizado
M P base [kNmm]
M P modi [kNmm]
A
Z22
1417
1493
B
Z22.
1417
1493
C
2 x Z33
5045
5317
Tabla 7 – Momentos plásticos para los tres casos estudiados
4.b
AISI 1996
Este código, al igual que el CIRSOC 303/91, permite la modificación de la
tensión de fluencia por efecto del plagado en frío. Si bien las fórmulas de cálculo
son diferentes (AISI basa sus resultados en relación de áreas base y plegadas)
los resultados obtenidos son similares. Es por esto que para el calculo de
tensiones “modificadas” se adopta la metodología del CIRSOC 303/91. También,
según un análisis de las relaciones ancho-espesor (b/t) de cada elemento
constituyente de la sección, ésta es totalmente efectiva para solicitaciones que
alcanzan hasta My, entendiendo por el término “totalmante efectiva” a la
posibilidad de utilizar como ancho efectivo de cálculo be el mismo ancho real de
cada elemento.
Respecto a la determinación de los momentos “nominales” (Mnom), la norma
admite dos procedimientos:
I.
en base a la iniciación de la fluencia, que es básicamente igual al
utilizado por el CIRSOC 303/91 y para el cual determinamos los Mlim
(notar que en éstos ya se incluye el coeficiente φ=0,9), de ahora en mas
los denoniminaremos Mdis1, (elástico, de iniciación de fluencia).
II.
En base a la capacidad de reserva inelástica, en el cual permite una
plastificación parcial de la sección, que no puede ser mayor a 1,25 My o
al momento que provoca una deformación por compresión εcu limitada,
en nuestro caso, a la deformación de fluencia. En resumen, para los
casos aquí estudiados, este procedimiento toma el menor valor de:
M dis2,1 = 0,9 x M nom = 0,9 x 1,25 x My
(8)
M dis2,2 = 0,9 x M nom = 0,9 x Mcu
(9)
con:
My = F y x S e
(10)
Mcu = ∫ f(z) dA ;
(11)
sin sobrepasar en las fibras comprimidas el
valor de la deformación de fluencia.
En las fórmulas 8 y 9, el coeficiente 0,9 es
el “factor de resistencia” propio de la norma.
CASO
Mdis1 base
[kNm]
Mdis2 = 1,25 x Mdis1 base
[kNmm]
Mdis2 = 0,9 x Mcu
[kNmm] (1)
A
827.1
1075.3
1159.2
B
827.1
1075.3
1159.2
C
3807.9
4759.9
4540.5
Tabla 8 – Capacidades elésticas e inelásticas para metal “base” F-26 (2)(3)
En la tabla 8 son listados los resultados de los cálculos de los momentos de
“diseño” según ambos procedimientos propuestos en el AISI 1996.
En las figuras 13, 14 y 15 se muestran las comparaciones para los casos
estudiados.
5
Cálculo mediante bandas finitas
Como se anticipó en la introducción, existen modernos métodos de cálculo
como por ejemplo el de resistencia directa o direct strength method 5, 6, 7 y 8, los
cuales tienen características que permiten confeccionar programas de cálculo
numérico, como puede ser el de las bandas finitas o finite strip method 9, 10.
Particularmente, el programa utilizado, CUFSM 10, es de libre distribución y muy
fácil manejo, por lo que nuestro trabajo se refiere a éste.
El respaldo teórico está dado por varios artículos 8, 9 e inclusive, aunque
tangencialmente, la norma AISI 1996 en sus anexos 5, 6, induce a utilizar este tipo
de metodología.
(1)
para los casos B y C Mcu es igual al momento elástico My, pues la máxima deformación
permitida, en ambos casos, para la fibra mas comprimida es ey (deformación de fluencia)
(2)
en negrita se muestra el valor de Mdis aceptado para considerar la capacidad de reserva
inelástica
(3)
el AISI 1996 no permite el cálculo de la capacidad de reserva inelástica con la tensión de
fluencia modificada.
2000.0
1800.0
1600.0
M [KNmm]
1400.0
1200.0
invU1
invU2
1000.0
invU3
Mlim base 303/AISI
800.0
Mlim modi
600.0
Mp base
Mp modi
400.0
Mdis2 AISI
"U1"
200.0
"U2"
0.0
0
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
deformación [mm/100]
Figura 13 – Comparación de resultados para CASOS A y B
6000.0
5000.0
M [KNmm]
4000.0
IC 1
3000.0
IC 2
Mlim base 303/AISI
2000.0
Mlim modi
Mp base
Mp modi
1000.0
Mdis2 AISI
0.0
0
200
400
600
800
1000
1200
deformación [mm/100]
Figura 14 – Comparación de resultados para CASO C
Como puede indagarse en sus manuales y referencias técnicas, realiza el
análisis modal para cargas (o momentos) críticos que producen pandeo. Tiene la
particularidad de no independizar el pandeo local del pandeo global y para ambos
lleva en cuenta la relación real de rigideces (y su interacción) entre distintos
componentes elementales de cada sección, arrivando a resultados mas realistas.
Si bien y a partir de los resultados mostrados, es ya evidente que la sección
alcanza un alto grado de plastificación (en varios casos es total), creemos por lo
menos interesante mostrar algunos resultados, compararlos con los
experimentales, y de esta forma contribuir a su difusión.
