RESISTENCIA ULTIMA EN PERFILES DELGADOS DE ACERO CONFORMADOS EN FRIO - UNA COMPARATIVA DE DISTINTAS NORMAS, ANALISIS MEDIANTE MÉTODOS NUMERICOS Y ENSAYOS REALES

Ing. Arturo M. Cassano, Universidad Tecnológica Nacional – Facultad Regional Paraná Paraná, Entre Ríos Ing. Hernán Barrera Universidad Tecnológica Nacional – Facultad Regional Paraná Paraná, Entre Ríos Franco Grzelak Universidad Tecnológica Nacional – Facultad Regional Paraná Paraná, Entre Ríos

Resumen Se presenta el resultado de una validación y comprobación de ensayos a perfiles delgados de acero conformados en frío de procedencia comercial. Son investigadas diversas metodologías de cálculo que incluyen normas nacionales (CIRSOC 303) y estadounidenses (AISI 1996), así como el análisis mediante métodos numéricos como pueden ser las bandas finitas. Los resultados teóricos son comparados con los propios de ensayos a escala real de vigas flexionadas hasta rotura, teniendo en cuenta problemas y consideraciones respecto a la forma de aplicación de cargas y apoyos para que éstos no interfieran con los resultados. Aunque los perfiles son de procedencia comercial, se procedió a confeccionar probetas para la redeterminación de las propiedades mecánicas y su alteración por el conformado en frío.

Abstract This paper presents the validation results of a sequence of experimental tests on cold-formed steel sections available in the market. A variety of calculation procedures, such as national CIRSOC 303 and AISI 1996 (USA) standards have been analysed, as well as numerical methods calculations such as finite strip method. Comparative results between theoretical and experimental methods are presented, taking into account problems like local buckling due to concentrated loads. Actual mechanical properties were determined by using partial and full section samples in traction and compression tests.

1

Introducción

La creciente utilización en nuestro medio, algunas veces indiscriminada y carente de sustento teórico, de los perfiles de chapa delgada conformados en frío, en reemplazo de las tradicionales vigas reticuladas de hierro redondo, hace necesaria una revisión y actualización de los métodos de cálculo y análisis para los proyectos que los involucren. Actualmente, para estructuras pesadas, se encuentra aprobado -y a la espera de su puesta en vigencia- el reglamento CIRSOC 301 EL 1, pero no hay, todavía, una actualización del particular CIRSOC 303 2 -uno de los mas actualizados del antiguo conjunto reglamentario, que incluso posee anexos para el cálculo con estados límites-, no obstante ello, el CIRSOC ha puesto a disposición de la comunidad técnica nacional, traducciones del código vigente en los Estados Unidos de Norteamérica 3, 4 que concuerda en metodología y nomenclatura con el nuevo 301-EL y sus anexos. Ultimamente, otros avances en las metodologías de cálculo se han gestado 5, 6, permitiendo abrir un abanico de posibilidades de análisis a la hora de diseñar una estructura metálica que contenga perfiles de chapa conformada en frío de paredes delgadas. La Cátedra de Construcciones Metálicas y de Madera, de la Universidad Tecnológica Nacional, Facultad Regional Paraná, ha planteado un plan de actualización e investigación referido, entre otros, a la adquisición de destrezas robustas en el cálculo y aplicación de este tipo de perfiles, para luego y en forma sintética, volcarlas a los profesionales de la zona.

Figura 1 – configuraciones de ensayo En esta primera comunicación presentamos la comparación de los cálculos teóricos mediante los métodos enunciados arriba, y los resultados de ensayos a escala real de perfiles comerciales, enfocados en el problema de flexión pura y monitoreando la real capacidad de reserva ineálstica y su interacción con el pandeo local. El estudio se realizó para perfiles comerciales C80x50x15x1,6 de procedencia comercial. Para verificar el comportamiento de elementos rigidizados y no rigidizados, se propusieron tres configuraciones de ensayo: una como U invertida (abertura hacia abajo), denominada en adelante caso A; una en U (con abertura

hacia arriba), denominada caso B y otra formando una sección doble T, nombrada caso C. Un esquema se aprecia en la figura 1.

