Conceptos avanzados del diseño estructural con madera

1.3.5 Matriz de rigidez del elemento

La matriz de rigidez de la placa puede definirse como

Y en el caso de que las láminas estén orientadas en múltiplos de 90° como en el CLT, la matriz de rigidez se simplifica a

Donde los términos en color verde engloban la rigidez a la flexión y torsión, los términos azules engloban el cortante transversal, los términos rojos la rigidez de la membrana y los términos naranjas son comúnmente referidos como excentricidades que acoplan las respuestas de membrana con las flexionales y torsionales. Dicho efecto de acoplamiento es muy poco aconsejable, porque provoca que los momentos provoquen no solo curvatura sino también deformaciones y distorsiones en la membrana. Asimismo, los esfuerzos puros de membrana también provocan curvaturas y torsiones. Por ello, no solo en el CLT, sino en la mayoría de compuestos laminados trata de evitarse la asimetría y el desbalanceado de los laminados; es muy recomendable que la configuración de láminas (geometría y rigideces) sea simétrica, y además cada lámina en la parte superior del plano de simetría tenga su contraparte (ángulo de orientación de fibras) en la parte inferior. No obstante, es importante notar que es posible evitar las excentricidades empleando ciertas configuraciones asimétricas también.

Observamos entonces que los únicos términos de acoplamiento remanentes resultan D12 y D67, los cuales acoplan las curvaturas y deformaciones de membrana, respectivamente, en los ejes x e y. En muchas ocasiones, se desprecian las interacciones de momentos flectores y axiles de modo que la matriz puede venir definida como

Las componentes de rigidez, lógicamente hacen referencia a las rigideces flexionales, torsionales, cortantes y axiales de la placa por lo que habitualmente

Nota: las componentes de rigidez indicadas en realidad deben partirse por unidad de ancho (ver definiciones en apartados sucesivos), pero en este libro se indican así para mejorar la comprensión.

Tal y como se introdujo con anterioridad, en la práctica es habitual emplear factores de modificación por corte transversal k, ya que en realidad las secciones no son planas, sino que experimentan deformaciones por corte tal como se ilustró en la Figura 1.3.1. También, tal como se detalla posteriormente, la rigidez torsional disminuye por el hecho de que los tablones no estén encolados en los bordes o bien puedan presentar grietas, por lo que se suele aplicar un factor de minoración kT. Finalmente, la rigidez de corte longitudinal en el plano también se reduce por la discontinuidad de los tablones en la lámina y el mecanismo de transmisión del esfuerzo de corte kV, así es que la matriz de rigidez incluyendo los factores de modificación resultaría

1.3.6 Rigidez de la membrana

Las componentes de rigidez axial y cortante longitudinal de la membrana suelen calcularse como la contribución en paralelo de cada lámina i

Donde las componentes de rigidez de cada una de las láminas i, lógicamente se obtienen de la matriz de rigidez de tensión plana para materiales transversalmente isótropos

La cual debe ser pre multiplicado por la matriz traspuesta de transformación, y pos multiplicado por la matriz de transformación de acuerdo al ángulo de la lámina (βi, definido como el ángulo entre el eje x del modelo y la dirección de la fibra en la lámina i)

con

Donde c = cos(βi) y s = sen(βi), siendo βi el ángulo entre la dirección x y la dirección de la fibra de la lámina considerada.

1.3.7 Modelo de Schickhofer para reducción de rigidez de corte en el plano

Tal como se comentó anteriormente, podría pensarse que, dado que la rigidez a cortante longitudinal Gxy es transversalmente isótropa (=Gyx), en cada una de las láminas del CLT, la rigidez a cortante en el plano de la placa sería simplemente

Sin embargo, los tablones de madera que conforman cada lámina no siempre están encolados en los bordes o pueden tener grietas de secado, así que por seguridad siempre se asume que no hay continuidad en cada lámina, por lo que la rigidez al corte es significativamente menor a la que se obtendría si es que toda la madera mostrase una continuidad perfecta.