Figura 15 – CUFSM, resultados tensionales elásticos CASO A
En la figura 15 aparece una pantalla de salida del cálculo que el programa hace
determinando para los ejes principales, las cargas (léase también momentos)
para las cuales se produce la primer fluencia (según el dato de tensión dado
antes). Con estos valores de tensiones (o eventualmente los resultabtes de
cargas ingresadas manualmente en la casilla correspondiente) se realiza la
corrida del programa de bandas finitas en sí y se obtienen diversas curvas de
“modos” de pandeo en donde puede leerse el valor mas bajo que lo produce y la
“semilongitud de onda” de la deformación. En base a esta “semilongitud de onda”
y la forma de pandeo, es que el operador del programa detemina si se trata de
pandeo local, distorsional o global. En nuestros casos analizados solo podemos
focalizar en pandeo local, aunque, en rigor no se produce en forma elástica.
En la figura 16 se muestra estos resultados. Es interesante notar que si bien,
como dijimos antes, y debido a la compacidad de la seción analizada, nuestras
piezas fallan todas por plastificación de la sección, al momento de la rotura, las
deformadas toman una configuración de abollamiento por pandeo local que
coincide precisamente con la predicha, en forma y dimensiones, por el progrma
CUFSM.
Figura 16 – CUSFM, modo de pandeo y Mcrit para el CASO A
En la figura 17 se muestra, la configuración y carga de pandeo (distorsional) del
caso C, aunque, dada la longitud de onda y debido a nuestra configuración de
ensayo, esto nunca se alcanzó.
Figura 17 – CUFSM, curvas con tres modos de pandeo y grafica del pandeo
distorsional del CASO C
6
Comparación, conclusiones y proyección
Han sido mostrados resultados teóricos y de ensayos para flexión pura en una
sección comercial de perfiles conformados en frío, colocada en tres posiciones
diferentes, e inclusive se ha presentado una metodología numérica nueva para su
análisis.
A la vista de los datos obtenidos y comparando las curvas descriptivas de los
ensayos con los valores nominales de momentos podemos inferir lo siguiente:
El caso A (ala comprimida completamente rigidizada por dos almas) es el que
presenta mayor capacidad de reserva por sobreresistencia respecto a los valores
nominales. El caso B (configuración en U, con ala sin rigidizar), aunque siendo
una seción compacta, tiene una resistencia final menor que el caso anterior. Es de
destacar que para ambos casos, las normas preven un mismo momento limite
elástico e incluso no llegan adesarrollar el momento plastico total. En cuanto al
caso C (perfil colocado como C, forma típica de uso), su comportamiento es mas
uniforme y los valores teóricos se acercan mas a los resultados de ensayos.
Todos los casos con alas comprimidas rigidizadas llegaron a desarrollar el
momento plástico total Mp (aunque con grandes deformaciones). En cuanto al
cálculo teórico de este último, se puede inferir que el plegado en frio, al no
modificar mucho la tensión de fluencia para la totalidad de la sección, sino que
afecta a partes localizadas y, por supuesto, al no cambiar la tensión de rotura, no
aumenta significativamente la capacidad de momento plastico de la sección y sí lo
hace con el momento elástico.
Se detecta que para todos los casos, utilizando, para el material “base” tanto el
procedimiento del CIRSOC 303 como el método elástico (iniciación de la fluencia)
del AISI 1996, queda remanente una gran capaciadad de reserva inelástica. Por
el contrario, si se utiliza este procedimiento con las “tensiones de fluencia
modificadas por plegado en frío” los valores teóricos se acercan a los reales.
Estos valores (elásticos pero con tensiones modificadas) son similares a los
obtenidos por el procedimiento II del AISI 1996 (en base a plastificación parcial)
siendo este último mucho mas complejo en su determinación.
En cuanto a las configuraciones de rotura que se muestran en las fotos,
coinciden en forma y dimensiones a las predichas por el programa CUFSM, con la
salvedad que las cargas críticas previstas por éste, son significativamente
mayores pues hace una determinación de pandeo elástico. No obstante, al
momento de estudiar vigas reales (de longitud en el orden de tres o mas metros)
o para casos donde la sección no sea compacta, se ha mostrado como una
herramienta de suma utilidad a la vez que precisa en sus cálculos.
Este estudio sobre la capacidad de reserva inelastica a flexión pura en cortos
tramos (sin pandeo lateral torsional) será continuado en un análisis sobre la
influencia de los diversos tipos de apoyo y fijaciones de estos perfiles actuando
como correas de cubierta en la capacidad última frente al pandeo lateral torsional
o pandeo distorsional.
7
Agradecimientos
•
•
8
Ing. Daniel C. Friedrich, Jefe del Laboratorio de Ensayo de Materiales,
Ing. Sergio F. Escudero, Jefe de Trabajos Prácticos del mismo
laboratorio,
Referencias
1.
Proyecto de Reglamento Argentino de Estructuras de Acero para
Edifcios, CIRSOC 301-EL, 2000.
2.
Recomendación CIRSOC 303: Estructuras Livianas de Acero, 1991.
3.
AISI, Especificación para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero
Conformado en Frío, American Iron and Steel Intitute, 1996.
4.
AISI, Especificación para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero
Conformado en Frío - Comentarios, American Iron and Steel Intitute,
1996.
5.
AISI, Appendix 1: Design of Cold-Formed Steel Structural Members
Using the Direct Strength Method, American Iron and Steel Intitute, 2004.
6.
AISI, Commentary on Appendix 1: Design of Cold-Formed Steel
Structural Members Using the Direct Strength Method, American Iron
and Steel Intitute, 2004.
7.
Schafer B., Design Manual for Direct Strength Method of Cold Formed
Steel Design, Report to the American Iron and Steel Institute,
Washington D.C. (2002).
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