2

Propiedades mecánicas del acero ensayado

En las aplicaciones mas frecuentes de estos perfiles, la compra se realiza en cantidades al por menor; si bien en peso este no debe ser el mayor volumen de comercialización, si lo es en cuanto a la diseminación de pequeñas y medianas estructuras –sobre todo cubiertas livianas con correas a flexión- y en general, la selección del perfil adecuado la realiza el instalador “a ojo”. Basados en esta problemática, nuestra investigación quiso repetir el procedimiento de compra estándar en el medio, realizando la adquisición en una empresa que se dedica al rubro, sin indicar el fin de la misma. Los perfiles adquiridos no poseían ninguna identificación y el proveedor desconocía su calidad. Nuestra primer tarea, entoces, consistió en la determinación de las propiedades mecánicas del acero con el que estaban conformados los perfiles y su comparación con los valores nominales de reglamento. 2.a Calidades nominales comerciales y según norma Como primer punto de comparación, se adoptaron los parámetros del metal “base”. Esto y para simplificar los cálculos se realizó segun el CIRSOC 301 EL 1, los valores se listan en la tabla 1, donde: E: módulo de elasticidad Fy: tensión de fluencia Fu: tensión de rotura

E [MPa] Fy [MPa] Fu [MPa]

F-24 F-26 200 000 200 000 235 250 360 400 Tabla 1 – Propiedades nominales adoptadas

Tanto el reglamento CIRSOC 303 argentino, como el AISI 1996 norteamericano, permiten modificar la tensión de fluencia “teórica” por efecto del conformado en frío. Como la influencia de los pliegues es mayor en los elementos de menor longitud (por ejemplo las pequeñas alas no rigidizadas) es que para la determinación de estas modificaciones se tomaron tres “zonas” de lo perfiles. En la figura 2 pueden verse las dimensiones nominales de los perfiles y la demarcación de las antes mencionadas zonas para el cálculo de la tensión modificada. En la tabla 2 se muestran los resultados de los cálculos de las tensiones de fluencia modificadas para cada zona y para la probeta de sección completa usada en compresión.

∆Fy [Mpa] Fyd [Mpa] ∆Fy: variación de la tensión de fluencia según el tamaño de la 27 262 linea media y la cantidad de 91 326 pliegues en la zona considerada. 46 281 completa 20 255 Fyd: tensión de fluencia modificada para la zona I 33 283 considerada II 109 359 III 55 305 completa 24 274 Tabla 2 – Modificación de la tensión de fluencia s/ CIRSOC 303/91

Mat. Base F-24

F-26

zona I II III

Figura 2 – Dimensiones, zonas de modificación de tensión teórica y zonas de extracción de muestras para ensayos a tracción 2.b Propiedades obtenidas a partir de ensayos del material Basados en lo expuesto tanto en CIRSOC 3032 y AISI 19963, se tomaron muestras para la realización de ensayos de tracción (especímenes parciales) y de compresión (sección completa). En la figura 2 (izquierda) se muestra un esquema de las zonas de toma de muestra para probetas de tracción, mientras que en la figura 3 es presentada una de ellas montada en la máquina de ensayos y una curva típica obtenida de éstos. En los ensayos de tracción fue posible determinar: el módulo de elasticidad, la tensión de fluencia Fy y la tensión de rotura Fu; mientras que en los ensayos de compresión, debido a que la inexacta colinealidad de las caras de apoyo, las pandientes iniciales (tensión-deformación) no fueron representativas sino solo luego de la sección se “acomode” a plena carga, es que solo pudo determinarse la tensión de fluencia Fy promedio de toda la sección. Los promedios de los resultados experimentales antes enunciados se resumen en la tabla 3. Fy [MPa Fu [MPa E [MPa] Tracción 285 413 200136 Compresión 298 Tabla 3 – Resultados exparimentales de parámetros mecánicos

