Monografias.com > Sin categoría
Descargar Imprimir Comentar Ver trabajos relacionados

Losas compuestas: métodos de experimentación y diseño (página 2)



Partes: 1, 2

§  Oficinas y edificios administrativos: las
estructuras de
acero con losas
compuestas disponen de grandes espacios libres y se adaptan a la
colocación de conductos e instalaciones en falsos
techos.

§  Edificios de vivienda y servicios
comunitarios: las losas compuestas tienen alta capacidad de
aislamiento térmico y acústico.

§  Reparaciones y rehabilitaciones: Se suele
requerir de losas con formas irregulares; además, el
acceso a la zona de construcción en estas obras normalmente es
complicado, por lo que la ligereza de las losas facilita su
aplicación en estos casos.

2 Estudios
experimentales

2.1 Primeros pasos

   Las losas compuestas son sistemas en los
cuales la lámina metálica, debido a la interacción mecánica que manifiesta con el
hormigón endurecido, actúa como refuerzo positivo a
flexión.

En la década de los 50, Granco Steel Products saca al
mercado la
primera lámina metálica con propósitos
colaborantes para estructuras compuestas: "COFAR", en la cual se
soldaban barras de acero para tomar los esfuerzos cortantes. Esta
práctica de soldar incrementa extraordinariamente los
costos de
producción.  Por los años 60 se empezaron
a desarrollar prototipos de láminas metálicas que
fueran más fáciles de instalar y que fueran capaces
por sí solas de establecer una interacción mecánica adecuada con el bloque de
hormigón endurecido. A partir de esto surgen dos formas
básicas de configuración geométrica:
trapezoidal y con re-entrantes (Fig. 2). Algunos productores de
láminas empezaron a incrustar embuticiones de varios tipos
para aumentar la resistencia a
cortante. Asimismo, se comprobó que la adición de
pernos de cortante en los extremos contribuía a la
acción
compuesta (Heagler et al., 1992).

2.2 Ensayo de
flexión en escala
natural

   Desde los primeros años, muchas instituciones
comenzaron a preocuparse por el estudio del comportamiento
de las losas compuestas. Los productores que diseñaban
nuevos prototipos de láminas tenían que estimar sus
características resistentes de manera totalmente
experimental, ejecutando para ello numerosos ensayos a
escala natural. Estas pruebas son
extremadamente costosas y tediosas porque se tienen que
especificar muy claramente todas las características
consideradas (resistencia del hormigón, calibre de la
lámina, configuración del perfil, etc). 
(Seleim, 1979).

   En el año 1967, la AISI (American Iron and
Steel Institute) patrocinó una investigación llevada a cabo en la Universidad de
Iowa para desarrollar un procedimiento
estándar de diseño
de losas compuestas con lámina colaborante. Ekberg
dirigió los ensayos practicados a 353 probetas a escala
natural de las más diversas configuraciones. A partir de
este trabajo,
(Porter and Ekberg, 1975, Porter and Ekberg, 1976) pudieron
arribar a varias importantes conclusiones del comportamiento
estructural  de las losas compuestas.

Las losas compuestas sometidas a flexión pueden exhibir
principalmente tres modos de fallo (Fig. 3):

1-     Fallo a flexión de la
sección subreforzada

     2-   Fallo a flexión
de la sección sobrereforzada

     3-   Fallo por cortante
longitudinal

Otros investigadores han adicionado a estos el fallo por
cortante vertical, sin embargo, este último raramente
llega a ser el fallo predominante (Daniels, 1988).

   El fallo por cortante longitudinal se caracteriza
por la formación de grietas diagonales en la masa de
hormigón, próximas a los puntos  de
aplicación  de la carga y acompañados por
deslizamientos en los puntos extremos (Porter and Ekberg, 1975).
La distancia desde estas fisuras hasta los apoyos se denomina
"luz de
cortante" ().

Debido a que la conexión a cortante entre la
lámina metálica y el hormigón endurecido
resulta incompleta, el sistema nunca
llega a alcanzar su máxima resistencia potencial a
flexión. Teniendo en cuenta las teorías
de comportamiento del hormigón armado, el fallo por
flexión suele ocurrir debido al aplastamiento del
hormigón (secciones sobrereforzadas) o debido a la
fluencia del acero (secciones subreforzadas) (Porter and Ekberg,
1976).

Del resultado de numerosas pruebas experimentales se
concluyó que el fallo por cortante longitudinal es el
más probable de ocurrir (Ong and Mansu,
1986, Porter and Ekberg, 1975, Porter and Ekberg, 1976); de
aquí la gran cantidad de investigaciones
que se han concentrado en el estudio de este tipo de fallo.

El fallo del enlace a cortante, con incremento paulatino de la
carga aplicada, ocurrirá con la siguiente secuencia
(Seleim and Schuster, 1985):

  1. Los dispositivos de transferencia de cortante comienzan a
    recibir esfuerzos cada vez mayores.
  2. Aparecen las primeras grietas en la sección crítica, incrementándose la
    diferencia de tensiones entre el hormigón y la
    lámina. La lámina comienza a separarse de la losa
    perdiendo la efectividad del trabajo conjunto. Las fisuras se
    hacen cada vez mayores.
  3. Fallan completamente los dispositivos de transferencia de
    cortante, traduciéndose en deslizamientos.
  4. El grado de fisuración se hace inaceptable, y la
    lámina metálica y la losa de hormigón se
    separan completamente, empezando a trabajar como elementos
    independientes, perdiéndose el concepto de
    trabajo compuesto.

2.3 Tres métodos
semi- empíricos de diseño. Parámetros
m-k

El ensayo más incuestionable para determinar la
capacidad resistente de las losas compuestas es el de
flexión a escala natural (Fig. 4), desarrollado por la
AISI en 1967 (AISC, 2007, ASTM-E8-00b, 2001), y en base a este
procedimiento se han desarrollado tres ecuaciones
principales para calcular el cortante de diseño:

                           
(Schuster, 1970) 
                 
           (1)

                      
     (Porter and Ekberg,
1976)    
                    (2)

 
               (Seleim,
1979)
                                 
           (3)

donde:

Resistencia
última de enlace transversal a cortante (por unidad de
ancho)

 Ancho
unitario de la losa

 Profundidad
efectiva de la losa

 Espaciamiento
de los dispositivos de transferencia de cortante

Parámetros
determinados experimentalmente

 Proporción
de refuerzo de acero,

 Longitud
de la luz de cortante

Resistencia
a compresión del hormigón

La luz de cortante, ,
es la longitud crítica para la cual ocurre el fallo por
cortante longitudinal.   usualmente
se toma como la cuarta parte de la luz total para el caso de una
losa cargada uniformemente, sin embargo, algunos autores
argumentan que esta debe ser la tercera parte de la luz
(Tenhovuori and Leskela, 1998, Veljkovic and Johansson, 2001).
Para el caso de cargas concentradas en dos puntos, la luz de
cortante será la distancia medida desde el apoyo hasta el
punto de aplicación de la carga (Porter and Ekberg,
1976).

