Asociación Española de Ingeniería Mecánica

XVIII CONGRESO NACIONAL DE INGENIERÍA MECÁNICA

Estudio empírico de mejora de uniones tipo clavija en estructuras de madera mediante el empleo de pernos encolados M. Domínguez, J. G. Fueyo, J. L. Henares, J. A. Cabezas Dpto. Ingeniería Mecánica. Universidad de Salamanca [email protected]

Resumen El objetivo principal de este estudio fue determinar los límites resistivos en uniones de estructuras de madera del tipo clavija en flexión doble, en función de las variables geométricas y de carga aplicadas, así como analizar la evolución de las deformaciones y tensiones hasta alcanzar estos valores límite. Para ello se realizaron varias series de ensayos de laboratorio sobre estos tipos de uniones estructurales a tamaño real. Se estudiaron tres variantes de la unión, a saber: 1) unión con bulón roscado, 2) unión con adhesivo en la clavija y 3) unión con arandela-tuerca. Obtenidos los resultados de los ensayos se procedió a compararlos con los valores que resultan de aplicar las ecuaciones analíticas contempladas en el Código Técnico de la Edificación y en el Eurocódigo 5 para este tipo de uniones, permitiendo a través de gráficas la comparación de algunos de los resultados de los ensayos para los diferentes tipos de unión propuestos. Dada la amplia tipología y combinatoria de uniones, se ha intentado partir de un modelo lo más real posible y por ello se ha basado el estudio en los requerimientos de una estructura real: los almacenes en la dársena del Canal de Castilla a su paso por Alar del Rey (Palencia), declarado Bien de Interés Cultural, con la categoría de Conjunto Histórico, edificio datado del siglo XVIII, el cual va a ser restaurado considerando las formas de construir que se emplearon ya en la ingeniería desarrollada en la época de Carlos III. Se tendrán en cuenta, además, las patologías de la madera que se han dado en este edificio y el cumplimiento de la actual normativa vigente .

INTRODUCCIÓN La normativa actual, que regula las uniones con clavijas en nudos madera-madera, parte de los trabajos del investigador K. Johansen [1], donde se simplifica el nudo a una laja de madera de espesor igual al diámetro de la clavija y distribución tensional constante, a pesar de que los pernos son predominantemente cilíndricos. Ensayos posteriores han indicado que las aproximaciones de esta teoría se encuentran del lado de la seguridad y han sido sistemáticamente recogidas con pequeñas variaciones en el Eurocódigo 5 [2] y en el DB SE M [3] Concretamente en su punto en su punto 8.3.1.1 donde asimila la capacidad de carga en la unión tipo clavija para estructuras sometidas a cortadura doble “Ec. (1-4)” en función de la capacidad de carga del plano de cortante y el elemento de fijación. Las siguientes ecuaciones recogen la capacidad resistiva de la unión para los diferentes tipos de fallo.

(1) (2) (3) (4) Se hace uso de la siguiente notación: t1 y t2 : son los espesores de las piezas o las penetraciones de la clavija

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2

fh,1,k: resistencia característica al aplastamiento en la pieza de espesor t1. fh,2,k: resistencia característica al aplastamiento en la pieza de espesor t2. d: diámetro de la clavija My,Rk : valor característico del momento plástico de la clavija. Fv,RK ó Rdi : valor de cálculo de la capacidad de carga por el plano de cortante.  : Relación de aplastamiento de las dos piezas de unión de valor: f   h1d fh2d fhd: Resistencia a aplastamiento

f hd  kd *

f h1k



Los cuatro modos de fallo se han nombrado como Rd1, Rd2, Rd3 y Rd4 en la “ Ec. (1-4)”, respectivamente, donde según la Fig. (1):  Rd1 es el aplastamiento de las piezas de espesor t1 laterales de modo uniforme.  Rd2 es el aplastamiento de las piezas de espesor t2 central de modo uniforme.  Rd3 es el aplastamiento local en las piezas de madera y fallo por flexión o rótula plástica en el centro de la clavija.  Rd4 es el aplastamiento local en las piezas de madera y fallo por flexión o rótulas plásticas en el centro y extremos de clavija.