Realizando una comparación de los resultados experimentales y de las tensiones de fluencia (modificada), de rotura y del módulo de elasticidad, se infiere que la calidad del acero base con el que fueron conformados los perfiles se acerca mas a un F-26. Por esto, los cálculos teóricos serán realizados con un material “base” F-26. La comparación entre las relaciones mencionadas se muestra en la tabla 4. Cabe mencionar que en la confección de dicha tabla, para la comparación en tracción solo se usaron los valores de la tensión de fluencia modificada para las zonas I y III (ver figura 2), pues no se tomaron probetas de los labios (zona II); esto resulta en tensiones promedio de: Para F-24:

Fyd = 272 [Mpa]

Para F-26:

Fyd = 294 [Mpa]

300.0

tensión f [MPa]

250.0 200.0 150.0 100.0 50.0 0.0

deformación

Figura 3 – Probeta de tracción montada a ensayo y curva típica obtenida (zona C)

Mat. Base

F-24

compresión Fy exp Fyd 1,17

F-26

1,09

Tracción Fy exp Fu exp Fyd Fu 1,05 1,15 0,97

1,03

Fy exp, Fu exp: tensiones de fluencia y de rotura determinadas experimentalmente Fyd: tensión de fluencia modificada para la zona considerada

Tabla 4 – Comparación de resultados exparimentales y teóricos para los parámetros mecánicos del acero

3

Descripción de las configuraciones adoptadas para las comparaciones

3.a Esquema de carga Para realizar comparaciones en flexión pura, fue dispuesto un esquema general para los tres casos vistos en la figura 1 (A, B y C) que consistió en una viga de 1m de luz entre apoyos con cargas en sus tercios (figura 4).

Figura 4 – Esquema de carga general

Se realizó un primer ensayo para el caso A con un perfil “limpio”, es decir apoyado y cargado directamente con los dispositivos propios de la máquina de carga, esto es: rodillos de apoyo directo. Como puede verse en la figura 5, la concentración de presiones hizo que el problema de flexión quedase “oculto” bajo una falla por abollamiento localizado del alma en zona de carga. Para evitar esto, se diseñaron sendos dispositivos, que atornillados a los perfiles ensayados, brindaron la rigidez necesaria al alma para evitar esta falla prematura. En la figura 6 se observa, para el caso A, dos especímenes sin y con este dispositivo.

zona de carga

Figura 5 – Abollamiento localizado del alama para el caso A sin dispositivos de apoyo y cargas

Figura 6 – Izquierda: sin dispositivo de apoyo / Derecha: con dispositivo de apoyo

3.b Propiedades de la sección simple Se listan a continuación las propiedades, según sus ejes principales de la sección simple del perfil adquirido. Fueron éstas, junto a las dimensiones mostradas en la figura 2, usadas para los cálculos nominales teóricos que se detallan mas adelante.

Ag = 318,60 J = 3,385e5 33 Momentos de inercia J22 = 1,142e5 S33 = 8462 Módulos elásticos S22A = 6033 S22B = 3676 Z = 9702 33 Módulos plásticos Z22 = 5450 Figura 7 – Propiedades de la sección simple Sección bruta

mm2 4 mm mm4 mm3 mm3 mm3 mm3 mm3

3.c Configuraciones de ensayo Siguiendo con lo mostrado en la figura 1 de la introducción, presentamos, uno a uno los casos ensayados: .3.c.1 CASO A El primer caso estudiado se presenta en la figuras 8 y 9 (también se ensayó un modelo testigo sin aparatos de apoyo y carga, ver figura 5); éste consta de una U invertida, con elementos comprimidos rigidizados (alma del perfil C puesta como ala comprimida) y elementos traccionados sin rigidizar

Figura 8 – Caso A, ensayado hasta rotura. Se ven los dispositivos de apoyo y carga

zona de carga

Figura 9 – Caso A, visualización de la zona de falla por flexión pura. Se aprecia la diferencia con la figura 5, donde la falla se produce directamente bajo las cargas

.3.c.2 CASO B La segunda configuración para estudio es una U con ala comprimida sin rigidizar. En la figura 10 se muestra el modo de rotura.

zona de carga

Figura 10 – Caso B, ensayado hasta rotura

.3.c.3 CASO C Por último, se estudió la configuración estándar de uso para el perfil adquirido, es decir como C. Para evitar el problema de torsión y enfocarnos solo en la flexión, se decidió hacer una configuración en doble T (simétrica respecto al eje vertical). En las figuras 11 y 12 se muestran las características de este caso.