Nótese que las ecuaciones 1 y 2 se expresan en la forma
lineal ,
donde  representa
la pendiente de la recta y  representa
el valor del
intercepto con el eje .
Para caracterizar las variables
 y
 se
requiere previamente plotear el comportamiento de una serie de
ensayos de flexión en escala natural de una
configuración de lámina en particular
(Caracterizada por factores tales como la geometría,
patrón de embuticiones, condiciones superficiales de la
lámina, resistencia a la fluencia del acero, peso unitario
del hormigón y espesor de la lámina), mientras se
varían la luz de cortante y/o la relación de
refuerzo de acero.

El tercer método
(ecuación 3) resulta bastante similar a los anteriores,
pero incluye además el efecto de variación del
espesor de la lámina. Para este caso, los juegos de
datos
obtenidos de los ensayos deberán cubrir un rango de
valores tanto
en el eje  como
en el  para
lograr una mejor interpretación del comportamiento de la
lámina metálica colaborante. Porter y Ekberg
(Porter and Ekberg, 1976) recomendaron plotear no menos de ocho
juegos de datos experimentales para cada configuración de
lámina y para cada espesor. Posteriormente, mediante un
análisis de regresión
lineal se obtiene el valor de ,
y por medio de uno de regresión multilineal, los valores de
.

Finalmente, sustituyendo estos valores  y
 en
las fórmulas arriba expresadas, podremos predecir la
resistencia de aquellas losas cuyos parámetros
correspondan con puntos intermedios de la gráfica
obtenida.

El método asumido por la norma cubana NC 082:2004
coincide el segundo de los explicados anteriormente, el de Porter
y Ekberg (NC-082, 2004).

En 1985 Seleim y Schuster evaluaron esas tres ecuaciones a
partir del ensayo a 196 especímenes. Ellos compararon tres
juegos de datos principales:

1)     Láminas de un mismo espesor,
pero de configuraciones distintas.

2)     Iguales configuraciones de
lámina, pero variando el espesor.

3)     Probetas con láminas de la
misma configuración y espesor, pero variando la luz de
cortante.

 Para el primer juego de datos
se concluyó que las tres ecuaciones se
correspondían aceptablemente con los resultados
experimentales; sin embargo, para el segundo juego de datos, la
ecuación de Seleim (CSSBI-S3, 2003) resultó ser
mucho más precisa que la otras dos, lo cual explica el
contraste entre las dos primeras ecuaciones en las cuales el
espesor de la lámina debe permanecer constante para
plotear la línea de regresión lineal solo para ese
caso particular de lámina. El tercer juego de datos fue
evaluado entonces solo para la ecuación de Seleim, dando
como resultado una desviación máxima a partir de
los resultados experimentales acotada en un rango del orden del
15%. Del desarrollo de
estas pruebas, Seleim y Schuster arribaron además a la
conclusión que, ni la relación de refuerzo de
acero, ni la resistencia a compresión del hormigón,
son parámetros de influencia significativa en la
resistencia del enlace a cortante, sin embargo, el espesor de la
lámina sí es un parámetro determinante
(Seleim and Schuster, 1985).

2.4 Diseño de losas de varias
luces

Estas expresiones están dadas para losas de luces
simples. Las probetas de losas continuas ofrecen capacidades de
carga superiores entre un 10 y un 15% que sus homólogas de
luces simples (Luttrell, 1987, Abdullah, 2004)

Aún cuando quedó demostrada la efectividad de
estos métodos,  se discutía la
precisión que puede significar el diseñar una losa
continua a partir del ensayo de una losa de una sola luz. 
En la práctica, las losas compuestas deberán estar
dotadas de refuerzo adicional a cortante debido a que en la
continuidad de las luces resulta preciso evitar cualquier
deslizamiento. A inicios de los 70, el Instituto del Steel Deck
le patrocinó una investigación a la Universidad de
Virginia Oeste con el fin de mejorar la predicción de la
resistencia de las losas compuestas en obra. Esta
investigación incluía el ensayo a 25
losas (de una sola luz y sus similares de dos luces continuas)
variando el ancho en el cual las embuticiones de la lámina
actuaban como único refuerzo. Las embuticiones eran
generalmente horizontales o verticales. El análisis se
basó en la limitación de tensiones en las fibras
extremas y en la consideración del fallo del enlace a
cortante (Luttrell and Davison, 1973)

Lutrell realizó un análisis exhaustivo de estos
y de otros ensayos ejecutados en la Universidad de Virginia Oeste
a lo largo de 18 años de investigaciones. él
observó que en la zona de las embuticiones el fallo
ocurría de forma más gradual que en las
áreas planas de la lámina, y a las losas se les
podían incrementar las cargas hasta tanto no se iniciara
el deslizamiento. él postuló que las embuticiones
no solo aumentan la resistencia a cortante, sino que tambien
incrementan la rigidez. A mayor rigidez de la lámina,
mayor resistencia al deslizamiento, el cual ocurre cuando la masa
de hormigón tiende a moverse verticalmente sobre la
lámina metálica, y en respuesta esta se desliza
entonces horizontalmente. Las láminas serán
más resistentes mientras mayores sean sus espesores y
más profundas sus embuticiones. Lutrell observó que
las láminas metálicas, mientras más
peraltadas sean, más  tenderán a separarse
verticalmente cuando ocurre el deslizamiento horizontal. Las
losas peraltadas al parecer muestran mayor resistencia a
cortante, permitiendo alcanzar una mayor cercanía al
estado de
aprovechamiento máximo de la capacidad a flexión.
Luttrell hizo además algunas observaciones respecto a las
condiciones de borde de las probetas de losas.

Luttrell observó que la resistencia a cortante se
presenta en tres fases secuenciales: primero se rompe el enlace
químico surgido entre el hormigón endurecido y
la lámina metálica, y posteriormente hacen su
aparición la resistencia mecánica de las
embuticiones de la lámina y la resistencia friccional
debida al peso propio y las cargas actuantes (Fig. 5). él
confirmó las observaciones hechas por Seleim de que la
resistencia a compresión del hormigón aportaba
escasa influencia en la resistencia a cortante de las losas
compuestas. (Luttrell, 1987) Posteriormente, Daniels (Daniels,
1988) así como Bode y Sauerborn (Bode and Sauerborn, 1992)
arribaron a las mismas conclusiones. Luttrell atribuyó
esta escasez de
dependencia al hecho de que el fallo solo en raras ocasiones
sucede debido al aplastamiento del hormigón, sino que
más frecuentemente sobreviene debido al deslizamiento
entre la lámina y el bloque de hormigón, producto de la
flexión en la primera. (Luttrell, 1987).

2.5 Mecánica de fallo

En 1978 Stark empezó a conformar sus estudios
experimentales para observar el comportamiento de las losas
compuestas. él adoptó como criterios de
clasificación, por un lado las losas con comportamiento
dúctil, y por el otro las que presentaban un
comportamiento frágil. El comportamiento frágil
ocurre cuando la resistencia máxima a flexión es
alcanzada tan pronto como se inicia el primer deslizamiento. En
el comportamiento dúctil las losas continúan
soportando cargas aún cuando hubiese ocurrido el
deslizamiento inicial. El código
europeo ha definido que ocurre un comportamiento dúctil
cuando la carga de fallo es excedida causando un primer
deslizamiento no recuperativo del orden del 10%. El valor del
primer deslizamiento es de 0.5mm aproximadamente (Eurocode-4,
2004, Veljkovic, 1998).