La deducción de la rigidez “efectiva” a corte en el plano de la placa del CLT, suele atribuirse al modelo presentado por Schickhofer (2009). El objetivo de este modelo consiste en determinar un factor de reducción de la rigidez por corte en la membrana, kV, que pueda emular con mayor precisión la rigidez del CLT tal que

El modelo de Schickhofer, consiste en realizar una homogeneización del comportamiento a corte del CLT de modo que el Gefectivo, y por tanto el factor kV, pueda ser determinado. Para ello, primeramente, se discretiza un tablero de CLT solicitado al corte a una serie de volumenes de elemento representativo (representative volume element, RVE) los cuales, de forma individual, pueden representar adecuadamente la rigidez de cualquier tablero de CLT independientemente de sus dimensiones, ver Figura 6.1.5.7.1. La característica fundamental del RVE es que tiene un ancho a, que corresponde con el ancho de los tablones o separación entre ranuras (w1).

Posteriormente, y solo de forma imaginaria, se asume que el tablero de CLT no está compuesto por 3, 5 o 7 sino por un número infinito de láminas, lo que permite transformar el RVE a un sub-volumen de elemento representativo (representative volume sub-element RVSE), ver Figura 1.3.7.1. Esta segunda transformación se hace con el fin de independizar el problema del número de láminas y reducirlo a estudiar tan sólo la mitad del espesor de 2 láminas contiguas, ya que, si el panel fuese infinito en cuanto a número de láminas y estuviese sometido al corte en el plano, la distribución de tensiones sería simétrica en cada RVSE. Posteriormente se realiza un ajuste para el número real de láminas.

Una vez definido el RVSE, la transmisión real del esfuerzo de corte puede entenderse como la composición aditiva de dos mecanismos. Imaginemos por un lado que todos los RVSE en los que puede ser discretizado y transformado un tablero de CLT están perfectamente encolados en los bordes en cada una de las 2 láminas, y no existiese ninguna otra discontinuidad como grietas de secado, y etc. Bajo esta situación, la transmisión de corte se debería únicamente al corte puro en cada una de las láminas, lo cual es referido como el mecanismo de transmisión I. Es decir, que, si un tablero de CLT lo discretizásemos y transformásemos a una serie de RVSE, en cada uno de los RVSE observaríamos la deformación que se ilustra en la Figura 1.3.7.1 izquierda.

FIGURA 1.3.7.1 Ilustración de la solicitación de corte de un tablero específico de CLT, y proceso de discretización del RVE y transformación a RVSE como unidad geométrica fundamental para la teoría de Schickhofer (basado en Schickhofer et al. 2009).

Imaginemos ahora en nuestra discretización del tablero en RVSE, que las tablas no están encoladas en los bordes. Bajo estas circunstancias, no existe transmisión de corte longitudinal en los bordes en cada una de las láminas, por lo que al solicitar a corte una de las 2 láminas que conforman un RVSE, la transmisión del corte únicamente sería efectiva por la torsión con la otra lámina, lo que es referido como mecanismo de transmisión II. Así, la deformación torsional que se produciría se ilustra en la Figura 1.3.7.2 derecha.

FIGURA 1.3.7.2 Descomposición del comportamiento a corte del RVSE como mecanismos de corte puro, mecanismo I, y torsión pura, mecanismo II (basado en Schickhofer et al. 2009).

En la realidad, lo que ocurre no es ni el mecanismo I ni el mecanismo II. Lo que ocurre realmente, es que los tablones de una lámina son únicamente efectivos al par de corte transversal a los tablones, pero no al par longitudinal de corte, y el equilibrio interno únicamente es proporcionado por los momentos torsores entre láminas. El mérito de la teoría de Schickhofer fue en gran medida, descubrir que el mecanismo real de corte del CLT puede verse como la suma aditiva de los mecanismos I y II, ya que bajo esas circunstancias los tableros únicamente transmiten el corte según par transversal, ver Figura 1.3.7.3.