Figura 11 – Caso C, dispositivos de apoyo y carga

Figura 12 – Caso C, modo de falla

4

Cálculos teóricos según normas

4.a CIRSOC 303/91 Según esta recomendación, previo a todo cálculo se deben estudiar las relaciones ancho/espesor (b/t) de cada elemento constituyente de la sección, para compararlos con los valores límites dados por el artículo 4.4.6. En la tabla 5 son estudiados estos límites y como puede verse, la totalidad de los elementos constituyentes de la sección son “compactos”, por lo que no debería verificarse pandeo local en ninguna parte de la sección, antes de la falla por plastificación.

Ala rigidizada

Ala sin rigidizar

Alma

b/t

b/t

b/t

A, B

73.6 / 1.6 = 46 < 500

11.8 / 1.6 = 7.38 < 60

43.6 / 1.6 = 27.3 < 150

C

43.6 / 1.6 = 27.3 < 150

CASO

73.6 / 1.6 = 46 < 150

Tabla 5 – Estudio de la compacidad de la sección En función de esto último, el cálculo del ancho efectivo de cálculo (be) para comportamiento postcrítico, no tiene razón de ser. Se estudian los estados límites últimos para el caso de flexxión pura. Verificación de los estados límites últimos (Anexo cap. 4) Para calcular la capacidad portante de una sección es considerado un factor que afecta la tensión de fluencia, denominado en este reglamento “coeficiente de funcionamiento”, pero que tanto para el CIRSOC 301/EL como para AISI/1996, éste es el “factor de resistencia”: φa = 0.9

(1)

La “tensión básica de diseño”, a la que aquí llamaremos Fbd, estaría dada por: Fbd base = φa Fy (cálculo con material “base”)

(2)

Fbd base = 0.9 x 250 = 225 MPa Fbd modi = φa Fyd (cálculo con “tensiones modificadas”)

(3)

CASO A, B: Fbd modi = 0.9 x 359 = 323 Mpa CASO C: Fbd modi = 0.9 x 305 = 274.5 Mpa El valor 359 Mpa, dado en el reemplazo numérico de la fórmula (3), es la tensión de fluencia modificada (tabla 2) para un acero “base” F-26, en la zona II (ala traccionada con tensiones mas altas y que llega primero a las deformaciones de fluencia). El valor de 305 Mpa en el caso C, tiene el mismo origen. Las tensiones límites, serán entonces, siendo el coeficiente de pandeo local igual a uno (q = 1.00) por tratarse de secciones compactas: Flim= q x Fbd = Fbd

(4)

Flim base = 225 MPa CASO A, B: Flim modi = 323 MPa CASO C: Flim modi = 274.5 MPa Entonces, los momentos límites elásticos, estarán dados por M lim= Flim x Se

(5)

siendo Se, el módulo elástico correspondiente a la fibra mas alejada dado en la figura 7, para cada caso.

CASO

Módulo elástico utilizado

M lim base [kNmm]

M lim modi [kNmm]

A

S22B en tracción

827.1

1187.3

827.1

1187.3

3807.9

4645.6

B C

S22

B

en compr.

2 x S33

Tabla 6 – Momentos límites (elásticos) para los tres casos estudiados

Aunque la norma no permite la utilización de “reserva ineléstica”, fueron calculados los momentos plásticos MP, para los cuales, la totalidad de la sección se encuentra en fluencia. También se tomaron los casos “base” y “modificados” que incluyen respactivamente a las tesnsiones de fluencia nominal y modificada, en esta instancia y por tratarse de plastificación total, se tomó la Fyd calculada para sección completa: 274 MPa. En la tabla 7 se resumen los resultados. M P base = Fy x Zii

(6)

M P modi = Fyd x Zii

(7)

siendo Zii, el módulo plástico correspondiente a cada eje, dado en la figura 7.

