Conceptos avanzados del diseño estructural con madera

Por su parte, el EC5 aplica las resistencias características de aplastamiento y la resistencia de cedencia del acero (no la resistencia última, por lo general esta resistencia es 0,8-0,9 veces la resistencia última) lo que a través de las ecuaciones de Johansen-Meyer sirve para obtener la capacidad característica del conector tanto para uniones madera-madera, como uniones madera-acero (expansión de Meyer); en el método NDS/NCh1198 las uniones madera-acero se calculan aplicando resistencias de aplastamiento de acero, sin aplicar la expansión de Meyer lo que podría resultar menos preciso. Sea cual fuere la capacidad entregada por Johansen o Johansen-Meyer, esta se transforma en la capacidad de diseño al aplicar un factor de modificación general (kmod, humedad, temperatura y tiempo) y el factor de seguridad global del material γM, que depende del modo de falla limitante (menor minoración para modos de falla causados en el acero). Los fenómenos de grupo son contemplados aparte considerando un número efectivo de conectores que es menor o igual que el número ‘real’ de conectores lo que, en consideración del número de planos de corte y distribución de fuerzas sirve para determinar la capacidad de diseño de la unión siendo esta última comparada con la solicitación de diseño proveniente de acciones de estado límite último.

En general, podría considerarse que existe un único método de cálculo de uniones, aquel propuesto por Johansen y con las contribuciones de otros autores, sin embargo en el caso de EE.UU. y por consiguiente Chile, se ajustan las capacidades de Johansen a tensiones admisibles. Por otra parte, en EE.UU. donde es posible aplicar el método LRFD para diseñar con madera, se pueden convertir (mayorar) a posteriori las capacidades según las tensiones admisibles para verificar según la combinación de cargas factorizadas de resistencia (strength level). Esto último se puede efectuar simplemente multiplicando la capacidad según ASD por el factor de conversión de uniones KFU = 2,16 y el factor de resistencia de uniones φU = 0,65.

En el caso de uniones de doble cortadura, la NCh1198 y NDS proveen la capacidad de cada conector (incluyendo los 2 planos de corte), mientras que el EC5 calcula la capacidad por conector y plano de corte (conceptualmente es la mitad del valor de la NCh1198, para aquellos modos de falla con implicación en ambos planos).

Por otra parte, la cedencia en uniones madera-metal, modos a, b, c, d, e, f, j/l, k y m no se encuentra explícitamente regulada en NDS y NCh1198. En dichos códigos la capacidad de los conectores en uniones de madera-metal, e incluso madera-hormigón y madera-mampostería se calcula suponiendo una unión madera-madera y posteriormente se verifica que las piezas independientes cumplen con las especificaciones propias de la norma de acero, hormigón o mampostería; lo que no se detalla por tanto en este libro. No obstante, para calcular la capacidad según Johansen, se acepta aplicar la resistencia de aplastamiento según el material específico.

La nomenclatura empleada en la NCh1198 y NDS para designar los modos de fallo en cortadura simple y doble para madera-madera respecto del EC5 se muestra en la siguiente tabla.

Los modos de falla del EC5 para simple y doble cortadura en materiales de madera-madera, tablero-madera y tablero-tablero se resumen en la Tabla 1.2.6.2. Los modos de falla para madera-metal según el EC5 se presentan en la Tabla 1.2.6.3. Por su parte, los modos de falla para madera según la NCh1198 se muestran en la Tabla 1.2.6.4.

tabla 1.2.6.2 Modos de falla de Johansen para madera-madera según EC5

tabla 1.2.6.3 Modos de falla de Johansen para madera-metal según EC5
	(a)(b)
	(c)(d)(e)
	(f)(g)(h)
	(j)(k)
	(l)(m)

tabla 1.2.6.4 Modos de falla de Johansen para madera-madera según NCh1198
Modo Ic		Modo Ic
Modo II		Modo II
Modo I			-
Modo IIIc			-
Modo IIII		Modo IIII
Modo IV		Modo IV
Donde;;;