Stark determinó además que la láminas
metálicas con geometría re-entrante son beneficiosas
puesto que limitan la separación vertical entre el
hormigón y la lámina. él también
observó que, al parecer, la insuficiente cantidad de
apoyos en los laterales de las probetas facilita que en los
bordes de la losa puedan surgir inestabilidades de la
lámina, conllevando a acelerar el instante de fallo. Esto
suele discrepar de las condiciones reales, donde las losas se
hallan vinculadas lateralmente a sus secciones vecinas. (Stark,
1978)

La resistencia a cortante la constituyen tres componentes:
la adherencia química, la
fricción, y la interacción mecánica. Los
efectos de fricción resultan mayores sobre los apoyos
debido a que allí también son mayores las fuerzas
normales, no obstante, la fricción actúa a todo lo
largo de la luz para láminas con perfiles de
geometría re-entrante
(Schuurman and Stark, 1996,
Veljkovic, 1994) Cuando no conocemos con precisión el
valor del coeficiente de fricción, este puede ser asumido
entre 0.5 y 0.6 (Bode and Dauwel, 1999, Kitoh and Sonoda, 1996).
La adherencia química resulta extremadamente débil
y difícil de predecir, empezando porque depende del
proceso de
curado del hormigón y de las condiciones superficiales de
la lámina. Por su parte, la interacción
mecánica ofrece resistencia al deslizamiento debido a los
obstáculos en su curso, tales como las embuticiones de la
lámina, las mallas de refuerzo de acero soldadas
transversalmente a la chapa (práctica no habitual debido
al encarecimiento de los costos), los
huecos practicados en la lámina metálica y/o los
conectores de cortante.

Otros investigadores que han incursionado en el estudio del
comportamiento de las probetas en el ensayo de flexión a
escala natural, han hecho las siguientes observaciones
adicionales:

ü  El fallo por flexión se produce en
aquellas probetas cuyas luces de cortante resultan excesivamente
largas, correspondiendo con bajos valores de fuerza
cortante y plastificación de la lámina
metálica. Se corresponden con un comportamiento de tipo
dúctil  (Daniels, 1988, Daniels and Crisinel,
1988).

ü  Las probetas que fallan por cortante horizontal
siguen siendo dúctiles cuando se incrementa la luz de
cortante (Daniels and Crisinel, 1988).

ü  Las áreas planas de la lámina se
deforman elásticamente bajo la acción del momento
último. El fallo por aplastamiento del hormigón
pudiera ocurrir debido a la presencia de embuticiones
exageradamente profundas en las láminas (Daniels and
Crisinel, 1988).

ü  Debido a que ciertas láminas australianas
planas y sin embuticiones (Condeck y Bondeck) fallaron ante
cargas muy inferiores a su capacidad plástica,
quedó convincentemente demostrada la necesidad de las
embuticiones o anclajes (Patrick and Bridge, 1988).

ü  En el comportamiento de la losa, la
localización de las cargas concentradas tuvo un efecto
más significativo que la cantidad de cargas actuantes
(Daniels and Crisinel, 1993).

ü  De las propiedades de los materiales
componentes, la tensión de fluencia del acero fue quien
tuvo la mayor influencia en la resistencia de las losas
compuestas (Daniels and Crisinel, 1993).

ü  El espesor o profundidad de la losa es
directamente proporcional a la resistencia longitudinal a
cortante (Tenhovuori and Leskela, 1998).

2.6 Ensayos en escala reducida (pull
out)

El ensayo de probetas a escala natural resulta muy costoso
tanto en gasto de materiales y utilización de mano de obra
como en consumo de
tiempo (Es el
asumido por la norma cubana actual), y al parecer esas fueron las
causas que motivaron a los investigadores a desarrollar modelos de
ensayos a escala reducida. Estos ensayos se enfocan en determinar
la magnitud del enlace a cortante, que es quien usualmente
determina el modo de fallo. Uno de los primeros ensayos de estas
características lo constituyó el push-off, con el
cual se logra medir la magnitud de la fortaleza de la
conexión a cortante entre una viga y la losa en la
estructura
compuesta. Varios investigadores han desarrollado sus propios
modelos de ensayos, tal como se muestra en la
Fig. 6. No obstante, todas la pruebas consisten en un bloque de
hormigón fundido sobre una lámina metálica,
y la aplicación de cargas para separar por cortante el
hormigón de la chapa. La interpretación de la
resistencia a cortante de las probetas suele plotearse en
gráficos de fuerza contra
deslizamiento.

Los ensayos para determinar la resistencia a cortante resultan
particularmente provechosos para comparar entre  diferentes
formas o dispositivos empleados para asumir la interacción
mecánica durante el desarrollo de un nuevo modelo de
producto. Daniels y Crisinel (Daniels, 1988, Daniels and
Crisinel, 1988) analizaron la resistencia a cortante de numerosas
láminas de distintos fabricantes empleando su ensayo de
tracción o pull-out. Se practicaron ensayos a probetas con
láminas de geometrías re-entrantes y de
geometrías abiertas, así como con láminas
lisas y con embuticiones. La presión
aplicada en los laterales de las probetas fue controlada por
deflexión o por magnitud de la fuerza indistintamente.
Daniels recomendó futuros ensayos con fuerza controlada, y
la magnitud de las fuerzas laterales debería
corresponderse con el peso equivalente de al menos 10cm. de
espesor de losa de hormigón con el fin de simular las
condiciones del ensayo a escala natural. La aplicación de
excesivas fuerzas laterales falsearía los resultados, pues
daría como consecuencia una resistencia a cortante
superior debido al incremento de la resistencia friccional.

A partir de los resultados de sus experimentos,
Daniels (Daniels, 1988) arribó a la conclusión de
que el comportamiento del gráfico de fuerza cortante vs
desplazamiento resulta consistente para cada modelo del mismo
tipo de producto y embuticiones. La forma del gráfico
indica que quien primero actúa es el enlace
químico, y posterior a su ruptura, la interacción
mecánica debida a las embuticiones. él
desarrolló ecuaciones para determinar las fuerzas de
cortante en la interfase entre el hormigón y la
lámina metálica, asumiendo que anterior al
desplazamiento final exista variación lineal de dichas
tensiones. La medición de la resistencia del enlace
químico resultó demasiado inconsistente, pero sin
embargo fue razonablemente similar a las determinadas a partir de
los ensayos a escala natural. Crisinel, Edder, Laane y Schumacher
 (Schumacher et al., 2000, Laane and Edder, 2002, Edder,
2003) ratificaron las ideas de Daniels (Daniels and Crisinel,
1993) de que el enlace mecánico que se manifiesta en los
ensayos de tracción o pull-out es razonable y
conservativo, aún cuando las diferencias sean
significativas. Ellos estudiaron además los
comportamientos frágiles y/o dúctiles de los
especimenes ensayados. Las probetas que fallaron en forma
dúctil mostraron una notable capacidad al post
deslizamiento, mientras que las frágiles, aunque
inicialmente tuvieron un deslizamiento considerable, no fueron
capaces de sostener cargas adicionales. Este comportamiento se
corresponde con resultados de los ensayos a probetas en escala
natural.