CASO

Módulo plástico utilizado

M P base [kNmm]

M P modi [kNmm]

A

Z22

1417

1493

B

Z22.

1417

1493

C

2 x Z33

5045

5317

Tabla 7 – Momentos plásticos para los tres casos estudiados 4.b AISI 1996 Este código, al igual que el CIRSOC 303/91, permite la modificación de la tensión de fluencia por efecto del plagado en frío. Si bien las fórmulas de cálculo son diferentes (AISI basa sus resultados en relación de áreas base y plegadas) los resultados obtenidos son similares. Es por esto que para el calculo de tensiones “modificadas” se adopta la metodología del CIRSOC 303/91. También, según un análisis de las relaciones ancho-espesor (b/t) de cada elemento constituyente de la sección, ésta es totalmente efectiva para solicitaciones que alcanzan hasta My, entendiendo por el término “totalmante efectiva” a la posibilidad de utilizar como ancho efectivo de cálculo be el mismo ancho real de cada elemento. Respecto a la determinación de los momentos “nominales” (Mnom), la norma admite dos procedimientos: I.

en base a la iniciación de la fluencia, que es básicamente igual al utilizado por el CIRSOC 303/91 y para el cual determinamos los Mlim (notar que en éstos ya se incluye el coeficiente φ=0,9), de ahora en mas los denoniminaremos Mdis1, (elástico, de iniciación de fluencia).

II.

En base a la capacidad de reserva inelástica, en el cual permite una plastificación parcial de la sección, que no puede ser mayor a 1,25 My o al momento que provoca una deformación por compresión εcu limitada, en nuestro caso, a la deformación de fluencia. En resumen, para los casos aquí estudiados, este procedimiento toma el menor valor de:

M dis2,1 = 0,9 x M nom = 0,9 x 1,25 x My

(8)

M dis2,2 = 0,9 x M nom = 0,9 x Mcu

(9)

con: My = F y x S e

(10)

Mcu = ∫ f(z) dA ;

(11)

sin sobrepasar en las fibras comprimidas el valor de la deformación de fluencia. En las fórmulas 8 y 9, el coeficiente 0,9 es el “factor de resistencia” propio de la norma.

CASO

Mdis1 base [kNm]

Mdis2 = 1,25 x Mdis1 base [kNmm]

Mdis2 = 0,9 x Mcu [kNmm] (1)

A

827.1

1075.3

1159.2

B

827.1

1075.3

1159.2

C

3807.9

4759.9

4540.5

Tabla 8 – Capacidades elésticas e inelásticas para metal “base” F-26 (2)(3) En la tabla 8 son listados los resultados de los cálculos de los momentos de “diseño” según ambos procedimientos propuestos en el AISI 1996. En las figuras 13, 14 y 15 se muestran las comparaciones para los casos estudiados.

5

Cálculo mediante bandas finitas

Como se anticipó en la introducción, existen modernos métodos de cálculo como por ejemplo el de resistencia directa o direct strength method 5, 6, 7 y 8, los cuales tienen características que permiten confeccionar programas de cálculo numérico, como puede ser el de las bandas finitas o finite strip method 9, 10. Particularmente, el programa utilizado, CUFSM 10, es de libre distribución y muy fácil manejo, por lo que nuestro trabajo se refiere a éste. El respaldo teórico está dado por varios artículos 8, 9 e inclusive, aunque tangencialmente, la norma AISI 1996 en sus anexos 5, 6, induce a utilizar este tipo de metodología.

(1)

para los casos B y C Mcu es igual al momento elástico My, pues la máxima deformación permitida, en ambos casos, para la fibra mas comprimida es ey (deformación de fluencia) (2) en negrita se muestra el valor de Mdis aceptado para considerar la capacidad de reserva inelástica (3) el AISI 1996 no permite el cálculo de la capacidad de reserva inelástica con la tensión de fluencia modificada.