Comparando las ecuaciones anteriores, observamos que la NCh1198 se diferencia del EC5 en que se aplican unos factores de ajuste, FA, los cuales se determinan según se indica en la Tabla 1.2.6.5.

tabla 1.2.6.5 Factores de ajuste para el cálculo de uniones según la NC1198
Diámetro medio de unión	Modo de fluencia	FA
6,4mm ≤ D ≤ 25mm	IC, II	4 ∙ kα
II	3,6 ∙ kα
D < 6,4mm	IIIc, IIII, IV	3,2 ∙ kα
IC, II, II, IIIc, IIII, IV	Kd1)
αmax = máximo ángulo fuerza-fibra en cualquier pieza 0° ≤ α ≤ 90°.
Kd = 2,2 para D ≤ 4,3m
1) Para tornillos o tirafondos cuyo diámetro nominal sea mayor o igual que 6,4mm y su diámetro de la zona roscada sea menor que 6,4mm, FA = kd ∙ kα

Observamos también que en la NCh1198 se omite el efecto cuerda, lo que propicia un diseño bastante más conservador.

1.2.7 Resistencia al aplastamiento, resistencia axial y momento plástico según EC5 y NCh1198

Los valores de la NCh1198 se resumen en la Tabla 1.2.7.1. Los valores según el EC5 se resumen en la Tabla 1.2.7.2. Como puede observarse las ecuaciones son muy especificas para cada solicitación y tipo de conector. La tendencia que se busca es unificar cada vez más todas estas ecuaciones.

tabla 1.2.7.1 Cálculo de resistencias básicas según la NCh1198
Resistencia admisible	Valor o expresión
R. axial tirafondos	Densidad media anhidra en AE, PG 148, l sin contar la zona de punta, ver figura(2).
R. axial tornillos	(3)
R. axial clavos	(4)
Aplastamiento pernos, pasadores y tirafondos con d ≥ 6,4 mm	para solicitaciones paralelas a la fibrapara solicitaciones normales a la fibra

tabla 1.2.7.1 (continuación)
Resistencia admisible	Valor o expresión
Aplastamiento clavos y tirafondos con d ≤ 6,4 mm
Aplastamiento cualquier conector en tableros	Terciado Estructural Iρo ≥ 500Rap = 30 MPaTerciado otros gradosρo ≥ 420Rap = 20 MPaOSBρo ≥ 500Rap = 30 MPa
Aplastamiento cualquier conector en acero	Valor correspondiente a la norma de acero dividido entre 1,6.
Tensión de fluencia del conector	Según ASTM F 1575 o ASTM F 606. ConservadoramenteFff = 480 MPa para D = 6,4 mm,Fff = 410 MPa para D = 8 mm,Fff = 310 MPa para D ≥ 9,5 mm,Y para D < 6,4 mm:Fff = 896 - 58D (MPa)
(1) En el caso de extracción paralela a las fibras, esta debe considerarse como 0,75∙Ped,ad.(2) lr no debe ser mayor de lcrit

(3) Los tornillos modernos autoperforantes tienen a menudo la rosca en toda su longitud (Vollgewindeschrauben, VGS). Sin embargo la NCh1198 limita la longitud roscada, pr ≤ 12d. La NCh1198 no contempla la extracción paralela a las fibras.

(4) A diferencia de las anteriores emplea la densidad característica y debe minorarse con KUH (ver siguiente sección). p = penetración del clavo en la pieza de madera que recibe la punta de él, en mm. También se debe omitir la resistencia axial en disposición paralela a la fibra.

tabla 1.2.7.2 Cálculo de resistencias básicas según el EC5
Resistencia característica	Valor o expresión
R. axial clavos	Extracción:
Anclaje cabeza:
R. axial clavos lisos:
R. axial clavos corrugados:
R. axial pernos	EC5: según área arandela DIN1052: según sobredistancia(1)
R. axial tornillos	(2)
Aplastamiento, cualquier conector
Momento plástico conector

(1) Ver Sección 1.2.17 en donde se detalla el concepto de sobredistancia. En caso de uniones madera-metal donde la placa metálica remplace a la arandela, la capacidad en compresión se determina tomando un área circular en lugar de la arandela cuyo diámetro es