2.7 Efecto de las embuticiones de la
lámina

Muchos investigadores han considerado el efecto de las
embuticiones en la lámina a través de ensayos que
miden precisamente la resistencia a cortante. A
continuación un resumen de los principales hallazgos de
esta etapa:

ü  Mientras mayores sean las caras verticales de las
embuticiones en contacto con el hormigón, más
efectiva será la resistencia a cortante. Las caras que
están perpendiculares al plano de deslizamiento son
más efectivas que las caras inclinadas (Jolly and Zubair,
1987). Las embuticiones en forma de V y las rectas  se
comportan de forma bastante similar (Makelainen and Sun,
1998).

ü  Las discontinuidades en la forma de las
embuticiones (tales como cruces) causa el efecto negativo de
incrementar la flexibilidad de la lámina, promoviendo un
más fácil deslizamiento del hormigón sobre
esta (Jolly and Zubair, 1987).

ü  Incrementar la frecuencia de las embuticiones a
costa de reducir el tamaño de estas, no causa mejoramiento
de la resistencia a cortante (Jolly and Zubair, 1987).

ü  Muy efectivo resulta incrementar la profundidad
de las embuticiones, no obstante, deberá tenerse especial
cuidado contra el desgarrado que pudiera ocurrir durante el
proceso de producción. La profundidad resulta uno de
los factores de
forma más influyentes. (Jolly and Zubair, 1987,
Makelainen and Sun, 1998, Schumacher et al., 2000).

ü  La localización óptima de las
embuticiones resulta en la mitad de la franja plana. Las
embuticiones en las esquinas de las zonas planas o en las alas
resultan muy difíciles de construir y no son del todo
eficientes. Las embuticiones en las alas sometidas a
tracción tienden a ponerse planas bajo el efecto de las
cargas, reduciendo así su efectividad. Por su parte, las
embuticiones localizadas en las alas a compresión
actúan como si fueran deformaciones iniciales, promoviendo
así el efecto de pandeo (Jolly and Zubair, 1987,
Makelainen and Sun, 1998).

ü  El espesor de la lámina metálica es
directamente proporcional a la resistencia a cortante (Jolly and
Zubair, 1987, Makelainen and Sun, 1998).

ü  Los perfiles re-entrantes mejoran la capacidad
estructural entre un 63 y un 88%, teniendo dependencia lineal del
área de hormigón bajo la porción
re-entrante. Sin embargo, láminas de este tipo pero
carentes de embuticiones toman solo la mitad del esfuerzo
cortante que serían capaz de asimilar las mismas chapas
pero con embuticiones. (Wright and Essawy, 1996).

ü  El estudio de láminas planas con
embuticiones mostró que el fallo ocurre por sobrecarga
expresada en aplastamiento local del hormigón cuando la
relación entre la altura de las embuticiones y su
espaciamiento es menor que 0.10. Cuando esta relación es
mayor que 0.19, la probeta falla por el plano de cortante del
hormigón, plano que se extiende desde la parte más
alta de una embutición hasta la próxima. (Kitoh and
Sonoda, 1996).

3 Métodos
de diseño

3.1 Métodos de diseño de la
ASCE

En el SDI (Steel Deck Institute) se compilaron los resultados
de varios proyectos de
investigación y se desarrolló un procedimiento
de diseño de losas compuestas, basado fundamentalmente en
las recomendaciones propuestas por Porter y Ekberg (Porter and
Ekberg, 1976). Dicho procedimiento de diseño fue validado
por investigadores de la Universidad de Lehigh, Instituto
Tecnológico de Virginia y Universidad de Iowa. Cada uno de
ellos corroboró que las relaciones  se
mantienen dentro del rango 1.01-1.31 (Heagler et al., 1992).

A continuación, un resumen de los diseños
propuestos por la ASCE para losas compuestas. En el Instituto de
Steel Deck se adoptaron ecuaciones para determinar el cortante de
fallo longitudinal en secciones subreforzadas como modos de
diseño estándares. Se considera que las cargas de
trabajo debidas al proceso de fundición actúan
sobre la lámina aún sin suponer trabajo compuesto.
La capacidad disponible para cargas vivas se obtiene
restándole a la capacidad de carga máxima las
cargas muertas debidas al hormigón endurecido y al peso
propio de la lámina (Chen, 2003).

3.1.1 Método analítico de
fluencia

La norma ASCE incluye un método alternativo de
diseño, recogido en el apéndice D de las normas, el cual
se basa en las recomendaciones de diseño propuestas por
Luttrell acerca de que las fuerzas de tracción deben ser
divididas en componentes que serán situadas en las
áreas planas a cada lado de las pestañas de la
lámina. La capacidad de diseño se determina a
partir del momento en que la pestaña inferior de la
lámina alcanza la tensión de fluencia. Con el
empleo de un
factor de modificación se ajusta la fuerza de
tracción, igualando la misma a la resistencia del enlace a
cortante, el cual es determinado a partir de las propiedades
físico- geométricas de la lámina
metálica y su sistema de embuticiones. La resistencia a la
fluencia inicial puede ser incrementada hasta en un 10% si las
losas han sido reforzadas con barras de acero soldadas (Luttrell
and Prassanan, 1984).

Luttrell y Prasannan (Luttrell and Prassanan, 1984)
reconsideraron la hipótesis de que en modo flexible la losa
se comporta como una sección de hormigón armado con
las fuerzas tensoras de la lámina actuando sobre su
centroide (Fig. 1. 6). Ellos argumentaron que la chapa
metálica presenta un comportamiento muy distinto al de las
barras de acero embebidas en el hormigón, debido a que la
lámina interacciona solamente por una de sus superficies,
quedando libre la otra cara. Ellos desarrollaron una
ecuación (4) para determinar el momento último,
basada en el área transformada y dividiendo las fuerzas
tensoras de la lámina por cada una de la alas
(,
)
y el alma
()
por separado. Con este procedimiento se obtienen las tres fuerzas
tensoras con sus respectivos brazos de momento (,
,
)
como se muestra en la Fig. 7. Este método resulta
particularmente ventajoso para predecir el comportamiento de una
nueva lámina sin necesidad de ejecutar los
costosísimos ensayos de flexión a escala
natural.

      

                                                                                            (4)

Para incluir el efecto de eliminación de los apoyos
laterales:

        
                                                                                                         (5)

    momento
que aportan los apoyos laterales eliminados

La resultante de la capacidad de momento disponible para
soportar las cargas aplicadas vendría expresada por:

                                                                                                                
(6)

                   
reducción
de la luz de cortante,

                   
                                                                                                     
(7)

Las variables
y  se
corresponden con la calidad de las
embuticiones, entre otros parámetros de la lámina
metálica. Por su parte,  representa
el número de planos de cortante embutidos y disponibles
para transferir esfuerzos de cortante. Con  se
toma en cuenta la influencia de la luz de cortante y la
profundidad de la lámina.