FIGURA 1.3.7.3 Deducción de la transmisión real de corte del CLT consistente en transmisión de par transversal entre láminas como composición aditiva de los mecanismos I y II (basado en Schickhofer et al. 2009).

Así, el mecanismo I puede verse como la dupla de fuerzas transversales a los tablones en cada una de las láminas, mientras que el mecanismo II representa el momento torsor que se produce en cada una de las láminas como consecuencia de la dupla de cortantes transversales, ver Figura 1.3.7.4. Si es que se producen los 2 mecanismos de forma conjunta al solicitar una placa al corte cabe preguntarse cuál es el mecanismo más limitante. De nuevo, esta pregunta puede contestarse con la relación t/a tal como se muestra en la Figura 1.3.7.5, pues la solicitación a la torsión de la madera está íntimamente ligada a esta relación. Básicamente, para relaciones t/a por debajo de 0,15 la solicitación de torsión es siempre inferior al valor de resistencia de la madera a la torsión en la zona próxima al adhesivo entre láminas (aprox. 2,5 MPa en tensiones últimas), así es que la rotura siempre sucede por el mecanismo I, de corte. Sin embargo, para relaciones mayores (tablones más esbeltos), la solicitación puede rebasar la resistencia a la torsión (representada como una línea horizontal en la Figura 1.3.7.5) así es que en esas situaciones la rotura se producirá por torsión según el mecanismo II.

FIGURA 1.3.7.4 Esfuerzos internos producidos en los mecanismos I y II en cada una de las tablas del RSVE (basado en Schickhofer et al. 2009).

FIGURA 1.3.7.5 Típica determinación del mecanismo de fallo al corte de acuerdo a la relación t/a de las láminas de CLT. El fallo a torsión según el mecanismo II, únicamente se produce para valores superiores a la horizontal de resistencia torsional (basado en Schickhofer et al. 2009).

La deducción analítica del factor de corrección ahora es bien sencilla. La deformación por corte es, lógicamente, la composición de deformaciones en serie. La deformación angular debida al mecanismo I se puede estimar muy precisamente como la relación entre la tensión cortante compuesta (que es la mitad de la que ocurre en la realidad, ya que sabemos que la dupla de fuerzas longitudinales no se produce) y el módulo de corte longitudinal

Por otra parte, la deformación angular debida al mecanismo II no puede estimarse de forma tan precisa. Normalmente se asume que el módulo a torsión GT es la mitad del módulo a corte longitudinal, así es que, para el caso de que todas las láminas tengan el mismo espesor t y la sección sea rectangular, la fórmula puede simplificarse como

Así es que la deformación total

Y por tanto la rigidez

Por lo que el factor de corrección se puede estimar únicamente a partir de la esbeltez de la sección transversal de los tablones

La estimación anterior sin embargo toma en cuenta el caso de que el número de láminas sea infinito. Silly realizó múltiples modelos de MEF para calcular de forma más exacta el coeficiente kV considerando diferentes números de láminas, llegando a una expresión más precisa que incluía 2 coeficientes de ajuste que dependen del número de láminas, ver valores en Tabla 1.3.7.

Así es que finalmente, según el modelo de corte en el plano de Schickhofer, podemos estimar la componente de rigidez de corte de un tablero homogéneo y con espesor de láminas constante como

En la práctica la relación t/a suele ser entre 0,1 y 0,25 aproximadamente, por lo que, habitualmente el factor de corrección es del orden de 0,6-0,8, ver Figura 1.3.7.6.

FIGURA 1.3.7.6 Valores del factor de corrección kV en la práctica para las relaciones t/a más habituales (basado en Schickhofer et al. 2009).

1.3.8 Componentes de rigidez flexional y torsional

Se suele establecer un sistema de coordenadas z tal que z=0 en el plano intermedio, designando una zmin y zmax para cada una de las láminas tal como se muestra en la Figura 1.3.8.