(2) Para el cálculo de la resistencia axial de una unión con varios tornillos inclinados con un ángulo de inserción α ≥ 30°, se puede aplicar

con kd = min (d/8;1), n es el número de tornillos. El diámetro externo de la rosca debe ser 6 ≤ d ≤ 12 mm y 0,6 ≤ d1/d ≤ 0,75 siendo d1 el diámetro interno. En caso contrario se debe aplicar un factor de ajuste por densidad

Donde ρk es la densidad característica al 12% del producto considerado y ρs es la densidad característica de referencia empleada por el fabricante; habitualmente 350 kg/m3.

1.2.8 Factor de modificación de la capacidad de carga

De acuerdo a la NCh1198, el factor de modificación en uniones se puede calcular como

Donde los subíndices U, D, UH, UT se refieren al efecto hilera, duración de la carga, humedad y temperatura, respectivamente. El efecto de la corrosión es también importante, sin embargo, no se considera en el cálculo pues se asume que las uniones tendrán la resistencia suficiente de cumplir con las especificaciones de T28, PG 74. La determinación de los distintos factores de modificación se resume en la Tabla 1.2.8.

tabla 1.2.8 Determinación de factores de modificación para uniones
Factor de unión	Determinación
Duración de la carga, KD	Idéntica a las piezas de madera
Humedad, KUH	Valor unitario a no ser que Hc o/y Hs >19%, en cuyo caso deben obtenerse en T26, PG 70.
Temperatura, KUT	Valor unitario a no ser que la unión quede expuesta a temperaturas superiores a 38°C, en cuyo caso deben obtenerse en T27, PG 71.
Efecto hilera, KU,Únicamente para la componente de fuerza paralela a la fibra	Valor unitario cuando si d≤6,4 mm, en caso contrario se aplica:

La determinación de los valores de la ecuación del efecto hilera se detalla a continuación:

;

;

C es el módulo de corrimiento (rigidez longitudinal del conector):

s es el espaciamiento longitudinal; Ec y Ac son el módulo elástico longitudinal y sección bruta transversal de la pieza principal; Ec y Ac es análogo a lo anterior pero para la pieza o piezas laterales (las áreas debe adicionarse). En caso de que una o varias piezas se encuentren sometidas a tracciones perpendiculares, para el cálculo del área bruta se considera b∙g en caso de tener más de una columna de conectores, donde g es la separación extrema entre hileras de conectores, o bien b∙smin en caso de tener una única columna de conectores, siendo smin el espaciamiento mínimo permitido para el conector correspondiente, ver Figura 1.2.8.1

figura 1.2.8.1 Ilustración de parámetros geométricos para el cálculo del factor de modificación por hilera en piezas unidas perpendicularmente.

n es el número de conectores que constituyen una hilera. En caso de que la disposición sea al tresbolillo (alternada) los conectores alternos se consideran una única hilera a no ser que el espaciamiento vertical sea mayor o igual que la cuarta parte del espaciamiento longitudinal, ver Figura 1.2.8.2.

Caso número de hileras par: si a <b/4 considerar hileras de 10 elementos

Caso impar: si a <b/4 considerar 1 hilera de 8 y otra de 4 elementos

figura 1.2.8.2 Condiciones para consideración de hilera única en el cálculo de KU.

1.2.9 Distribución de fuerzas elásticas

En uniones de elementos tipo ‘barra’ los esfuerzos más habituales son N, V y M. En paneles de CLT y elementos tipo ‘placa’ podemos tener más esfuerzos, lo que se detalla en el libro “Conceptos avanzados del diseño estructural con madera. Parte II”, Capítulo 1. Los esfuerzos N, V y M ocurren en el plano de cada una de las barras. Por tanto, principalmente tenemos uniones sometidas a tracción/compresión y cortante, como también uniones de momento. Con respecto a la tracción/compresión y cortante, en realidad todos estos esfuerzos producen cortadura/extracción en los conectores, así es que no nos importa demasiado la composición de los mismos, sí el ángulo de la resultante para conocer la solicitación exacta de cada conector. Las principales particularidades de los distintos esfuerzos son los siguientes

 N+, N- son las únicas componentes que pueden producir efecto hilera. En la componente de fuerza perpendicular a la sección de las barras (V) no se considera el efecto hilera.