2000.0 1800.0 1600.0

M [KNmm]

1400.0 1200.0

invU1 invU2

1000.0

invU3 Mlim base 303/AISI

800.0

Mlim modi

600.0

Mp base Mp modi

400.0

Mdis2 AISI "U1"

200.0

"U2"

0.0 0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

2000

deformación [mm/100]

Figura 13 – Comparación de resultados para CASOS A y B

6000.0

5000.0

M [KNmm]

4000.0

IC 1

3000.0

IC 2 Mlim base 303/AISI

2000.0

Mlim modi Mp base Mp modi

1000.0

Mdis2 AISI

0.0 0

200

400

600

800

1000

1200

deformación [mm/100]

Figura 14 – Comparación de resultados para CASO C

Como puede indagarse en sus manuales y referencias técnicas, realiza el análisis modal para cargas (o momentos) críticos que producen pandeo. Tiene la particularidad de no independizar el pandeo local del pandeo global y para ambos lleva en cuenta la relación real de rigideces (y su interacción) entre distintos componentes elementales de cada sección, arrivando a resultados mas realistas. Si bien y a partir de los resultados mostrados, es ya evidente que la sección alcanza un alto grado de plastificación (en varios casos es total), creemos por lo menos interesante mostrar algunos resultados, compararlos con los experimentales, y de esta forma contribuir a su difusión.

Figura 15 – CUFSM, resultados tensionales elásticos CASO A En la figura 15 aparece una pantalla de salida del cálculo que el programa hace determinando para los ejes principales, las cargas (léase también momentos) para las cuales se produce la primer fluencia (según el dato de tensión dado antes). Con estos valores de tensiones (o eventualmente los resultabtes de cargas ingresadas manualmente en la casilla correspondiente) se realiza la corrida del programa de bandas finitas en sí y se obtienen diversas curvas de “modos” de pandeo en donde puede leerse el valor mas bajo que lo produce y la “semilongitud de onda” de la deformación. En base a esta “semilongitud de onda” y la forma de pandeo, es que el operador del programa detemina si se trata de pandeo local, distorsional o global. En nuestros casos analizados solo podemos focalizar en pandeo local, aunque, en rigor no se produce en forma elástica. En la figura 16 se muestra estos resultados. Es interesante notar que si bien, como dijimos antes, y debido a la compacidad de la seción analizada, nuestras piezas fallan todas por plastificación de la sección, al momento de la rotura, las

deformadas toman una configuración de abollamiento por pandeo local que coincide precisamente con la predicha, en forma y dimensiones, por el progrma CUFSM.

Figura 16 – CUSFM, modo de pandeo y Mcrit para el CASO A En la figura 17 se muestra, la configuración y carga de pandeo (distorsional) del caso C, aunque, dada la longitud de onda y debido a nuestra configuración de ensayo, esto nunca se alcanzó.