FIGURA 1.3.8 Típica designación de la coordenada z de cada lámina según el plano intermedio.

De modo que las rigideces flexionales y torsionales de cada lámina pueden obtenerse escalando las rigideces de membrana según la coordenada z tal que

1.3.9 Factor de reducción de rigidez torsional

La última ecuación para el cálculo de la rigidez torsional D33, implica que la rigidez torsional es proporcional al módulo elástico Gxy, es decir el módulo de corte en el plano de la placa = Glongit = G0. Tal como se mostró para la rigidez de cortante en la membrana esto no es cierto, ya que no podemos asumir que los tablones están encolados en los bordes sin ninguna grieta. Como ya se comentó, asegurar esto es imposible por lo que generalmente se aplica un factor de corrección de la rigidez de torsión kT, lo que permite adecuar la flexibilidad que se observa en la práctica, ver una ilustración de la típica deformación torsional en la Figura 1.3.9.

FIGURA 1.3.9 Típica flexibilidad torsional derivada de la falta de continuidad de los tableros en los bordes (basado en Silly 2010).

De hecho, Silly (2010) demostró que es posible ajustar la rigidez torsional de forma prácticamente idéntica a la rigidez de cortante en la membrana, con la diferencia de que los parámetros de ajuste eran diferentes, ver valores de ajuste según el número de láminas en la Tabla 6.1.5.9.

1.3.10 Componentes de rigidez de cortante transversal

El cálculo de este parámetro es relativamente complejo debido a que es bastante habitual corregir la rigidez de corte debido a que en realidad la sección no permanece plana; es decir, se asume que existe una tensión de corte constante cuando es conocido que en realidad esto no es así. Para el caso de vigas rectangulares homogéneas (con una sola capa), es conocido que la relación entre la energía elástica derivada de una distribución constante y la energía de una distribución parabólica (como realmente sucede en 3D) es 5/6. Sin embargo, en el caso de un compuesto laminado tal como el CLT, la derivación de los factores de corrección no es tan sencilla y depende de los espesores y rigidez de las láminas. Por lo general, para un laminado con láminas transversalmente isótropas puede asumirse que las componentes de rigidez son

Actualmente no existe pleno consenso de cómo determinar los factores de corrección Kx y Ky para el caso de platos 2D. Algunos autores, proponen emplear directamente la inversa de los factores de modificación de rigidez cortante de Timoshenko de la viga flexible, presentados en la Sección 1.2.2 correspondientes a cada una de las direcciones del plano tal que

Por otra parte, la metodología propuesta en el software RFEM Laminate, (quizá el software mayormente usado para el cálculo de elementos 2D de CLT) se describe a continuación. Las componentes de rigidez se determinan como el máximo de los siguientes 2 valores

donde

siendo Ex e Ey los módulos elásticos longitudinales de cada una de las capas en las direcciones x e y. Por otra parte, los factores D44,,min e D55.min se calculan como

Donde l es el ancho medio del contorno rectangular que encierra la placa de CLT considerada. Los valores D44,,min y D55.min permiten incrementar la rigidez en el caso de que la placa de CLT sea muy estrecha (ya que el Dmin se incrementa notablemente al disminuir l). Este incremento de la rigidez puede ser necesario en secciones del CLT donde el ancho de la placa sea muy reducido, ya que en esos casos la tensión de corte transversal puede ser muy elevada. Además de esta corrección, el software permite aplicar un coeficiente adicional de corrección de corte.