 N+ es la única componente que puede producir modos de falla en grupo, lo que se detalla más adelante en este capítulo.

 M genera un ángulo-fuerza diferente en cada conector, y además la fuerza depende de la distancia al centro elástico C.

En esta sección se detalla la distribución de fuerzas elásticas en cada una de estas uniones.

Uniones N+, N- y V

Considérese una unión elástica conformada por varios conectores resistiendo la cortadura simple propiciada por una tracción, una compresión o/y un esfuerzo cortante. En tal caso, la fuerza transmitida a cada conector individual (Fi) puede asumirse idéntica para todos los conectores, ya que el desplazamiento y rigidez de cada conector son las mismas y los posibles efectos de hilera ya los consideramos aparte con el factor de modificación correspondiente. Así, las componentes de fuerzas horizontales (Fx,i) y verticales (Fy,i) de cada conector se obtienen al dividir entre el número de conectores

Y la fuerza lateral de cada conector viene dada por el módulo del vector fuerza correspondiente

Cuyo ángulo es lógicamente

Dicho ángulo puede generar a su vez un ángulo fuerza-fibra diferente en cada una de las piezas que une. La componente que es paralela a la fibra puede producir efecto hilera y fallo en grupo. En resumen, en este tipo de uniones puede asumirse la homogeneidad en la distribución de fuerzas tal como se ilustra en la Figura 1.2.9.1.

figura 1.2.9.1 Ilustración de la homogeneidad de fuerzas elásticas y angulaciones en pieza solicitada y solicitante para uniones sometidas principalmente a esfuerzos N (tracción y compresión).

Uniones M

En tipologías de entramado ligero, típicamente las piezas se unen con unos pocos elementos esbeltos tales como clavos, los cuales están espaciados a distancias moderadas. Bajo estas condiciones, las uniones de madera funcionan más bien como articulaciones, ya que la rigidez rotacional es prácticamente nula. Sin embargo, en estructuras modernas de madera laminada encolada (MLE), madera microlaminada (LVL) y productos similares es frecuente diseñar uniones mecánicas para que sean capaces de resistir momentos flectores importantes, pudiendo materializar así estructuras mucho más rentables. Esto se suele abordar con uniones de múltiples conectores típicamente distribuidos en forma de corona o en forma rectangular tal como se ilustra en la Figura 1.2.9.2.

Lógicamente, este tipo de conexiones siguen sin constituir empotramientos rígidos, sin embargo, pueden alcanzar rigideces significativas produciendo uniones semirigidas. En este tipo de uniones, la homogeneidad en la distribución de fuerzas de los conectores no se cumple en ningún caso, por lo que debe determinarse cuál es la fuerza aplicada en cada conector, ya que además de las fuerzas laterales comentadas anteriormente, se producen fuerzas laterales originadas por la aplicación del momento flector (Fm,i).

figura 1.2.9.2 Disposición de corona doble de conectores y unión en grilla rectangular. Típicos ejemplos de uniones rígidas en flexión, típicamente denominadas uniones de momento.

La determinación de fuerzas elásticas en conectores para los casos “no homogéneos” requiere la definición de la rigidez de cada conector, pues se cuenta con la ventaja de asumir que, al trabajar en paralelo, todos los conectores sufrirán el mismo desplazamiento o giro. En estos casos, el procedimiento típico de cálculo para determinar la distribución de fuerzas en cada conector, y también el ángulo de las mismas, se ilustra en la Figura 1.2.9.3 y se resume a continuación. Nótese que el procedimiento se aplica en este caso para conectores idénticos que tienen la misma rigidez, pero por supuesto también sería aplicable a conectores con rigideces diferentes tal como se detalla más adelante.