3.1.2 Cálculo
del fallo por flexión

El fallo por flexión ocurre cuando la losa se acerca a
la interacción completa. Este modo de fallo se divide en,
para losas subreforzadas y para losas sobrereforzadas. La
relación balanceada de acero para determinar la
condición de sub o sobrereforzamiento es:

                                                                           
(8)

               
 para
hormigones con 

(reduciendo en un índice de 0.05 por cada 7MPa de
resistencia que excedan los 28MPa,

y hasta un mínimo de )

 resistencia
a compresión del hormigón

 tensión
de fluencia mínima de la lámina metálica (no
debe exceder los 420MPa)

  tensión
máxima de compresión del hormigón

  profundidad
nominal total de la losa

 módulo
de elasticidad de la
lámina metálica

 profundidad
de la lámina metálica

  distancia
desde el borde superior de la losa hasta el centroide de la
lámina metálica

Cuando la capacidad es sub-reforzada  se
tiene que:

                                                                                             
(9)

                        (0.65
cuando

  capacidad
nominal de momento

  área
de la lámina por unidad de ancho

   profundidad
del bloque a compresión

La ecuación 1.9 debe ser aplicada con cautela a
aquellas láminas cuya profundidad exceda los 75mm. Esta
ecuación asume un rendimiento máximo de la
sección de la lámina, no obstante, una
lámina que sea muy profunda pudiera no poseer la
ductilidad adecuada para alcanzar un máximo
aprovechamiento de la sección antes de que ocurriese el
aplastamiento del hormigón. (Sabnis, 1979).

Para la capacidad de sobre-reforzamiento ,
según Porter y Ekberg (Porter and Ekberg, 1976):

                                                                         
(10)

 factor
de reducción de la capacidad a flexión. Suele
tomarse como .

0.425
para

(reduciéndose en un índice de 0.025 por cada
7MPa

  de resistencia que excedan los 28MPa)

ancho
unitario

                                                                                      
(11)

                                                                                                       
(12)

proporción
de refuerzo,

 tensión
máxima de compresión del hormigón

3.1.3 Cálculo del fallo por cortante
longitudinal

Este procedimiento está basado en el método m-k
de Porter y Ekberg (Porter and Ekberg, 1975), que emplea datos
obtenidos de los ensayos de flexión en escala natural de
losas ensayadas en tramos simples. Un gráfico
típico se muestra en la Fig. 8. La línea de
regresión obtenida se reduce en un 15% para tomar en
cuenta la dispersión de los resultados experimentales.

sin apuntalamiento:

          
                                                                                   
(13)

con apuntalamiento:

     
                                                                      
(14)

 factor
de reducción de la resistencia. Suele tomarse como

 resistencia
nominal del enlace a cortante (por ancho unitario)

 ancho
unitario de la losa

 profundidad
efectiva de la losa

* pendiente reducida de la línea de
regresión obtenida de los resultados de resistencia a
cortante obtenidos experimentalmente.

 proporción
de refuerzo,

 Luz
de cortante (para losas con carga distribuida uniformemente, se
toma como la cuarta parte de la luz total)

 coordenada
de intercepto con el eje de las  de
la línea de regresión reducida obtenida de los
resultados de resistencia a cortante obtenidos
experimentalmente

resistencia
a compresión del hormigón

 coeficiente
que toma la proporción de carga muerta agregada una vez
retirados los apuntalamientos

 carga
de viento perpendicular a la losa

3.2 Métodos de cálculo del
Eurocode

En el Eurocode 4 (Eurocode-4, 2004) se delinean los procedimientos
europeos de diseño. Dichos procedimientos son muy
similares a los adoptados por las normas de los Estados Unidos,
pero incluyen un método adicional para la
determinación de la capacidad límite por cortante
longitudinal, el llamado Método de conexión parcial
a cortante  "Partial Shear Connection Method" (PSC) o el
"Method"
(Stark, 1991).

3.2.1 Método de conexión
parcial de cortante (PSC)

 Este método tiene sus raíces en el
método de interacción parcial empleado para vigas
compuestas, y es aplicable solo a aquellas losas que muestren un
fallo de tipo dúctil. En 1990 Patrick desarrolló
las bases para este método empleando leyes
constitutivas para determinar la distribución de tensiones a lo largo de la
sección transversal (Patrick, 1990). El método PSC
es más aceptado que el m-k debido a que el primero
está fundamentado en procesos
mecánicos y eso lo hace más intuitivo para el
diseñador. Resulta ventajoso además porque con
él es posible obtener un comportamiento que es
específico de las condiciones de carga. Debido al hecho de
que esté fundamentado en procesos mecánicos es que
resulta posible incluir los efectos de anclaje tales como
continuidad, fuerzas de fricción y conectores de cortante,
como es descrito por numerosos investigadores (Bode and Dauwel,
1999, Bode and Sauerborn, 1992, Schuurman and Stark, 2000). Este
método permite además la cuantificación del
incremento de resistencia debido al refuerzo de barras de acero
adicionales (Bode and Sauerborn, 1992, Stark, 1991) .

 El método de conexión parcial de cortante
se basa en el desarrollo de un gráfico donde se plotea la
capacidad de momento contra el grado de interacción a
cortante, como se muestra en la Fig. 1. 9. La capacidad de
diseño se determina como se describe a
continuación:

                             
                                                                 (15)

 fuerza
de tracción en la lámina metálica

 brazo
de palanca entre las fuerzas a tracción y las fuerzas a
compresión

 capacidad
flectora de la lámina metálica trabajando sola

Es imprescindible ejecutar, para cada diseño de
lámina, una serie de ensayos de flexión en escala
natural, con el fin de determinar la fortaleza del enlace a
cortante,  la
cual viene dada por la expresión:

                                                                                                                  
(16)

La resistencia característica a cortante
 está
dada por el mínimo valor experimental reducido en un 10% y
dividido por un factor de seguridad
.
La elaboración de los gráficos de diseño se
basa en equilibrar las fuerzas de tracción y
compresión, y regularmente requiere de análisis
empleando sistemas de cómputo. A aquellas losas ancladas
en sus extremos le corresponderán gráficos de
diseño que estarán desplazados horizontalmente en
una cantidad que representa el porciento conque los dispositivos
de anclaje extremo contribuyen a la resistencia total a cortante.
Empleando el método de conexión parcial de cortante
se logran diseños más económicos que si se
emplea el método m-k (Bode and Dauwel, 1999, Bode and
Sauerborn, 1992, Stark, 1991, Edder and Crisinel, 2003).

En investigaciones más recientes se han comprobado
algunas deficiencias del método PSC. Su aplicabilidad
está limitada solamente a aquellas losas que presenten un
fallo de tipo dúctil; esto obliga a que las luces cortas
deban ser especialmente chequeadas debido a que las mismas
tienden a presentar fallos frágiles. Para determinar la
resistencia del enlace a cortante por este método, es
necesario ejecutar ensayos a probetas en escala natural, lo cual,
como ya se ha explicado anteriormente, es un proceso muy costoso
tanto en materiales como en consumo de tiempo, espacio y mano de
obra. El valor experimental de la resistencia a cortante depende
del grado de interacción para el cual se desarrolla dicha
resistencia, y la misma es altamente dependiente de las
condiciones de carga de las pruebas experimentales; por ello, la
selección de la configuración de
carga debe ser elegida muy cuidadosamente (Veljkovic, 2000, Edder
and Crisinel, 2003).