1.3.11 Cálculo de tensiones en cada lámina

Una vez definida la matriz de rigidez y relación de vectores de deformación, el cálculo de tensiones en cada una de las láminas es sencillo. Tal como ya se introdujo en la Sección 6.1.5.5, las deformaciones globales de la placa se obtienen a partir de los esfuerzos y la matriz global de rigidez (en los casos desacoplados) como

En forma compacta

Y tal como se presentó en la Sección 1.3.3, εplaca permite determinar εlámina sin más que considerar la analogía por desplazamientos

De tal modo, las tensiones en el interior de cada lámina se obtienen lógicamente considerando las deformaciones de la lámina y la rigidez de la misma

con

Lo que permite determinar las componentes tensionales membranales en cada lámina

Por otro lado, las tensiones debidas al cortante transversal suelen considerarse aparte; es decir, no se calculan a partir de las deformaciones globales de la placa. En este punto es bastante habitual aproximar la tensión máxima asumiendo distribución parabólica a partir del corte unitario como

Alternativamente, pueden aplicarse procedimientos analíticos tal como los que se describieron en apartados anteriores, o procedimientos numéricos más sofisticados.

1.3.12 Verificaciones en cada lámina

Una vez determinadas las componentes de tensión membranal y corte transversal de cada lámina, es posible determinar las tensiones relevantes para las verificaciones a partir del ángulo β entre la dirección x considerada y la orientación de la fibra de cada lámina, según lo indicado en la Tabla 1.3.12.1.

TABLA 1.3.12.1 Determinación de las tensiones relevantes para las verificaciones en cada lámina, una vez determinadas las componentes de tensión membranal y de corte transversal.
Tensión	Nomencl.	Expresión
Tensión paralela a la fibra total(engloba efectos de flexión y axiles)
Tensión perpendicular a la fibra total(engloba efectos de flexión y axiles)
Componente tracción/compresión media paralela*
Componente tracción/compresión media perpendicular*
Componente de flexión paralela únicamente
Componente de flexión perpendicular únicamente
Tensión de rodadura en la sección transversal perpendicular a los tablones de la lámina
Tensión de corte longitudinal en la sección transversal paralela a los tablones de la lámina
Tensión de corte en el plano de la lámina
* sup., inf. e int. designan, respectivamente las tensiones en la parte superior, intermedia e inferior de la lámina considerada, respectivamente. Es decir, la tensión axial media se considera como la media de las tensiones totales en cada uno de esos puntos.

Esto permite realizar las verificaciones correspondientes, según se indica en la Tabla 1.3.12.2. Como se observa en la tabla, muchas de las típicas verificaciones se comparan directamente con la resistencia correspondiente; sin embargo, algunas tensiones interaccionan por la que se pueden emplear criterios de combinación lineales o cuadráticos.

TABLA 1.3.12.2 Típicas verificaciones en cada lámina del CLT a partir de las tensiones laminares estimadas en modelos tipo placa.
Riesgo	Típica verificación
Tensión axial de flexión paralela a las fibras
Tensión axial de flexión perpendicular a las fibras
Tracción/compresión paralela
Tracción/compresión perpendicular
Flexo-tracción/compresión paralela a la fibra
Flexo-tracción/compresión perpendicular a la fibra
Corte interlaminar
Interacción corte interlaminar + corte longitudinal en sección transversal paralela a tablones
Interacción corte de rodadura + tracción/compresión perpendicular

1.4 VERIFICACIONES ANALÍTICAS DE ELEMENTOS ESTRUCTURALES

Independientemente del modelo de cálculo empleado para determinar las tensiones, es necesario realizar las verificaciones correspondientes a cada solicitación. Es importante notar, que aún a día de hoy, las verificaciones se están consensuando en muchos países por lo que algunas de ellas no se encuentran normalizadas, mientras que en algunos casos no existe consenso o/y valores experimentales de referencia. Aún con todo, el cálculo detallado es en general factible. En la práctica profesional suceden principalmente dos situaciones:

Modelación con elementos bidimensionales

Cuando los paneles de CLT tienen geometrías o/y solicitaciones complejas, los modelos de cálculo casi siempre se basan en modelos bidimensionales (plate o shell según se requiera o no considerar las rigideces de membrana) implementados en programas computacionales, principalmente de elementos finitos. De este modo, las verificaciones se realizan de acuerdo a lo recién indicado en la sección 6.3.12, es decir, las verificaciones se basan más bien en criterios de fallo de combinación de tensiones internas en cada una de las láminas. Este tipo de cálculos es mucho más preciso, porque permiten capturar mucho mejor todas las rigideces de los paneles y sus uniones, consideran los efectos biaxiales, permiten incorporar fácilmente las aperturas, y capturan mejor las concentraciones y distribución de tensiones.