(Rd1) (Rd2) (Rd3) (Rd4) Fig. 1. Modos de fallo en uniones madera-madera con clavija. JUSTIFICACIÓN A LAS SERIES DE ENSAYOS BAJO EL ENFOQUE DE PERNOS EN CORTANTE Las piezas de madera de espesor t1 y t2 suelen venir condicionadas por su integración en estructuras. El tamaño de aquellas se suele contemplar previamente para el fallo de la viga y posteriormente del nudo. Parece lógico pensar que el cálculo de la clavija se debiera subordinar al dimensionado previo de la madera y el estado de carga. En consecuencia, los modos de fallo más aconsejados suponen la rótula plástica en el bulón. Esto se ha ratificado en el DB SE M [3] donde indica “Las capacidades de carga más altas se obtienen en los mecanismos de rotura donde la rótula plástica de la clavija y la tensión de aplastamiento de la madera se alcanzan de forma simultánea. Para ello se recomienda que la clavija penetre entre 10 y 12 diámetros en la madera en cada una de las piezas a unir”. No se consideran reducciones del área de la sección transversal de la barras o sección eficaz, empleada en nudos de estructuras reales, como en los almacenes de Alar del Rey y publicaciones como Z.W. Guan [4] y J. L. G. Fueyo [5] donde se puede apreciar que las tensiones de aplastamiento en la madera son muy localizadas en los bordes de madera, frente al fallo por rótula plástica de la clavija según la Fig. (2). Según I. Ariza [6], en resumen en el nuevo enfoque de la normativa de ensayos europea se desaconseja el uso de probetas libres de defectos de pequeño tamaño (donde sería más habitual aplastamientos en la madera uniformes) y aconseja el empleo de elementos de gran tamaño, que asuman inclusión de los defectos normales y el comportamiento lo más cercano posible al de la estructura real.

Estudio empírico de mejora de uniones tipo clavija en estructuras de madera mediante el empleo de pernos… 3

. Fig. 2. Distribución de las tensiones de compresión en la madera central justo debajo del perno y en la madera según la sección rayada.

Realizando el estudio analítico de la “Ec. (3-4)” se ha observado que las variables dimensionales que modifican los valores de Rd3 son el espesor de t1 y d. Al representar estos valores se puede apreciar en la Fig. (3) que la influencia del espesor t1 sobre Rd3 es muy baja, y sin embargo la influencia de d es alta a la hora de mejorar valores de la capacidad de carga del nudo, Rd3. Por otro lado, en el cálculo de Rd4 sólo tiene influencia la modificación del parámetro d. 35000

45000

30000

40000 35000

25000 Rd4 [N]

Rd3 [N]

30000

20000 15000

25000 20000 15000

10000

10000

5000

5000

0 20

60

70 t1 (m m )

80

90

15 100

10 5

25

30

d (m m )

0 60

70 t1 (m m )

20 80

90

15 100

10

25

30

d (m m )

5

Fig. 3. Evolución de los modos de fallo Rd3 y Rd4 como función de las variables geométricas.

Esta mayor influencia de d en el rendimiento del nudo, fue observada experimentalmente, en una primera serie de probetas “prototipo” con escuadrías muy variables que pretendía discriminar aquellos tamaños más significativos de cara al posterior tratamiento estadístico. El aplastamiento predominante fue por flexión o rótula plástica en el perno, motivo por el cual, se centraron los ensayos en probetas con variación predominantemente del diámetro. Con el abanico de ensayos se reducía el segmento y características de la estructura real. VARIACIONES DE UNIÓN CON BULÓN ROSCADO, ADHESIVO Y ARANDELA-TUERCA El empleo de pernos para clases de servicio elevadas es habitual en las uniones tradicionales carpinteras. En nuestro caso el análisis de una estructura cercana al Canal de Castilla suponía clase de servicio 3, es decir con unas condiciones de humedad relativa que excede el 85%. El DB SE M [3] indica que las uniones exteriores expuestas al agua deben diseñarse de forma que se evite la retención del agua y además de la protección de otros materiales, las uniones deben quedar ventiladas y con capacidad de evacuar el agua rápidamente y sin retenciones. De hecho, la pudrición parda en este tipo de uniones fue uno de los factores de colapso de la estructura original, como se puede apreciar en la Fig. (4). Los elementos mecánicos de fijación para cada tipo de clavija, deben definir una resistencia característica a tracción del acero fu,k, y no se consideran reducciones del área agujeros en la zona comprimida de las piezas a flexión, “…siempre que los agujeros estén rellenos por piezas a flexión con un material más rígido que la madera”.