Figura 17 – CUFSM, curvas con tres modos de pandeo y grafica del pandeo

distorsional del CASO C

6

Comparación, conclusiones y proyección

Han sido mostrados resultados teóricos y de ensayos para flexión pura en una sección comercial de perfiles conformados en frío, colocada en tres posiciones diferentes, e inclusive se ha presentado una metodología numérica nueva para su análisis. A la vista de los datos obtenidos y comparando las curvas descriptivas de los ensayos con los valores nominales de momentos podemos inferir lo siguiente: El caso A (ala comprimida completamente rigidizada por dos almas) es el que presenta mayor capacidad de reserva por sobreresistencia respecto a los valores nominales. El caso B (configuración en U, con ala sin rigidizar), aunque siendo una seción compacta, tiene una resistencia final menor que el caso anterior. Es de destacar que para ambos casos, las normas preven un mismo momento limite elástico e incluso no llegan adesarrollar el momento plastico total. En cuanto al caso C (perfil colocado como C, forma típica de uso), su comportamiento es mas uniforme y los valores teóricos se acercan mas a los resultados de ensayos. Todos los casos con alas comprimidas rigidizadas llegaron a desarrollar el momento plástico total Mp (aunque con grandes deformaciones). En cuanto al cálculo teórico de este último, se puede inferir que el plegado en frio, al no modificar mucho la tensión de fluencia para la totalidad de la sección, sino que afecta a partes localizadas y, por supuesto, al no cambiar la tensión de rotura, no aumenta significativamente la capacidad de momento plastico de la sección y sí lo hace con el momento elástico. Se detecta que para todos los casos, utilizando, para el material “base” tanto el procedimiento del CIRSOC 303 como el método elástico (iniciación de la fluencia) del AISI 1996, queda remanente una gran capaciadad de reserva inelástica. Por el contrario, si se utiliza este procedimiento con las “tensiones de fluencia modificadas por plegado en frío” los valores teóricos se acercan a los reales. Estos valores (elásticos pero con tensiones modificadas) son similares a los obtenidos por el procedimiento II del AISI 1996 (en base a plastificación parcial) siendo este último mucho mas complejo en su determinación. En cuanto a las configuraciones de rotura que se muestran en las fotos, coinciden en forma y dimensiones a las predichas por el programa CUFSM, con la salvedad que las cargas críticas previstas por éste, son significativamente mayores pues hace una determinación de pandeo elástico. No obstante, al momento de estudiar vigas reales (de longitud en el orden de tres o mas metros) o para casos donde la sección no sea compacta, se ha mostrado como una herramienta de suma utilidad a la vez que precisa en sus cálculos. Este estudio sobre la capacidad de reserva inelastica a flexión pura en cortos tramos (sin pandeo lateral torsional) será continuado en un análisis sobre la influencia de los diversos tipos de apoyo y fijaciones de estos perfiles actuando como correas de cubierta en la capacidad última frente al pandeo lateral torsional o pandeo distorsional.

7

Agradecimientos • •

8

Ing. Daniel C. Friedrich, Jefe del Laboratorio de Ensayo de Materiales, Ing. Sergio F. Escudero, Jefe de Trabajos Prácticos del mismo laboratorio,

Referencias 1.

Proyecto de Reglamento Argentino de Estructuras de Acero para Edifcios, CIRSOC 301-EL, 2000.

2.

Recomendación CIRSOC 303: Estructuras Livianas de Acero, 1991.

3.

AISI, Especificación para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero Conformado en Frío, American Iron and Steel Intitute, 1996.

4.

AISI, Especificación para el Diseño de Miembros Estructurales de Acero Conformado en Frío - Comentarios, American Iron and Steel Intitute, 1996.

5.

AISI, Appendix 1: Design of Cold-Formed Steel Structural Members Using the Direct Strength Method, American Iron and Steel Intitute, 2004.

6.

AISI, Commentary on Appendix 1: Design of Cold-Formed Steel Structural Members Using the Direct Strength Method, American Iron and Steel Intitute, 2004.

7.

Schafer B., Design Manual for Direct Strength Method of Cold Formed Steel Design, Report to the American Iron and Steel Institute, Washington D.C. (2002).

8.

Yu C., Schafer B. W., Local Buckling Tests on Cold-Formed Steel Beams; 16th International Specialty Conference, Cold-Formed Steel Structures 2002, Orlando, FL.

9.

Schafer B., Pekoz T., Direct Strength Prediction of Cold Formed Steel Members using Numerical Elastic Buckling Solutions, 14th Int`l. Spec. Conf. On Cold-Formed Steel Struc., St. Louis, Misouri (1998).

10.

Schafer B., CUFSM, Elastic Buckling Analysis of Thin-Walled Members by Finite Strip Analysis, v2.6b. JHU, 2005

11.

Estructuras Metálicas – Proyecto por Estados Límites; Troglia G., ACDEC, Córdoba, Argentina, 2001.

12.

Diseño de Estructuras de Acero con LRFD; Galambos T., Johnston B., Prentice Hall, México, 1999.

13.

Diseño de Estructuras de Acero. Método LRFD; J.C. McCormac, Alfaomega Grupo Editor, 2002, México.