Modelación con elementos tipo viga

En el resto de situaciones, es decir para los casos más sencillos, se realizan verificaciones —que pueden ser analíticas, aunque también computacionales— basadas en modelos tipo viga tal como se resume en esta sección. La simplificación a elementos tipo viga resulta especialmente conveniente para analizar fácilmente el efecto de cargas fuera del plano (rigidez flexional), o cargas axiales y de corte que sean repetitivas, y en las que no se estime que pueda haber algún tipo de fenómeno de inestabilidad. Y aún en el caso de que pudiera haber problemas de estabilidad, pueden realizarse modificaciones para poder seguir abordando el cálculo analizando únicamente tiras de CLT. En efecto, habitualmente las vigas representan tiras de 1m de ancho, así es que no es extraño que los esfuerzos vengan dados como fuerzas y momentos por unidad de ancho. Por supuesto, el ancho estándar de 1 metro no es obligatorio, aunque sí conveniente para comparar resultados, ya que algunos fabricantes pueden facilitar directamente los esfuerzos máximos por unidad de ancho (dependientes de la geometría) que pueden resistir sus productos en lugar de las tensiones/resistencias (independientes de la geometría). En muchas ocasiones, los modelos empleados como base para la derivación de las verificaciones se basan en simplificaciones del modelo de analogía de corte, aunque también se emplean otros modelos como por ejemplo el modelo la extensión del método gamma, el modelo de corte de Schickhofer u otros de los modelos detallados como base teórica de este capítulo. El lector puede revisar los fundamentos de los diferentes modelos de cálculo en las secciones anteriores.

1.4.1 Tracción paralela a la placa

Como se ha introducido en secciones anteriores, se desprecia la rigidez de las capas perpendiculares, y las capas longitudinales se pueden asimilar a un sistema de resortes en paralelo en el cual la fuerza se reparte según rigidez axial, EA. De este modo, la verificación propuesta en la NDS para tracción simple, es análoga a la verificación para madera aserrada, con la excepción de que tan sólo se considera el área neta de las capas paralelas a la tracción, las cuales constituyen el área paralela neta (A0,net), y que tampoco se emplea el factor de minoración por altura (Khf). De este modo, la verificación natural en Chile según el criterio ASD resultaría

O en caso de esfuerzos por unidad de ancho, y tomando el área correspondiente a 1 metro de ancho

En ocasiones algunos productores pueden facilitar directamente el esfuerzo máximo admisible nx,adm para cada uno de sus productos; en tal caso bastaría con verificar

En caso de que la tracción sea en el eje y del panel lógicamente se aplicaría

Por supuesto, el paso de ASD a LRFD es también muy sencillo. En concreto la NDS 2015 propone el uso de los mismos factores de conversión (KF), resistencia (φ) y duración de la carga (λ) que se emplean en la MLE, ver detalles en el Anexo C3.