3.3 Otros métodos

3.3.1 Métodos de fuerza

En 1997, en el Instituto Tecnológico de Virginia,
Widjaja (Widjaja, 1997) utilizó la teoría
de interacción parcial de cortante para desarrollar dos
métodos de fuerza que excluyen la necesidad de ensayos en
escala natural, empleando solamente los datos de fuerzas de
cortante y deslizamientos obtenidos de los ensayos de cortante
similares a los de Daniels. él los llamó
indistintamente "Método iterativo", y "Método
directo". Widjaja transformó los resultados experimentales
en resistencia a cortante distribuida a todo lo largo de la luz
de la probeta en escala natural; aunque ignoró los efectos
de concentración de fuerzas que se dan sobre los apoyos.
En el método iterativo se determinan las fuerzas en la
losa a partir de considerar la localización de la
sección crítica en los puntos donde aparecen las
primeras grietas. Debido a que con este método se puede
determinar la resistencia de la losa a través de su
historial de carga, entonces, en lugar de un modelo plástico
se describe un modelo elasto-plástico de
distribución de tensiones en la cara de una sección
transversal. Las tensiones en el hormigón se determinan a
partir de su relación con el deslizamiento entre la
lámina metálica y el bloque de hormigón
endurecido. Este procedimiento difiere del método PSC de
Patrick, donde se considera la resistencia remanente de la
lámina metálica en su estado no compuesto. Con el
método directo se puede determinar la resistencia de la
losa solo al momento del fallo sumando los momentos debidos a las
fuerzas transferidas por cortante entre la lámina
metálica y la losa de hormigón, y
adicionándole a ello entonces la resistencia remanente de
la lámina metálica. La magnitud de la fuerza
cortante que es transferida se determina con pruebas
experimentales.

3.3.2 Método de Calixto

Calixto junto a varios colegas (Calixto et al., 1998),
partiendo del método PSC, desarrollaron una nueva
ecuación de diseño que delimita la
contribución de la fricción del aporte de la
interacción mecánica. Aunque la ecuación que
propusieron resulta ser ligeramente más compleja que las
anteriores, describe de forma más fidedigna el
comportamiento de los especimenes de ensayo. Como resultado, las
tensiones de diseño que se obtienen con esta
ecuación son más exactas y tienen bastante
correspondencia con las obtenidas por el método m-k.

Schuurman y Stark (Schuurman and Stark, 2000) desarrollaron un
modelo de distribución del cortante longitudinal que
incluye el incremento de la fricción sobre los apoyos en
lugar de considerar, como lo hacían los modelos
anteriores, una fuerza cortante uniformemente distribuida a todo
lo largo de la luz. En este modelo se analizan tres
parámetros: cortante sobre los apoyos, cortante alejado de
los apoyos, y la distancia sobre la cual actúa el
incremento de cortante en los apoyos. Debido a las dificultades
para determinar estos parámetros, este modelo aún
no se acerca a las condiciones suficientes como para establecer
un nuevo método de diseño a partir de
él.

3.3.3 Método de interacción
parcial modificado

Veljkovic (Veljkovic, 1994, Veljkovic, 1996, Veljkovic, 2000)
desarrolló una versión modificada del método
de interacción parcial que es aplicable tanto para losas
con fallo frágil, como con fallo dúctil, y toma en
consideración diferentes condiciones de carga usando para
ello una "longitud de transferencia" en lugar de la luz de
cortante. él  propuso que a partir de los resultados
de tres pruebas experimentales para determinar la magnitud del
enlace a cortante, resultara posible  caracterizar todos los
parámetros que influyen en la resistencia a cortante. Con
la prueba "push-out" se puede obtener el comportamiento de la
interacción mecánica, y con la prueba de "pull-out"
se puede determinar la magnitud de la reducción de la
resistencia a cortante debida al aplastamiento de las
embuticiones sometidas a fuerzas de tracción. Por su
parte, el ensayo "friction", como su nombre lo sugiere, sirve
para determinar el coeficiente de fricción. Finalmente,
partiendo de los resultados de estos tres ensayos se construye
una función de
distribución, la cual describe la variación del
comportamiento del enlace a cortante a lo largo de toda la luz.
Esta distribución se emplea para simular, por medio de un
modelo de elementos finitos, el ensayo de flexión en
escala natural de una losa compuesta, y para determinar las
tensiones promedio de fallo por cortante longitudinal. El modelo
considera cómo el agrietamiento del bloque de
hormigón afecta la distribución de la fuerza
cortante. Veljkovic empleó dos coeficientes de
corrección para transformar el complejo comportamiento del
modelo de elementos finitos en un modelo simple de fácil
cálculo con medios
aritméticos tradicionales. Con el empleo de esas
ecuaciones de diseño se obtienen tres puntos a partir de
los cuales es posible construir la envolvente de la resistencia
flexional a todo lo largo de la luz, lo cual es aplicable a losas
de tramo simple.

3.4 Método de elementos finitos

La modelación numérica de losas compuestas ha
sido objeto de muchas investigaciones (Widjaja, 1997, Veljkovic,
1998, Schuurman, 2000, Edder, 2003, Abdullah, 2004, Ferrer,
2006). De una forma u otra todas intentan simular el efecto de
cizallamiento longitudinal entre la superficie portante de la
lámina metálica colaborante y el bloque de 
hormigón. Las modelaciones recientes que mejor describen
este comportamiento han sido las efectuadas por Abdullah y
Ferrer.

Abdullah empleó el código comercial
Abaqus/Explicit y una configuración carente de
embuticiones. Modela un nervio de la losa en toda su longitud,
con elementos finitos tipo placa para la lámina de acero y
elementos sólidos 3D para el bloque de hormigón. La
interacción entre superficies la simula empleando
elementos tipo conectores de rigidez no lineal y conectados nodo
a nodo (Abdullah, 2004).

Ferrer utilizó el código comercial Ansys
asumiendo un modelo de contacto de fricción rígida
de Coulomb, sin adherencia inicial, sin efectos dinámicos
y sin tensión tangencial máxima. Para el acero de
la lámina metálica colaborante se empleó un
modelo multilineal elasto- plástico simétrico y el
bloque de hormigón se simplificó a considerarlo
como una superficie infinitamente rígida. Fueron
aprovecharon las simplificaciones que facilita la doble
simetría geométrica y de cargas en la probeta del
ensayo pull out, así como la simetría longitudinal
regida por el patrón cíclico de embuticiones. 
La lámina se modeló con elementos finitos tipo
placa con integración reducida, asumiendo el
comportamiento de la lámina modelada por su fibra media.
La carga aplicada consistió en un desplazamiento
longitudinal en la dirección del deslizamiento, impuesto a todos
los nodos de cada uno de los bordes transversales de la
lámina (Ferrer, 2006).

3.5 Método simplificado de
Crisinel

Daniels, Crisinel, Laane y Edder (Laane and Edder, 2002,
Crisinel et al., 1999, Daniels and Crisinel, 1993) desarrollaron
un método de análisis numérico que
experimentalmente requiere sólo de ensayos en escala
reducida para determinar la magnitud del enlace a cortante, y que
es aplicable a losas de luces tanto simples como continuas. La
principal ventaja radica en que este método no requiere de
ensayos de flexión en escala natural. Con los resultados
de los ensayos de tracción (pull- out) se calcula la
resistencia de las embuticiones, y a partir de los ensayos de
compresión (push- out) resulta posible estimar la
resistencia que aportan los anclajes en los extremos.

El comportamiento de cada sección transversal queda
definido por dos parámetros, la fuerza axial y la
curvatura. Este método además facilita que con un
análisis no lineal por elementos finitos de la
interacción parcial, sea posible estimar el comportamiento
de la losa compuesta bajo las cargas actuantes. Los resultados
que se obtienen por este método son muy similares a los
que se logran aplicando el método de interacción
parcial (PSC) o el m-k. Crisinel, Edder y Schumacher (Crisinel et
al., 1999, Schumacher et al., 2000, Crisinel and Edder, 2004)
desarrollaron un novedoso procedimiento al que llamaron Nuevo
Método Simplificado ("New Simplified Method"), el cual no
depende ni de ensayos en escala natural ni de simulaciones
numéricas. La base de este método está en
crear un gráfico trilineal de la curvatura de momento en
la sección crítica de la losa (Fig. 10). Estas tres
líneas representan una fase cada una. La primera,
comportamiento elástico lineal: interacción
completa entre la lámina y el hormigón, sin
presencia de agrietamientos o deslizamientos. Segunda,
comportamiento elástico o elasto-plástico: El
hormigón comienza a agrietarse, pero en la probeta se
conserva aún una completa interacción entre la
lámina metálica y el bloque de hormigón. Y
la tercera y última, comportamiento elasto-plástico
no lineal: el hormigón se ha fisurado, existen
desplazamientos apreciables y la interacción entre la
lámina y el hormigón se ha reducido a la
categoría de parcial (Fig. 10). En la 2da región
deberán colapsar aquellos especimenes a los que
corresponde un fallo del tipo frágil, lo cual se relaciona
con la ruptura de la interacción química. Aquellos
especimenes que presentan un fallo de tipo dúctil,
colapsan dentro de la 3era región, la cual se relaciona
con el fallo de la interacción mecánica.

Este método brinda menos precisión para los
especimenes de fallo frágil debido a la inconsistencia de
la adherencia química, sin embargo, ha probado
corresponder con los resultados experimentales con muy buena
exactitud en los casos de probetas de losas compuestas con fallos
en modo dúctil.

Conclusiones

Las losas compuestas representan una tipología
estructural altamente eficiente, tanto por la rapidez de su
ejecución, como por el ahorro de
materiales y la alta resistencia que con ellas se puede
lograr.

En el caso específico de los países del Caribe,
como Cuba, que son
frecuentemente visitados por huracanes cada vez más
violentos, puede constituir la solución ideal para
edificar en serie viviendas con cubiertas resistentes a los
ciclones.

La losa compuesta, por su estética agradable, puede ser
indistintamente empleada tanto para edificaciones de zonas
rurales como en zonas urbanas.

Las losas compuestas vienen siendo empleadas en la
construcción desde inicios del siglo pasado, por lo que se
cuenta con una vasta teoría y práctica sobre sus
formas de utilización y métodos de cálculo y
diseño.

En los últimos años se ha incrementado
ostensiblemente el interés de
la comunidad
científica mundial, sobre todo europea, por llevar hasta
el límite de optimización el aprovechamiento de la
capacidad resistente de este probado sistema estructural.

Las tendencias actuales de investigación están
encaminadas al empleo de los métodos de simulación
numérica por ordenador para estudiar los fenómenos
de interacción local en la interface de contacto entre las
embuticiones y el bloque de hormigón contenido.

Bibliografía

ABDULLAH, R. (2004) Experimental Evaluation and Analytical
Modeling of Shear Bond in Composite Slabs. Doctoral Thesis.
Virginia Technology Institute. EE.UU.

AISC (2007) AISC | American Institute for Steel and Concrete.
EE.UU

ASTM-E8-00B (2001) ASTM E8-00b Standard Test Methods for
Tension Testing of Metallic Materials. EE.UU

BODE, H. & DAUWEL, T. (1999) Steel-Concrete Composite
Slabs. Design Based on Partial Connection. Steel and Composite
Structures  International.
Deft, Holanda.

BODE, H. & SAUERBORN, I. (1992) Modern Design Concept for
Composite Slabs with Ductile Behaviour. IN ASCE (Ed.)
Engineering Foundation  Conference on Composite
Construction in Steel and Concrete II.

CALIXTO, J. M., LAVALL, A. C., MELO, C. B., PIMENTA, R. J.
& MONTEIRO, R. C. (1998) Behaviour  and 
Strength  of Composite Slabs with Ribbed Decking. Journal
of Constructional Steel Research,
46.

CHEN, S. (2003) Load carrying capacity of composite slabs with
various end constraints. Journal of Constructional Steel
Research,
59, 385-403.

CRISINEL, M. & EDDER, P. (2004) New Method for the Design
of Composite Slabs Composite Construction in Steel and
Concrete V.

CRISINEL, M., GUIGNARD, P. & SCHUMACHER, A. (1999)
Steel-Concrete Composite Slabs. Progress Report ECCA TWG 7.6.
Steel and Composite Structures International Deft,
Holanda.

CSSBI-S3 (2003) CSSBI Criteria for the Design of Composite
Slabs.Canada

DALLAINE, E. E. (1971) Cellular Steel Floors Mature. Civil
Engineering
, 70-74.

DANIELS, B. (1988) Shear Bond Pull-Out Tests for
Cold-Formed-Steel Composite Slabs. IN PUBLICACIÓN, I.
(Ed.) Lausanna, Escuela
Politécnica Federal de Lausanna, Suiza.

DANIELS, B. & CRISINEL, M. (1988) Composite Slabs with
Profiled Sheeting. IN ASCE (Ed.) Engineering Foundation 
Conference  on  Composite Construction in Steel and
Concrete.

DANIELS, B. & CRISINEL, M. (1993) Composite Slab Behavior
and Strength Analysis.  Part II: Comparisons with Test
Results and Parametric Analysis. Journal of Structural
Engineering,
119, 36-49.

EDDER, P. (2003) Essais Pull-Out Interlaboratoires. IN ICOM
(Ed.) ICOM 464. Lausanne, Laboratoire de la construction
métallique (ICOM). Suiza

EDDER, P. & CRISINEL, M. (2003) Nouvelle approche pour le
dimensionnement des dalles mixtes. IN ICOM (Ed.) ICOM 472.
Lausanne, Laboratoire de la construction métallique
(ICOM). Suiza

EUROCODE-4 (2004) Eurocode 4: Design of composite steel and
concrete structures: General rules and rules for buildings.

FERRER , M. (2006) Estudio numérico y experimental de
la interacción entre la chapa de acero y el
hormigón para la mejora resistente de las losas.
Barcelona, Universidad politécnica de Cataluña
(UPC). España

HEAGLER, R. B., LUTTRELL, L. D. & EASTERLING, W. S. (1992)
The Steel Deck Institute Method for Composite Slab Design. IN
ASCE (Ed.) Engineering Foundation  Conference on
Composite Construction in Steel and Concrete II.

HERNÁNDEZ, D. L. (2003) Cálculo de Estructuras
Compuestas de Hormigón y Acero a Flexión con el
empleo de láminas perfiladas. Cuba

JOLLY, C. & ZUBAIR, A. (1987) Efficiency of Shear-Bond
Interlock Between Profiled Steel Sheeting and Concrete.
Composite Steel Structures. Advances, Design, and
Construction
, 127-136.

KITOH, H. & SONODA, K. (1996) Bond Characteristics of
Embossed Steel Elements. IN ASCE (Ed.) Engineering Foundation
Conference on Composite Construction in Steel and Concrete
III.

LAANE, A. & EDDER, P. (2002) Pull-Out tests on
steel-concrete composite slab small-scale specimen. IN ICOM (Ed.)
ICOM 451. Lausanne, Laboratoire de la construction
métallique (ICOM). Suiza

LÓPEZ, M., LARRÚA, R. & RECAREY, C. (2007)
Un nuevo sistema de diseño de embuticiones en
láminas de acero para maximizar resistencia de losas
compuestas. Revista Ingeniería de Construcción, Vol 22,
Nro 3.

LUTTRELL, L. D. (1987) Flexural Strength of Composite Slabs.
Composite Steel Structures. Advances, Design, and
Construction
, 106-116.

LUTTRELL, L. D. & DAVISON, J. H. (1973) Composite
Slabs  with  Steel Deck Panels. Second International
Specialty Conference on  Cold-Formed  Steel
Structures.
Universidad de Missouri-Rolla. EE. UU.

LUTTRELL, L. D. & PRASSANAN, S. (1984) Strength
Formulations for Composite Slabs. Seventh International
Specialty Conference on Cold-Formed Steel Structures.

Universidad de Missouri-Rolla. EE.UU.

MAKELAINEN, P. & SUN, Y. (1998) Development of a New
Profiled Steel Sheeting for Composite Slabs. Journal of
Constructional Steel Research,
46, 1-3.

NC-082 (2004) NC 082:2004 Cálculo de losas compuestas
con láminas de acero como encofrado colaborante sometidas
a cargas estáticas. Código de buenas
prácticas. IN NC (Ed.) 1 ed., MICONS. Cuba

ONG, K. C. G. & MANSU, M. A. (1986) Shear-Bond 
Capacity  of  Composite  Slabs made 
with  Profiled  Sheeting. The International Journal
of Cement Composites and Lightweight Concrete,
8,
231-237.

PATRICK, M. & BRIDGE, R. (1988) Behavior of Australian
Composite Slabs. IN ASCE (Ed.) Engineering Foundation
Conference on  Composite Construction in  Steel 
and Concrete.

PORTER, M. & EKBERG, C. (1975) Design Recommendations for
Steel  Deck  Floor  Slabs. Third International
Specialty Conference  on  Cold-Formed Steel
Structures.
Universidad de Missouri-Rolla.

PORTER, M. & EKBERG, C. (1976) Design Recommendations for
Steel  Deck  Floor Slabs. ASCE Journal of the
Structural Division,
102, 2121-2136.

SABNIS, G. (1979) Handbook of Composite 
Construction  Engineering
, Littleton Educational
Publishing.

SCHUMACHER, A., LAANE, A. & CRISINEL, M. (2000)
Development of a New Design Approach for Composite Slabs. IN ASCE
(Ed.) Engineering  Foundation Conference on Composite
Construction in Steel and Concrete IV.

SCHUSTER, R. M. (1970) Strength and Behavior of Cold-Rolled
Steel-Deck Reinforced Concrete Floor Slabs. Ames, Iowa,
Universidad de Iowa. EE.UU.

SCHUURMAN, R. G. & STARK, J. W. B. (2000) Longitudinal
Shear Resistance of Composite Slabs. A New Model. IN ASCE (Ed.)
Engineering Foundation Conference on Composite Construction in
Steel and Concrete IV.

SELEIM, S. (1979) Ultimate Shear-Bond Capacity of
Composite  Steel  Deck  Concrete Slabs. Waterloo,
Ontario, Universidad de Waterloo. Canada

SELEIM, S. & SCHUSTER, R. M. (1985) Shear-Bond Resistance
of Composite Deck-Slabs. Canadian Journal of Civil
Engineering,
12, 316-324.

STARK, J. W. B. (1978) Design of Composite Floors with
Profiled Steel Sheet. Fourth Specialty Conference on
Cold-Formed Steel Structures.
Missouri- Rolla, Universidad de
Missouri- Rolla. EE.UU.

STARK, J. W. B. (1991) Design of Composite Steel-Concrete
Structures According to Eurocode 4. IN 91, I. (Ed.)
International Conference on Steel and Aluminum Structures.
Singapur.

TENHOVUORI, A. I. & LESKELA, M. V. (1998) Longitudinal
Shear Resistance of  Composite Slabs. Journal of
Constructional Steel Research,
46, 1-3.

VELJKOVIC, M. (1994) Sheeting- Concrete Interaction
Performances in the Composite Floor Slab. Nordic Concrete
Research
, 18.

VELJKOVIC, M. (1996) Behaviour and resistance of composite
slabs: experiments and finite element analysis Väg- och
vattenbyggnad / Stålbyggnad.
Lulea Tekniska.

VELJKOVIC, M. (1998) Design of composite slabs based on small
scale test.

VELJKOVIC, M. (2000) Behaviour and Design of Shallow Composite
Slab. IN ASCE (Ed.) Engineering Foundation Conference on 
Composite Construction in  Steel  and Concrete
IV.

VELJKOVIC, M. & JOHANSSON, B. (2001) Partial Interaction
in Composite Slabs (final report of BFR project). Division of
Steel Structures,
2001:03.

WIDJAJA, B. R. (1997) Analysis and Design of Steel
Deck-Concrete Composite Slabs.

WRIGHT, H. D. & ESSAWY, M. (1996) Bond In Thin Gauge Steel
Concrete Composite Structures. IN ASCE (Ed.) Engineering
Foundation Conference on  Composite Construction in Steel
and Concrete III.

 

 

Autor:

Ing. Melchor López Ávila

Ingeniero civil.

Puerto Padre, Cuba  Diciembre 2008

Partes: 1, 2
 Página anterior Volver al principio del trabajoPágina siguiente 

Nota al lector: es posible que esta página no contenga todos los componentes del trabajo original (pies de página, avanzadas formulas matemáticas, esquemas o tablas complejas, etc.). Recuerde que para ver el trabajo en su versión original completa, puede descargarlo desde el menú superior.

Todos los documentos disponibles en este sitio expresan los puntos de vista de sus respectivos autores y no de Monografias.com. El objetivo de Monografias.com es poner el conocimiento a disposición de toda su comunidad. Queda bajo la responsabilidad de cada lector el eventual uso que se le de a esta información. Asimismo, es obligatoria la cita del autor del contenido y de Monografias.com como fuentes de información.

Categorias
Newsletter