(a) (b) (c)

figura 1.2.9.3 Ilustración del proceso de determinación de fuerzas elásticas en conectores en uniones de momento. (a): una fuerza excéntrica produce un momento y una carga vertical respecto del cdg de la unión. (b): la fuerza vertical genera fuerzas verticales homogéneas en cada conector. (c): el momento genera fuerzas tangenciales respecto del centro elástico en cada conector (después de Borgström 2016).

1 Trasladar la fuerza (F) al centro de gravedad de la unión, definiendo así la fuerza lateral (Fl), excentricidad (e) y el momento (M) equivalentes, tal que F = Fl y M = e∙F.

2 Determinar las componentes laterales de cada conector debidas a la carga axial (Fx,i, Fy,i), para ello se emplea el procedimiento de distribución homogénea definido anteriormente, esto es Fi = F/n.

3 Las fuerzas laterales originadas por el momento en cada conector (Fm,i) se pueden determinar a partir del radio formado por el centro de gravedad de la unión y la posición de cada conector (ri), tal que

4 Dado que en el rango elástico se asume una relación lineal de la rigidez (Ki) y el desplazamiento (δi), y considerando que el desplazamiento angular es el producto del radio (ri) y el ángulo de giro (φi) para pequeñas deformaciones, entonces.Además, dado que la rigidez en este caso se supone similar en todos los conectores, y el giro se sabe igual para todos los conectores e igual al giro global de la unión, se obtiene que,donde el factores comúnmente denominado el momento polar de inercia de la unión (IP), y el producto de K∙IP es la rigidez rotacional de la unión (Kr).

5 Las fuerzas Fm,i pueden ahora ser calculadas a partir del momento flector y el momento polar de inercia como,análogamente las componentes de fuerza horizontal y vertical originadas por el momento (Fm,x,i, Fm,y,i), y .

6 La composición de fuerzas laterales aplicadas en un conector se determina como.

7 Finalmente, el ángulo de la fuerza en cada conector (ai) se puede obtener a partir de la arcotangente de la relación entre la componente vertical y horizontal de fuerza:

.

Este procedimiento es aplicable a uniones con conectores dispuestos rectangularmente, y también uniones con una o dos coronas de conectores. Sin embargo, en este último caso, dada la menor capacidad observada experimentalmente, se recomienda o bien disminuir la capacidad de cada conector un 15%, o bien reforzar la unión en las esquinas, tal como se detalla en el Capítulo 2.

Al igual que para el resto de uniones, en la verificación de uniones de momento, es necesario considerar únicamente la sección neta (An) que resulta al substraer los orificios necesarios para insertar los conectores, y posibles rebajes de la sección bruta (Ab). En el caso de uniones de momento, por lo general se considera que es suficientemente preciso considerar que el eje neutro se localiza en la mitad de la sección transversal si es que An≥ 0,9∙Ab. El cálculo del módulo resistente para algunas de las secciones más convencionales en esta situación se ilustra en la Tabla 1.2.9.

tabla 1.2.9 Inercias y módulos resistentes aproximados en secciones transversales con perforaciones y entalladuras. Por lo general se acepta la aplicación de estas fórmulas siempre que An≥ 0,9∙Ab. En caso contrario se deben considerar los posibles efectos de segundo orden, ver Sección 1.2.16.

Uniones con conectores diferentes

Pese a que habitualmente se emplean conectores idénticos, esto no siempre es así. Específicamente, en algunas uniones reforzadas es habitual emplear más de un tipo de conector, ver Figura 1.2.9.4. En estos casos, también es necesario considerar la rigidez de los conectores para determinar la carga de los mismos aprovechándose del principio de compatibilidad de desplazamientos, ya que al fin y al cabo, asumimos que todos los conectores experimentarán el mismo corrimiento/giro.

Asumiendo una unión con 2 tipos de conectores diferentes (a y b), el primero con un número n de conectores, y el segundo con un número h, la capacidad de la unión no puede determinarse mediante la suma de capacidades porque no todos los conectores tienen la misma rigidez. En estos casos es necesario conocer la fuerza que le llega a cada conector y verificar cada conector/grupo de conectores por separado.

figura 1.2.9.4 Unión con dos tipos de conectores diferentes.