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4

A) B) Fig. 4 Restos de la estructura primaria afectadas por pudrición A) Recorte de par incluye rayo de Júpiter. B) Viga de tirante. Por otro lado en los cálculos de resistencia mecánica de las uniones tipo clavija, “Ec. (1-4)”, el valor característico de la capacidad de carga lateral de un elemento mecánico de fijación, Fv,Rk, debe tomarse como el menor valor de los obtenidos en cada grupo de expresiones y no se contempla, al menos directamente: 

los efectos axiles introducidos por tornillos y arandelas.



los efectos de fricción por contacto entre la superficie de la clavija con el agujero o entre superficies de madera cuando se puedan introducir tracciones con la fijación de los pernos.

Resulta de interés mejorar el comportamiento de los pernos cuando se intentar cubrir necesidades reales: 

Evitar la retención del agua y en definitiva resguardar la unión sobre todo si esto contribuye a la mejora del elemento clavija ante fuego.



Conocer la resistencia característica de la clavija y en particular, si están sometidos a efectos soga tan habituales en clavos, tirafondos y clavijas habitualmente atornilladas en extremos.



Definir el comportamiento de agujeros rellenos con materiales más rígidos que la madera.

Se optó por comparar uniones geométricamente similares. Desde los resultados analíticos de normativa con los modos de fallo expuestos en la Fig. (1) a técnicas muy extendidas como el empleo de: 

Bulón roscado, que permita la mejora de rendimientos de la unión, al introducir cargas axiales y de rozamiento.



Adhesivo en clavija, que facilite proteger y ocultar los extremos de la clavija tanto estéticamente como en resistencia a fuego y en durabilidad de la estructura.

PROGRAMA EXPERIMENTAL Se partió de materiales y dimensiones de un caso real de estudio, los almacenes en la dársena del Canal de Castilla en Alar del Rey (Palencia) asociado al proyecto de restauración que se ha ejecutado en 2009-2010. La madera utilizada fue del tipo S 10 según DIN 4074-1 GLT-24 Select o su equivalente en DB SE M [3] C24, en concreto de las denominadas QLH-Dúo-plus® y QLH-Trío-plus® de la casa Rettenmeier, compuesta por dos (vigas dúo) o tres (vigas trío) láminas previamente seleccionadas, y encoladas entre sí por su superficie plana formando la viga. Están recomendadas para su aplicación en el sector de construcción visible en el marco de la familia Picea Abies, con un proceso de prensado de los materiales garantiza la estabilidad. Las piezas se unen entre sí por arrastre de fuerza y en sus extremos mediante ensamblaje de cola de milano (DIN 68140-1, DIN 1052-1 y DIN B8140-1). La capacidad de carga estática se corresponde con la de la madera maciza según DIN 1052-1/A1. La madera se sometió a un proceso de secado con temperaturas de hasta 70 °C hasta reducir su humedad a un 15% como máximo, descartando con ello la posibilidad de un ataque por hongos xilófagos, al modificar componentes como la albumina y garantizar la precisión de forma y medida, reducir la formación de grietas y torsiones. Esta madera está catalogada como de categoría de riesgo GK 0 (DIN 68800). Las vigas empleadas disponen de

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conformidad técnica y son cepilladas y se embalan por separado contando con la autorización general de inspección de obras Z-9.1-440. Dado que la humedad es un factor que afecta a los resultados, se verificó su contenido en las probetas previo a la ejecución de los ensayos, estando la madera dentro de los rangos permitidos. La medición de este parámetro se hizo mediante un higrómetro Seltar HGD-1. Los módulos de elasticidad fueron EII 10.000 MN/m2 , EI 300 MN/m2 y G 500 MN/m2. En la Tabla (1) se muestran el resto de características a tener en cuenta de este tipo de madera. Tabla 1. Clasificación S 10 según DIN 4074-1 Características y parámetros Promedio de la densidad aparente media (madera con 15 % de humedad) Resistencia a la difusión del vapor de agua Conductibilidad térmica