Recuérdese que lógicamente el área neta está ponderada por el módulo elástico, lo que permite contemplar la situación en la que no todas las láminas tienen la misma rigidez

Esto también es aplicable para el sumatorio de espesores efectivos

De forma análoga, para las tracciones perpendiculares al eje y, deberíamos considerar únicamente las láminas longitudinales respecto de y

En general, en Europa se emplea como referencia el tamaño de la sección que se muestra en la Figura 1.4.1.1 para efectos de ensayos mecánicos de flexión fuera del plano, y tracción y compresión axial. Esta sección resulta ser similar a las secciones que se emplean para caracterizar la MLE, lo que se emplea como argumento para poder aplicar coeficientes en el CLT que son similares a la MLE. En concreto, se tienden a empelar los mismos valores de kmod (humedad, temperatura y tiempo), γM (seguridad del material) y ksys (colaboración en grupo) que la MLE. En cuanto al factor de altura europeo (kh, similar a Khf), actualmente se recomienda no emplearlo, ya que es relativamente infrecuente que las laminaciones tengan una altura muy superior a la sección de referencia —recordar que en la MLE h puede llegar a ser más de 2 metros.

FIGURA 1.4.1.1 Sección de referencia empleada en Europa, para determinar propiedades de flexión fuera del plano y tracción y compresión en el plano.

La determinación de la resistencia a la tracción axial sin embargo sí es diferente según el método europeo. En Europa se asume que por lo general un elemento de CLT suele tener alrededor de 12 tablones trabajando en paralelo al ser sometido a una carga axial, así es que se aplica un factor de carga compartida (ksys, similar a Kc en Chile) lo que permite considerar el hecho de que los tablones de mayor calidad suelen absorber mayor carga por tener mayor rigidez. De esta forma, en la determinación del valor característico de tracción paralela según el método ELU para ambas direcciones (ft,x,k y ft,y,k), se suele considerar que es un 20% superior a la resistencia paralela de un único tablón (ft,0,l,k)

En la ecuación anterior se asume que ft,0,l,k tiene una covarianza de aproximadamente el 25%; en caso de que la covarianza fuese superior, la mayoración de carga compartida se incrementaría aún más. Para una madera de calidad C24, ft,x,k ≈16 N/mm2.

Tracción paralela a las láminas externas

Ver una ilustración de esta solicitación y la idealización de tensiones únicamente en A0,net en la Figura 1.4.1.2.

FIGURA 1.4.1.2 Tracción paralela a las láminas externas e idealización de las tensiones axiales únicamente en A0,net (después de Wallner-Novak et al. 2013).

Tracción perpendicular a las láminas externas

Ver la solicitación e idealización de tensiones en la Figura 1.4.1.3.

FIGURA 1.4.1.3 Tracción perpendicular a las láminas externas e idealización de las tensiones axiales únicamente en A0,net (después de Wallner-Novak et al. 2013).

1.4.2 Tracción perpendicular a la placa

Tanto la normativa NDS como la europea consideran que esta resistencia es similar a la MLE; de hecho, en Europa se propone el mismo ensayo para su caracterización. En efecto, la resistencia a la tracción perpendicular debería de ser similar a la MLE, ya que independientemente de la orientación de las fibras en el plano, la tracción perpendicular provoca el modo I de apertura, así es que se aconseja considerar igualmente

En el caso de verificaciones según el EC5, se propone para la especie C24 utilizar

Con respecto al área resistente a la solicitación, esta debería analizarse en cada caso por separado. Para bastantes situaciones en las que debe transferirse una tracción perpendicular, la propia resistencia a la extracción de tornillos autoperforantes suele ser suficiente (se detalla en la Sección 1.5.8); sin embargo, para transferir grandes cargas, se aconseja emplear un conector pasante que pueda transformar la solicitación en una compresión (y cortante) puntual - ver una ilustración en la Figura 1.4.2, y detalles de la verificación de compresión perpendicular en la Sección 1.4.4 y del cortante provocado por una carga puntual en la Sección 1.6.2.3. El lector debe notar que igualmente, en la actualidad, se están desarrollando diferentes propuestas para el análisis de vigas curvas o/y canto variable de CLT por lo que en principio muchas de las expresiones para el cálculo de distribución de tensiones y verificaciones de la MLE/LVL, no son directamente aplicables al CLT en la actualidad. En concreto se está verificando hasta qué punto las ecuaciones de vigas curvas de MLE y LVL son aplicables a vigas curvas de CLT.