La distribución de fuerzas resultaría (para el caso de desplazamientos longitudinales, en giros sería análogo)

Por lo que la carga resistida por los conectores tipo a resultaría

Y la carga de los conectores tipo b

Si se trata de una unión N/V asumimos un reparto de carga homogéneo para todos los conectores de un subtipo determinado, así se obtiene que la carga que debe resistir cada conector tipo a es

Tal que finalmente la capacidad de la unión puede aproximarse a partir del agotamiento que se alcance primero como

Donde con y

1.2.10 Distribución inelástica de carga en cada conector

Si una unión metálica está diseñada de modo que el fallo se produzca por la plasticidad de los conectores, es posible obtener un incremento de la capacidad una vez rebasado el límite elástico. Dicho incremento se produce gracias a que los conectores más solicitados —usualmente los primeros en recibir la carga— dejan de incrementar la absorción de carga en favor de los conectores centrales, que usualmente están menos solicitados y por tanto en régimen elástico. Este comportamiento es de endurecimiento es más propenso en uniones con conectores gruesos, pues en conectores esbeltos el reparto de carga suele ser más homogéneo.

La curva fuerza-desplazamiento (F-u) o momento-giro (M-θ) de una unión permite, entre otras cosas, identificar cuál es la carga máxima que una unión es capaz de resistir, independientemente de si el fallo es en régimen elástico o plástico. Esta curva es usualmente obtenida mediante procedimientos experimentales tal como se detalla en la Parte III de este capítulo. No obstante, de no existir ninguna referencia o resultados experimentales es posible:

1 Predecir la totalidad de la curva F-u o M-θ mediante métodos numéricos, de forma muy precisa. Esto se detalla en el Capítulo 2 del libro “Conceptos avanzados del diseño estructural con madera. Parte II”.

2 También existen técnicas analíticas que permiten estimar, aproximadamente, cuál puede ser la capacidad máxima. Estas técnicas se fundamentan en que habitualmente es posible idealizar sin excesivo error la curva fuerza-desplazamiento mediante un comportamiento bilinear elastoplástico, tal como por cierto ya se empleó para derivar los posibles modos de falla de las uniones. En la realización de este tipo de derivaciones analíticas es importante tener presente que los conectores en régimen plástico tienen una determinada capacidad de deformación (ductilidad) antes de fallo. A continuación, se presentan dos métodos de cálculo analíticos que permiten predecir el límite inferior y superior de plasticidad de una unión. Se asume, que por lo general la capacidad máxima real de la unión se situará entre estos dos límites.

Límite superior de plasticidad

El límite superior de plasticidad se determina recurriendo al principio del trabajo virtual. Supongamos una unión de momento compuesta por n conectores idénticos para los cuales asumimos el mismo límite plástico (Fy). Asumiendo que esta unión se encuentra solicitada por una fuerza que constituye el límite superior plástico (F+), el cual produce en su conjunto una rotación o giro en la unión (φ), el trabajo máximo realizado por las fuerzas internas (Wi) de los conectores se obtiene al sumar los productos de los desplazamientos de cada conector (ri∙ φ) con la máxima fuerza posible (Fy)

Por su parte, el trabajo realizado por las fuerzas externas (We), resulta del producto de la fuerza del límite plástico superior (F+) por el giro correspondiente (e∙ φ)

Igualando el trabajo interno y el externo se obtiene

El límite superior, F+, se obtiene mediante un proceso iterativo, al suponer un centro de rotación —y por tanto valores finitos de e, y ri, los cuales son normalmente próximos a los valores correspondientes al centro elástico— y calculando el F+ correspondiente. El valor exacto de F+ será aquel que es mínimo para igualar la relación entre el trabajo interno y el desplazamiento global. El procedimiento aquí presentado, es válido para cualquier unión, ensamble y estructura sometida además a fuerzas y desplazamientos longitudinales.