(DIN 4108)

 R (DIN 4108)

500kg/m3 40 0,l3W/(m-K)

Durabilidad (clase de resistencia) (DIN 68364) (EN 350)

4

Estabilidad dimensional y de formato

buena

Clase de material (DIN 4102)

B2 normalmente inflamable

Velocidad de combustión en el medio

0,7-0,8 mm/min

Clavija y disposición constructiva. En la elección concreta del acero y del roscado se buscó una combinación que potenciara la adherencia, por ello se optó por la varilla roscada y zincada DIN 976 de calidad 4.8. La eficacia de la unión depende de la correcta transmisión de las tensiones entre la barra y la madera. Al emplear el roscado, un defecto local del adhesivo no representa una perdida grave de capacidad, ya que la transmisión de tensiones continúa realizándose, de modo mecánico, a través del roscado. Se tomaron barras con un diámetro comprendido entre 10 y 30 mm, las uniones se ejecutaron según indicaciones constructivas se recogidas, R. Argüelles [7] y DB SE M [3]. Adhesivo De todos los adhesivos analizados y según recomendaciones, D. Otero [9], se seleccionaron adhesivos con base acrílica (cianocrilato), las resinas de epoxi y las resinas con base uretanos (poliuretano) los cuales forman parte de los aprobados en la tabla 4.1 de DB SE M [3]. Dado que la misma aplicación química supone grandes variantes, se optó por un sistema que cumpliera elementos de normalización: 

La fiabilidad de un producto de formulación constante.



Dosificación controlada por el suministrado en cánulas y el uso de aplicadores de mezcla estandarizados.



Disposición de las referencias ETAG (Guideline For European Technical Approval) y sus ETA´s (European Technical Approval), y en consecuencia control documental, con fechas de caducidad y lote, es decir, trazabilidad del adhesivo y certificación al mismo.

Las probetas se realizaron con máquinas herramientas manipuladas por control numérico, lo que garantiza una alta precisión de las dimensiones de las mismas. La Fig. (5) muestra parte de su preparación.

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6

Fig. 5 Fabricación por control numérico de las probetas En los ensayos se dispuso la unión de modo que las fibras estuvieran alineadas con la dirección, de la carga sobre una máquina de ensayo universal MTS Alliance RF200 en modo compresión simple con una célula de carga de 200kN y velocidad cuasi estática de 1mm/min según L.Y. Dong [10] y para la que se diseñaron herrajes especiales a modo de mordazas en acero F-114. El montaje del conjunto máquina de ensayo más probeta se muestra en la Fig. (6).

Fig. 6 Máquina de ensayos más probeta. En la Fig. (7) se muestra parte de las probetas ensayadas y de sección transversal, para dejar a la vista la clavija deformada y con ello, el modo de fallo.

Fig. 7. Parte del conjunto de probetas ensayadas Los ensayos se ejecutaron partiendo de escuadrías con un espesor estándar de 20 cm para el ajuste a las mordazas y dimensiones de t1, t2 y d según Tabla (2) haciendo no menos de tres repeticiones por cada dimensión. Tabla 2 Características de las principales probetas ensayadas (cotas en mm) t1

t2

d

Alfa (dir. de fibra en t1-t2)

100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 100 40 40 40

200 200 200 200 200 200 200 200 200 200 200 200 200 200 200

10 10 10 20 20 20 30 30 30 20 20 20 20 20 20

0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

Tipo de perno (fuk=N/mm2)

Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) con arandela (240) Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) con arandela (240) Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) con arandela (240) Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) con arandela (240) Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) sin arandela Roscado M(d) con arandela (240) Roscado M(d) sin arandela

Tipo encolado

Sin Sin Epoxi tipo HILTI HIT-RE 500 Sin Sin Epoxi tipo HILTI HIT-RE 500 Sin Sin Epoxi tipo HILTI HIT-RE 500 Sin Sin Epoxi tipo HILTI HIT-RE 500 Sin Sin Epoxi tipo HILTI HIT-RE 500

Fecha de ensayo

20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 20-oct-09 23-feb-10 23-feb-10 23-feb-10 23-feb-10 23-feb-10 23-feb-10

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RESULTADOS Y DISCUSIÓN Las gráficas siguientes muestran los valores de fallo mediante ensayos a compresión con diferentes tipologías de probetas. La Fig. (8), muestra la evolución de la relación carga-desplazamiento en la probeta de dimensiones tipo t1=100, t2=200, d=10. Se realizó una comparativa entre las distintas variantes de barra roscada, es decir, clavijas con adhesivo, según Fig. (5), clavijas tipo, según Fig. (1), y con perno metálico-arandela, y el cálculo analítico de las ecuaciones del DB SE M [3]. 14000

E. Adhesivo E. Tipo E. Arandela-Tuerca Analítico

Carga (N)

12000 10000 8000 6000 4000 2000 0 0

2

4 6 Desplazamiento (mm)

8

10

Fig. 8. Comparativa de tipologías de unión región cuasi-elástica La plastificación o rotura según la normativa, está calculada para un desplazamiento de 3 mm. Se observó que el sistema tipo supone en el ensayo desplazamientos dentro del régimen elástico del orden de 8 mm. El empleo de adhesivo y de tuerca-arandela (a pesar de que existe cierta región de plastificación de la madera) permite alcanzar valores superiores. Por lo tanto, el comportamiento con adhesivo y tuerca-arandela es superior al resto de casos en régimen elástico. La Fig. (9) permite ver que debido a la introducción de adhesivo, la carga de fallo aumenta hasta la rotura del adhesivo a valores superiores que el sistema tuerca arandela, aunque tras el fallo del adhesivo, el sistema tuercaarandela es mucho más estable pues la arandela absorbe gran cantidad de energía, al deformar la madera en el efecto soga definido en DB SE M [3] para clavos y tirafondos y muy probablemente por la fricción superficial con la madera. La Fig. (8) nos muestra como el límite elástico de la unión con adhesivo se podría mejorar hasta un orden de cuatro veces la resistencia de cálculo analítica, como más del doble de resistencia en el mismo perno en flexión simple, esto es, las ecuaciones Ec. (1-4) están del lado de la seguridad. La unión con tuerca arandela sostiene su resistencia incluso para grandes deformaciones, muy probablemente por el efecto soga con aplastamiento continuo y la fricción que induce a las superficies de deslizamiento. También indica un comportamiento cuasi elástico lineal en las primeras fases de carga muy similar para los tres tipos sugiriendo la existencia de un posible módulo de elasticidad propio del nudo. El uso de estos sistemas de refuerzo permite mejorar la resistencia de la unión, por lo tanto reducir el diámetro del perno y la sensibilidad de fallo por aplastamiento en la madera. Los resultados anteriores se comprobaron con varias series de ensayos tanto en repetición como modificando las escuadrías como muestra la Fig. (10), corroborando el hecho indicado en las ecuaciones recogidas por el DB SE M [3], y analizado en la Fig. (3) de que el dimensionado de t1 no tiene debiera tener gran relevancia en la capacidad de carga de las probetas, pues se obtiene prácticamente idénticas gráficas para todas las muestras al cambiar t1 de rangos entre 10 y 100 [mm]. Se ha realizado en la Tabla (3) un cálculo a través del cociente entre carga (N) - desplazamiento (mm), para observar las regiones de cambio de comportamiento en las muestras. Se observa que para las muestras con adhesivo el límite elástico se retrasa hasta un desplazamiento de las mordazas de 13 mm, es decir, más del doble que el resto de muestras que se encuentran entorno a los 6 mm.

M. Domínguez et al. / XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica (2010) 25000 20000 15000

Carga (N)

25000 E. Adhesivo E. Tipo E. Arandela-Tuerca Analítico

20000

8

10000 5000 0

Ensayos con arandela tuerca

0

10 20 Desplazamiento (mm)

30

0

10 20 Desplazamiento (mm)

30

10 20 Desplazamiento (mm)

30

15000

20000 15000

Carga (N)

Carga (N)

25000

10000

10000

Ensayos con adhesivo

Carga (N)

5000 0 0

5

10

15

20

25

30

5000 0

25000 20000 15000 10000 5000 0

Ensayos tipo (sin adhesivo ni tuerca) 0 .

Desplazamiento (mm)

A)

B)

Fig. 9. A) Comparativa ente tipologías de unión (régimen plástico) B) Variaciones en repeticiones de ensayos

25000

Carga (N)

20000 15000 10000 5000 0 0

5

10 15 20 Desplazamiento (mm)

25

30

E. Tipo [10,200,10] E. Tipo [70,200,10] E. Tipo [80,200,10] E. Tipo [90,200,10] E. Tipo [100,200,10] E. Adh. [100,200,10] E. Adh. [100,200,10] E. Adh. [100,200,10] E. A-T [10,200,10] E. A-T [100,200,10]

Fig. 10 Evolución de los ensayos tipo de variables: t1=100, t2=200, d=10 [mm]

Se corrobora que los comportamientos son similares a los analizados anteriormente. En los ensayos de arandelatuerca se observa una distribución que no se caracteriza por un límite elástico sino por un fallo a rigidez del nudo aplastándose la madera de forma progresiva. Tabla 3 Valores de carga y desplazamiento en el límite elástico (1% de desvío de la pendiente), y pendiente de la zona elástica. [t1,t2,d]

Carga [N]

Desplazamiento [mm]

Pendiente (zona elástica)

100,200,10

10367

7,85

1321

90,200,10

8542

4,38

1950

80,200,10

8011

5,03

1593

70,200,10

9573

7,42

1289

10,200,10

8328

4,27

1951

Ensayo Adhesivo

100,200,10

14193

13,08

1085

Ensayo Tuerca

100,200,10

12538

10,93

1147

Ensayo Tipo

Se observa con estos ratios que el régimen elástico en las probetas con adhesivo, en el más alto, las probetas con arandela-tuerca no se estabilizan o decaen en el rango estudiado y que el límite elástico de las probetas tipo se sitúa entre desplazamientos de 4 a 7 mm, las muestras con adhesivo sobre los 12-18 mm y las muestras con tuerca y arandela sobre los 10-12 mm.

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E. Tipo [100,200,10]

90000 80000

E. Tipo [100,200,20]

Carga (N)

70000 60000

E. Tipo [100,200,20]

50000 40000

E. Tipo [100,200,20]

30000

E. Tipo [40,200,20]

20000

E. Tipo [100,200,28]

10000

E. Tipo [100,200,30]

0 0

5

10

15

20

25

30

E. Tipo [100,200,30]

Desplazamiento (mm)

Fig. 11 Evolución de los ensayos “tipo” modificando los valores de t1. Mostrando un extracto de los datos de la Fig. 11 de analiza la evaluación del carga desplazamiento en lo que podíamos llamar la zona de comportamiento elástico según la Tabla (4) donde se puede apreciar un incremento de la rigidez del nudo con el incremento del diámetro del perno.

Tabla 4 Valores de carga y desplazamiento en el límite elástico sobre los ensayos de la figura 11 [t1,t2,d]

Carga [N]

Desplazamiento [mm]

Pendiente (zona elástica)

100,200,10

9305

6,27

1485

100,200,20

29310

9,72

3015

100,200,28

46987

11,69

4019

100,200,30

57522

13,75

4183

Ensayo Tipo

A continuación se han realizado pruebas para comprobar cómo se modifican los perfiles de las gráficas de compresión al variar los datos geométricos en las muestras evaluadas sin arandela-tuerca ni adhesivo. Se puede observar en la Fig. (11) que al aumentar el dimensionado del diámetro del perno, aumenta la resistencia del material. Por otro lado se realiza un estudio similar al anterior pero utilizando la resina epóxica HILTI RE 500 y modificando los valores del diámetro del perno. En la Fig. (12) se observa el resultado. 90000 E. Adh. [100,200,10]

Carga (N)

80000 70000

E. Adh. [40,200,20]

60000

E. Adh. [40,200,20]

50000

E. Adh. [100,200,20]

40000

E. Adh. [100,200,20]

30000

E. Adh. [100,200,20]

20000

E. Adh. [100,200,26]

10000

E. Adh. [100,200,30]

0 0

5

10 15 20 Desplazamiento (mm)

25

30

E. Adh. [100,200,30]

Fig. 12 Evolución de los ensayos con adhesivo modificando los valores de t1 CONCLUSIONES Se ha observado que la normativa vigente no contempla el abanico de posibilidades de dimensionado para este tipo de piezas, predominando una atención a valores dimensional como t1 que no implica una variación

M. Domínguez et al. / XVIII Congreso Nacional de Ingeniería Mecánica (2010)

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importante de la resistencia estructural, frente a otras variables como el adhesivo o la composición con tuercaarandela. Se concluye que, utilizar sobre el perno un adhesivo o sistemas de arandela-tuerca, conlleva que el límite de fallo de la madera aumente considerablemente. En el caso del adhesivo por el aumento de resistencia que implica la rotura del mismo y en el caso del sistema arandela-tuerca por el efecto soga implícito y la fricción del perno. Se ha definido la existencia existe una distribución lineal de proporcionalidad entre desplazamiento y carga, por lo que posee bastante sentido proponer un futuro análisis de módulo de elasticidad o de Young propio del nudo. Cualquiera de las metodologías de unión propuestas, tanto el sistema tuerca arandela como el adhesivo, mejoran el rendimiento del nudo, aunque presentan una serie de desventajas tales como el encarecimiento de la construcción del mismo u otras de tipo estético. En la ejecución de los montajes de ensayos con adhesivo se debe tener especial cuidado en la aplicación del adhesivo, ya que este puede ser arrastrado al introducir el perno y los procedimientos de inyección a presión del mismo pueden provocar derrames en la superficies madera-madera rigidizando en nudo. Se puede apreciar una distribución lineal de proporcionalidad entre desplazamiento y carga, con lo que cobra sentido el proponer un futuro análisis de módulo de elasticidad o de Young propio del nudo. Resumiendo, los ensayos nos han permitido evaluar cómo puede ser optimizado el dimensionado resistente de este tipo de uniones y en que cuantías se puede reducir el diámetro del perno al introducir adhesivo o el sistema tuerca-arandela siempre sobre varillas roscadas. REFERENCIAS [1] K. W. Johansen, Theory of timber connections, International Association of Bridge and Structural Engineering, Pub. N 9, (1949), 249–262 [2] Comité Europeo de Normalización, “Eurocódigo 5: Proyecto de estructuras de madera”, UNE ENV 1.9951-1 [3] Comisión de Código Técnico en Edificación, Documento Básico SE-M. Seguridad estructural Madera,(2009) [4] Z.W. Guan, P.D. Rodd, Hollow steel dowels — a new application in semi-rigid timber connections, Engineering Structures,Vol. 23, (2001), 110–119 [5] J. L. G. Fueyo, M. Domínguez, Design of connections with metal dowl-type fasteners in double shear. Materials and Structures, (2008) [6] I. Ariza López, El nuevo enfoque en los ensayos mecánicos de la madera aserrada para uso estructural en la normativa europea, Madera y Bosques, (2002) , 3-16 [7] R. Argüelles Álvarez, F. Arriaga Martitegui, Estructuras de madera. Diseño y cálculo, Gráficas Palermo S.L., Madrid, (1996) [8] J. Sjödin, E. Serrano, B. Enquist, An experimental and numerical study of the effect of friction in single dowel joints, Springer – Verlag, (2008), 363-372 [9] D. Otero Chans, Javier Estévez Cimadevila, Emilio Martín Gutiérrez, Influence of the geometric and material characteristics on the strength of glued joints made in chestnut timber, Materials and Design 30, (2009), 1325–1332 [10] L.Y. Dong Phuong Lam, Développement de modèles analytiques pour la prédiction du comportement élastique des assemblages mécaniques à broches dans la construction en bois, Université de Liège, (2006)