Límite inferior de plasticidad

El límite inferior de plasticidad se obtiene asumiendo una determinada distribución de fuerzas, y suponiendo que algunos conectores resisten exclusivamente la carga normal (aquellos más cercanos al centro de rotación), mientras que otros resisten exclusivamente el momento (los más alejados), ver Figura 1.2.10. El límite mínimo, F-, es el mínimo necesario para satisfacer las condiciones de equilibrio, a continuación, se muestra el ejemplo de una unión en la que se asume que los 4 conectores centrales resisten exclusivamente la carga vertical, mientras que el momento es únicamente resistido por los 2 conectores más extremos.

figura 1.2.10 Ejemplo para la determinación analítica del límite inferior plástico (basado en Borgström 2016).

1.2.11 Verificación de la madera de unión

Cuando dimensionamos uniones siempre debemos considerar al menos 3 aspectos: la resistencia de los miembros que se unen, la capacidad de los conectores/medios de unión, y la capacidad de la madera que está en las proximidades de la zona de unión y que podemos denominar madera de unión. Sucede que la madera en la zona de la unión a menudo está expuesta a concentraciones de tensiones, distribuciones no paralelas a la fibra, reducciones adicionales de sección y posibles fallos por grupo de los conectores. Todo ello amerita que no solo las piezas y los conectores, sino también la madera en la zona del nudo deba verificarse. A menudo en el cálculo se le resta importancia a dicha verificación porque en la mayoría de ocasiones en ingeniería de la madera sucede que los medios de unión tienen mayor capacidad que los miembros y la madera de unión. Pero esto no siempre es así en uniones mecánicas, y casi nunca es así en uniones encoladas. Adicionalmente, la mayoría de modos de fallo en la madera de unión son frágiles, razón adicional para no obviar nunca estas verificaciones. En esta sección se detallan pues las verificaciones de la madera de unión, priorizando los métodos incorporados en la NCh1198, aunque también se detallan algunos métodos internacionales no incluidos en la normativa de Chile. En la discusión que a continuación se presenta, debemos primeramente llamar la atención de 3 aspectos comunes

1 Las verificaciones se refieren a secciones netas. Por sección neta se entiende la sección transversal bruta menos el área correspondiente a los conectores, posibles ranuras, entalladuras, etc. En caso de que los conectores se dispongan al tresbolillo (de forma alternada), deben considerarse que todas las filas se encuentran en una misma sección a no ser que el espaciamiento longitudinal (paralelo a la fibra) entre ambos sea ≥ 8d o ≥ 2d en el caso de conectores tipo superficie, de placa o anillo.

2 En los esfuerzos debemos considerar siempre las posibles excentricidades en la unión. Uniones excéntricas son aquellas en las que los ejes de las piezas no se unen de forma concéntrica, o/y los conectores no se sitúan de forma simétrica respecto de los ejes de cada pieza. En ambos casos se producen esfuerzos secundarios que deben considerarse tanto para la verificación de los conectores (se detalla en secciones posteriores), como en la comprobación de los miembros estructurales. En este último caso, las cargas excéntricas deben siempre transformarse en cargas concéntricas y momentos secundarios que deben ser considerados en el cálculo de los esfuerzos en las barras.

3 Por lo general, los riesgos de fallas frágiles son considerablemente superiores en el caso de conectores gruesos —algo análogo a lo ya discutido respecto de los modos de falla de Johansen. Si bien este aspecto no se considera explícitamente en las verificaciones, es importante que el diseñador lo tenga presente. Además, el riesgo de modos de falla frágil es especialmente en uniones N+ y uniones V.

Piezas solicitantes N -

Estas piezas habitualmente se encuentran solicitadas a compresión simple, por lo que debe verificarse la resistencia a la compresión empleando únicamente la sección neta.

Piezas solicitantes N+

Habitualmente se encuentran sometidas a tracción simple, por lo que además de la sección neta, debe considerarse el factor de modificación por concentración de tensiones Kct, ver valores en la Tabla 1.2.11. En ningún caso el área neta puede ser inferior al 75% de la sección bruta.

Adicionalmente, se debe verificar el riesgo de fallos en grupo, lo cual se estipula en AS PG 192. Recuérdese, que las uniones N+ (o la componente N+ de la resultante) son susceptibles de sufrir diversos fallos en grupo, tal como se ilustra en la Figura 1.2.11.1. Las verificaciones pertinentes se resumen a continuación: