Conceptos avanzados del diseño estructural con madera

FIGURA 1.4.2 Tracción perpendicular a la placa. Para cargas bajas, la carga puede transferirse al panel mediante la resistencia a la extracción directa de tornillos, para cargas elevadas, se aconseja emplear un conector pasante que pueda transformar la carga en una fuerza de compresión y corte puntual (después de Wallner-Novak et al. 2013).

1.4.3 Compresión paralela a la placa

Al igual que con la tracción, con la compresión se considera que únicamente A0,net es efectiva. Sin embargo, en este caso es posible que el panel no apoye completamente en todo su ancho b, sino que únicamente reposa sobre un apoyo (Aapoy). Típicamente se considera pues, que el área efectiva es únicamente aquella que está en contacto con el apoyo (al igual que en la verificación clásica de compresión normal), y cuyas fibras son paralelas al sentido de la fuerza, es decir Aapoy,0,net, ver Figuras 1.4.3.1-2.

O en el caso de que apoye completamente, podríamos también aplicar directamente

O si es que el productor proporciona el esfuerzo admisible para el producto en cuestión

Y por supuesto, la verificación de compresión en y sería análoga a la de tracción paralela. Por lo demás, la verificación según ASD similar a la verificación de una columna de madera aserrada o MLE. Con respecto a la resistencia a la compresión paralela, tanto en el método europeo como el norteamericano, se considera que la resistencia es similar a la de las láminas que lo componen, por lo que se recomienda emplear los mismos valores que la MLE.

También se considera que existe riesgo de inestabilidad por pandeo, en el caso de que la esbeltez de inestabilidad por pandeo λ≥10. En caso de que el panel apoye en todo su ancho, la verificación resulta simplemente

En caso de que el panel no apoye en toda la base, sino en superficies de apoyo discretas, entonces debemos verificar que

Donde, en este caso el axil de compresión por unidad de ancho, se ha modificado artificialmente para poder considerar el efecto de la distribución de tensiones que se muestra en la Figura 1.4.3.1. En efecto, en general las tensiones de compresión paralela se distribuyen en un ancho superior al propio ancho del apoyo, el cual puede estimarse como

Para apoyos internos del panel, y

Para apoyos exteriores. De este modo podemos estimar el esfuerzo reducido por incrementarse el área de distribución por simple relación lineal

FIGURA 1.4.3.1 Incremento del ancho de distribución de tensiones al apoyar un panel de CLT sobre apoyos discretos en bordes o interiores, y posterior modificación artificial del esfuerzo por metro de ancho para considerar esta situación (modificado de Wallner-Novak et al. 2013).

Con respecto al coeficiente de modificación por pandeo, se recomienda aplicar el método del CLT Handbook USA

Con

Con c=coeficiente de proporcionalidad del CLT=0,9, y la capacidad de compresión de la ‘columna’ sin considerar el pandeo resulta

Mientras que la capacidad crítica de la columna, considerando el pandeo se obtiene a partir de un valor conservador (mínimo) de la rigidez flexional aparente de diseño

Siendo la longitud efectiva de pandeo lp determinada al igual que en el caso de una columna, y donde la rigidez aparente de diseño se obtiene minorando de acuerdo a la humedad y temperatura

Y la rigidez aparente se obtiene, amplificando la rigidez flexional efectiva debido a la amplificación de la deformación por corte de las capas transversales al esfuerzo axial (lo que incrementa el riesgo de inestabilidad):

Donde las rigideces flexionales y al corte efectivas se estiman de acuerdo al método de analogía de corte

Siendo Ks un factor que reduce la rigidez flexional aparente según el tipo de carga y apoyos, ver valores en Tabla 1.4.3.

Pandeo en el plano para CLT estrechos

En caso de que el panel sea muy estrecho, puede producirse pandeo en el plano. Se recomienda verificar únicamente en caso de que el ancho de la columna sea inferior a 3,5 veces el radio de giro correspondiente al pandeo fuera del plano, i.e. Ief/A0,net en cuyo caso la verificación se realizaría de forma análoga pero con la inercia y momento estático respecto del eje transversal al panel.

Compresión paralela con láminas externas paralelas

Ver una ilustración de Aapoy,0,net y las tensiones efectivas en la Figura 1.4.3.2.

FIGURA 1.4.3.2 Compresión paralela a las láminas externas. Nótese el área efectiva, Aapoy,0,net, donde se supone que se generan las tensiones axiales efectivas (después de Wallner-Novak et al. 2013).

Compresión paralela con láminas externas perpendiculares

La verificación en este caso es completamente análoga al anterior, con la diferencia de que las láminas efectivas son lógicamente aquellas que son perpendiculares respecto de la vertical, ver una ilustración en la Figura 1.4.3.3.

FIGURA 1.4.3.3 Compresión paralela con láminas externas perpendiculares. Nótese el área efectiva en este caso es únicamente aquella con las láminas perpendiculares en la zona del apoyo (después de Wallner-Novak et al. 2013).

1.4.4 Compresión perpendicular a la placa

La deformación que se produce es similar a los apoyos de vigas y pilares, por lo cual la verificación también es parecida. Generalmente se considera un factor “favorable” que incrementa la tensión admisible (caso NDS, Kcn), o disminuye la solicitación (caso E5, kc,90) y que fundamentalmente depende de la capacidad de la pieza para redistribuir la tensión. Así, en el CLT, al igual que los elementos tipo barra, se asume que, si la carga perpendicular está alejada de los bordes del tablero, tiene una mayor capacidad de redistribución. En la normativa americana NDS, la verificación es idéntica a la de los elementos tipo viga, así que la adaptación natural a la NCh1198 resulta

En la normativa europea, sin embargo, esta verificación sí ha sido refinada para el CLT. El factor de modificación se estima como 1,4 para el caso de que el panel apoye en el borde, 1,8 para el caso de que el apoyo sea interior, y 1,2 en caso de que apoye en una esquina, ver Figura 6.4.5. Con respecto al apoyo de muros sobre losa, se considera igualmente 1,8 y 1,5, respectivamente, si es que el muro apoya en el interior o exterior del panel. Asimismo, tal como se introdujo en temas anteriores, en la normativa europea se considera una sobredistancia debido a que, por lo general, si es que el espacio está disponible, una pieza se deforma alrededor de 3 cm en torno al apoyo. Esto también se permite considerar en el CLT, pero teniendo en cuenta que dicha deformación tan sólo ocurre paralela a la fibra, así es que el área del apoyo podría definirse según la normativa europea como

Ver una ilustración del valor de la sobredistancia paralela en la Figura 1.4.4.

Con respecto a la resistencia a la compresión perpendicular, tanto en la normativa europea como la norteamericana se considera que la resistencia es similar a la de la MLE. Sin embargo, respecto de la rigidez al aplastamiento, diversas investigaciones han demostrado que el CLT es más rígido que la MLE, por lo que actualmente se propone en Europa emplear una rigidez 50% superior a la rigidez perpendicular de la MLE.

FIGURA 1.4.4 Coeficiente de modificación por redistribución de tensiones en la compresión perpendicular según el método europeo y sobredistancia paralela que incrementa la resistencia al aplastamiento (modificado de Wallner-Novak et al. 2013).

1.4.5 Flexión fuera del plano

El método norteamericano, propone un método simplificado de verificación basado en emplear la rigidez flexional efectiva calculada de acuerdo al método de la analogía de corte (de forma análoga a la verificación de pandeo)

Para calcular el módulo resistente efectivo de la sección (E1 es la rigidez axial de la capa más externa efectiva a la flexión)

De tal modo la verificación es análoga a la de una viga de MLE en el borde flexotraccionado, con la excepción de que no se aplica ningún coeficiente de modificación por volumen

O calculando el módulo resistente por metro de ancho

El fallo en el borde flexocomprimido es muy poco frecuente, por lo que no se suele verificar. El método europeo es similar en el cálculo de la solicitación (empleando directamente W0,net) pero, de forma similar a la tracción paralela, se suele aplicar un factor de carga compartida por trabajo en grupo. El valor de la resistencia es por lo general muy similar al de la madera aserrada.

Con respecto a la verificación de flecha, la NDS permite emplear cualquier método contrastado, por lo que se recomienda alguno de los métodos definidos en la sección 6.2, prestando especial atención a la precisión de los mismos en relación a vigas continuas y cargas puntuales. En caso de que la viga sea biapoyada con carga uniforme, puede aplicarse una metodología simplificada que se detalla en la NDS donde principalmente se aplica el mismo método de cálculo de deflexiones de vigas, pero empleando la rigidez flexional aparente, EIap, definida en la Sección 1.4.3.

Los factores de creep que se están proponiendo para el CLT son en esencia similares a la MLE, y en algunos casos similares también al terciado. En vista del estado del arte internacional, se sugiere emplear los mismos valores que la madera o bien incrementar estos valores un 10%, debido a que por lo general el efecto del creep es bastante mayor en piezas solicitadas a cortante de rodadura.

1.4.6 Flexión en el plano

Especialmente en Europa, algunos autores han estado proponiendo el uso de vigas de CLT para flectar en su propio plano, especialmente en consideración del efecto de “refuerzo” que las láminas perpendiculares tienen frente a la ocurrencia típica de tensiones perpendiculares propias de vigas curvas o/y canto variable. También es posible encontrar paneles de CLT que, debido a sus condiciones de carga y apoyo, estén sometidos a flexiones en el plano. Dichas aplicaciones requieren todavía cierta investigación, pero por el momento se sugiere aplicar un criterio de verificación similar a la flexión fuera del plano tal que

Donde únicamente las láminas paralelas contribuyen efectivamente, ver Figura 1.4.6.

FIGURA 1.4.6 En la aplicación del CLT como elementos tipo viga para flectar en el plano, únicamente las láminas paralelas contribuyen; sin embargo, se tiene la ventaja de reforzar la dirección perpendicular a la fibra, lo que puede ser importante en diversas situaciones tales como vigas curvas o/y canto variable (después de Wallner-Novak et al. 2013).

Nótese que en este caso la aplicación del factor de inestabilidad por vuelco lateral-torsional sí es mucho más probable. La determinación de este factor de acuerdo a la NDS, es completamente similar al de elementos tipo viga; sin embargo, es importante que el lector tenga en cuenta ciertos parámetros durante esta verificación. En concreto, es importante mencionar que, para la derivación de la tensión crítica de vuelco lateral-torsional, sencillamente se considera (implícitamente en la verificación analítica de las normativas) la rigidez torsional de la sección transversal (GTIT). Tal como se introdujo en la Sección 1.2.1 (momento de inercia torsional de la sección transversal) y Sección 1.3.9, tanto el momento de inercia torsional como el módulo de rigidez torsional son inferiores a los valores esperados en vigas rectangulares equivalentes. Por lo anterior, la verificación debe realizarse con cautela mientras no se afine en la prescripción de las ecuaciones correspondientes. Por otra parte, Wallner-Novak et al. 2013, sugieren ecuaciones aproximativas que permiten estimar el momento torsor necesario para restringir lateralmente una viga de CLT en sus extremos, como una determinada fracción del momento máximo de la viga, Mmax

En el caso de restringir puntualmente el vuelco lateral torsional de un panel de CLT con n puntales espaciados regularmente en el borde flexo-comprimido de una viga de altura h y longitud l, la fuerza axial uniforme que debe ser empleada de forma adicional a la fuerza horizontal correspondiente (p.ej. por viento) de los puntales puede estimarse aproximadamente como

La ecuación anterior no es especial para el CLT, sino que se deriva de las típicas ecuaciones de dimensionado de elementos de arriostramiento de madera (ver detalles en el Capítulo 5 del libro “Conceptos avanzados del diseño estructural con madera. Parte I”.

Respecto de la resistencia a flexión en el plano, cabe mencionar que, si bien la normativa norteamericana permite emplear el mismo valor resistente que una viga normal, en Europa por seguridad se propone reducir la resistencia en un 15% para esta verificación, mientras no se tengan más datos experimentales.

1.4.7 Cortante perpendicular a la placa

De forma similar a la flexión, tanto la normativa norteamericana como el método europeo proponen un método simplificado. La solicitación cortante se calcula como de costumbre con la inercia y el momento estático efectivos

donde recordemos que

Y el momento estático efectivo se refiere al correspondiente para el cizalle

O si se da el caso de que la lámina intermedia no fuese longitudinal

En el caso de calcular con el cortante transversal correspondiente a una tira de 1 metro de ancho

Además del cizalle, debe de verificarse el posible fallo de rodadura en las láminas transversales al eje de la flexión, de modo que la verificación resulta

donde en este caso

o por supuesto

Lo más habitual es que domine la rodadura, por lo que en muchos textos aparece únicamente la verificación por rodadura. Véase una discusión detallada de los valores resistentes del cortante de rodadura según ASD y ELU en la sección 6.1.3.

Con respecto al factor de reducción por rebaje, Kr, actualmente la normativa norteamericana propone emplear el mismo factor que para vigas, y lo mismo sucede en Europa mientras no haya más evidencias de un diferente comportamiento. En caso de que el cortante no verifique al emplear Kr (aunque sí sin considerar ese factor), debe aplicarse un refuerzo tal como se indica en el libro “Conceptos avanzados del diseño estructural con madera. Parte I”, Capítulo 2, Sección 2.1.3, donde la fuerza de tracción que debe resistir el refuerzo es una fracción del corte de diseño y se repite aquí por conveniencia:

1.4.8 Cortante en el plano

Tal como se detalló en la sección 1.3.7. suceden de forma simultánea 2 mecanismos de falla que deben ser verificados: el cortante transversal de los tablones y la torsión en torno al encolado entre láminas. Es importante notar que las verificaciones de ambos fenómenos, se encuentran mayormente en discusión, por lo que diversas fórmulas son propuestas a la fecha. Con respecto a la verificación del mecanismo I (corte transversal de las láminas) se recomienda aplicar

Donde tmin es el valor mínimo entre la suma de espesores de láminas orientadas en dirección vertical, y suma de espesores de láminas orientadas en dirección horizontal, i.e. espesor total de madera que resiste el corte transversal.

Con respecto a la solicitación de corte debida al momento torsor (mecanismo II), esta puede ser determinada como la relación entre el momento torsor, el radio respecto del centro de torsión y el momento polar de inercia, lo que para el caso de en que los tablones tengan el mismo ancho (a), resulta (ver valores para el caso de que los tablones no tengan el mismo ancho en la Sección 1.2.1.):

Dado que la torsión se reparte en paralelo por cada superficie de encolado (nk), la tensión de cizalle por torsión se reduce a

y dado que el momento torsor en el área de cada tablón puede estimarse como nxy ·a · a

Para el caso de que un panel de CLT sea rectangular (h·b), y esté sometido a un corte horizontal constante V, la solicitación de torsión puede calcularse directamente a partir de la fuerza cortante como

Con ntot = número de “cuadrados” áreas de torsión por solape de tablones en el panel, i.e. ntot = nk· nh · nv, con nh = b/a y nv = h/a.

Ya sea que el panel está sometido a un corte uniforme (V), o bien un flujo de corte unitario no uniforme (nxy), la verificación que debe satisfacerse es

Es importante notar que, si bien en muchas ocasiones el mecanismo II produce una rotura por corte de la madera cercana al adhesivo entre láminas, también es posible que el esfuerzo torsor produzca un fallo por rodadura en los tablones, por lo que algunos autores han propuesto ecuaciones más sofisticadas para la verificación correspondiente al mecanismo II. Por otro lado, debe notarse que aún a día de hoy existen pocos datos experimentales acerca de los valores resistentes, Fcz,I y Fcz,II, especialmente en la literatura norteamericana. Por el momento se recomienda tomar como referencia el caso europeo, donde diversos autores proponen aproximadamente

Recuérdese que tal como se detalló en la Sección 1.3.7 la rigidez de corte en el plano se reduce mediante el factor kv, que en la mayoría de ocasiones adopta valores entre 0,6-0,8.

1.4.9 Combinación de esfuerzos

La mayoría de las interacciones de tensiones no se encuentran normalizadas en el CLT, y en la actualidad se asume casi siempre cuál es el tipo de interacción de cada combinación de tensiones basándose en la experiencia con MLE, mientras no se tengan mayores evidencias experimentales. A continuación, se resumen las interacciones que mayormente se consideran en el cálculo analítico. El lector debe notar que las combinaciones tensionales analíticas se encuentran considerablemente menos desarrolladas que las combinaciones típicamente consideradas en los modelos computacionales, por lo que se recomienda consultar primeramente la Sección 1.3.12.

Flexión en el plano y compresión

En Norteamérica se propuso una modificación de la combinación de flexión y compresión amplificada por efectos de segundo orden de vigas-columnas para el caso del CLT

Donde P es el axil de excentricidad e, Pce es la capacidad crítica de pandeo, Fcp,dis,λ es la tensión de diseño considerando pandeo, Aapoyo,0,net es el área resistente a la compresión (ver Sección 1.4.3), Fft,dis es la tensión de diseño en flexión y Wef es el módulo resistente a la flexión efectivo (ver Sección 1.4.5).

Para otras combinaciones de flexión y fuerzas axiales, se recomienda consultar la Sección 1.3.12. La aplicación de principios de vigas compuestas en lo referente a la combinación de esfuerzos axiales y flexionales se detalla en apartados sucesivos.

Flexión biaxial

Cuando un panel está sometido a acciones biaxiales, por ejemplo, cuando un panel soporta acciones gravitacionales y se apoya en 3 o 4 de sus bordes, el cálculo suele hacerse con modelos computacionales de placas tal como se presentó en la Sección 1.3. No obstante, para geometrías y condiciones de apoyo sencillas, el cálculo analítico es factible. En efecto, se considera que la flexión biaxial produce tensiones axiales en diferentes láminas del CLT, ver Figura 1.4.9, por lo que las verificaciones se suelen hacer por separado. Así, si h/b>2, el panel suele calcularse únicamente en la dirección dominante, mientras que si h/b≤2 se calculan las 2 direcciones por separado.

FIGURA 1.4.9 Se asume que la separación de tensiones biaxiales en diferentes láminas permite analizar cada dirección por separado (después de Wallner-Novak et al. 2013).

Flexión esviada

Este tipo de flexión sí produce tensiones en las mismas láminas, por lo que se combina linealmente tal como si fuese en MLE, aunque por el momento no se propone ningún factor de minoración de la combinación por el hecho de que las tensiones pico se produzcan en una región muy reducida (tal como km minora la combinación en MLE), así es que la verificación resultaría

Combinación de cortantes

En determinadas situaciones, como por ejemplo en vigas de CLT solicitadas a flexión en su plano se producen interacciones de tensiones tales como el corte longitudinal (debido al corte transversal aplicado por la carga) más el corte torsional (debido a la tendencia a rotar en torno al adhesivo interlaminar de tablones). Por lo general en la actualidad, se asume que la combinación de cortantes es lineal. Se recomienda consultar la Sección 1.3.12 para más detalles.

1.4.10 Resumen de verificaciones analíticas en miembros de CLT

El resumen de las verificaciones analíticas se presenta en la Tabla 1.4.10. La posible adaptación de la norma NDS con el resumen de factores para conversión de ASD a LRFD se muestra en el Anexo C3.

TABLA 6.4.10 Resumen de verificaciones analíticas en miembros de CLT.
Verificación	Expresión o detalle
Tracción paralela
en Europa se permite
Tracción perpendicular	Similar a MLE,
Extracción directa solo en cargas bajas, sino transformar a compresión normal y verificar también carga puntual
Compresión paralela
con factor por pandeo empleando rigideces efectivas. Si hay apoyo usar ancho efectivo. El pandeo en el plano para paneles estrechos puede ser requerido.
Compresión perpendicular
habiendo especificaciones especiales para Kcn y Aapoyo.
Flexión fuera del plano
y flecha con rigidez aparente o método contrastado, con o sin incrementar el factor de creep.
Flexión en el plano
con precaución de reducción de rigidez torsional en el factor de vuelco lateral torsional. La combinación de corte longitudinal + rodadura se asume lineal pero no está normalizada.
Cortante transversal
recomendando aplicar Kr convencional y refuerzos donde sea necesario y considerando3
Cortante en el plano
Combinación de esfuerzos	Interacción flexión-compresión axial amplificada.Flexión biaxial separada si es que h/b≤2.Flexión esviada con combinación lineal sin reducción.Combinación de corte se asume lineal.
Algunos desarrollos en curso	Determinación de verificaciones para torsión.Afinado de fórmulas de combinación de cortantes.Combinación esfuerzos axiales en elementos compuestos.Adaptación fórmulas para elementos curvos.

1.5 DISEÑO DE UNIONES

1.5.1 Tipos de uniones

La gran mayoría de uniones empleadas en el CLT, se corresponden a uniones mecánicas que emplean conectores rígidos cilíndricos solicitados a esfuerzos laterales o/y axiales, es decir, principalmente se emplean los mismos tipos de conectores que en el resto de construcciones con madera. De hecho, a día de hoy la mayoría de conectores empleados en el CLT se pueden ver como una especie de ‘adaptación’ de los conectores empleados en el entramado ligero. Sin embargo, la relevancia de las uniones en el comportamiento global del CLT es si cabe mayor que en el entramado ligero, principalmente debido a que el material base (CLT) es mucho más rígido y menos redundante en lo relativo al número de componentes y zonas de unión, así es que la ductilidad y flexibilidad definitivamente están (aún más) condicionadas por las uniones. Diversos autores han criticado que a día de hoy las uniones deben ser perfeccionadas en el sistema de CLT, más allá de adaptar las soluciones existentes en ingeniería de la madera, ya que especialmente para el diseño en países sísmicos, el CLT presenta por lo general una baja ductilidad, y experimenta grandes aceleraciones en caso de sismo, lo que casi siempre incrementa notablemente los costos del diseño estructural. Estos aspectos se abordan más detalladamente en apartados sucesivos.

Principalmente existen 6 tipos de uniones en las construcciones con CLT unión cubierta muro (UCM), muro-fundación (UMF), muro-losa-muro (UMLM), unión losa-losa (ULL) y unión muro-muro (UMM), ver Figura 1.5.1, y más detalles en secciones posteriores. El lector puede obtener mayor información acerca de detalles constructivos en el libro “Fundamentos del diseño y la construcción con madera” y tipologías más específicas en la edición canadiense o estadounidense del CLT-Handbook (2013).

Más allá de las disposiciones constructivas de las uniones, esta sección se centra en el diseño estructural, y en especial en aquellas consideraciones diferenciadoras respecto del diseño general de uniones detallado en el Capítulo 1, lo que es presentado a continuación y se detallado numéricamente en las próximas secciones. Es importante que el lector note que, si bien recientemente se han dispuesto consideraciones al diseño de uniones del CLT en la norma NDS, en Europa el diseño de uniones (al igual que el resto de aspectos relativos al CLT) está sustancialmente más desarrollado, por lo que en esta sección se presentan los avances y propuestas europeas.

FIGURA 1.5.1 Típicas uniones empleadas en CLT, con muros monolíticos (arriba izquierda) y muros segmentados (arriba derecha), incluyendo detalle unión muro-fundación (a), unión muro-losa-muro (b), y diversos tipos de uniones muro-muro (c y d) (modificado de Follesa 2018).

En relación a la tipología de muros con UMM verticales, cabe mencionar que, en Europa, si es que la debilidad entre uniones verticales está asegurada, esta es considerada como una clase de alta ductilidad. De hecho, en cuanto a la construcción con CLT, la única diferencia entre la clase de ductilidad alta y la clase de ductilidad baja radica en la existencia o no de las UMM disipativas, ver Tabla 1.5.1.1. Por otro lado, y pese a la menor redundancia respecto del sistema marco plataforma, en Europa recomiendan aplicar la misma sobrerresistencia para el CLT que para el marco plataforma: γ =1,3, a diferencia de poste-viga y la mayoría de pórticos de momento, en donde se aconseja una sobrerresistencia en miembros sobredimensionados de γ =1,6, ver Tabla 1.5.1.2.

En los sucesivos apartados se presentarán algunos de los principales aspectos diferenciadores de las uniones del CLT, para posteriormente presentar el procedimiento de diseño.

1.5.2 Concepción de uniones lineales (líneas de unión)

Tal como se detalla en apartados posteriores de este capítulo, las uniones de CLT están principalmente diseñadas para resistir cargas de membrana, y también cortes transversales y tracciones perpendiculares al panel. Las compresiones normales de un panel a otro, como por ejemplo en UCM, UMF, y UMLM normalmente se asume que se transmiten directamente la carga mediante el contacto de los paneles. Pese a que existen uniones que permiten transferir el momento generado por fuerzas fuera del plano, por lo general se asume los paneles están articulados en cuanto a la rotación fuera del plano.

Bajo estas circunstancias la filosofía de diseño, salvando las circunstancias que en secciones posteriores de este capítulo se presentan, es bastante similar a las uniones convencionales con la excepción de que, por lo general se emplean esfuerzos por unidad de ancho para el dimensionado de líneas de unión, tal que la verificación de la capacidad adopta formas del tipo

Esto quiere decir, que el número de conectores requeridos se obtiene como la relación del esfuerzo lineal y la resistencia unitaria de cada conector

Por lo que la separación requerida entre los conectores de un panel resulta

Por supuesto, el esfuerzo lineal puede no ser constante dentro de un panel. Pese a ello, por razones constructivas (al igual que el sistema de marco plataforma) es bastante habitual emplear el esfuerzo más desfavorable como condicionante del diseño, y disponer el mismo tipo de conectores y espaciamientos a lo largo de cada panel. Naturalmente hay excepciones a lo anterior.

Lo importante de este apartado es notar pues, que la filosofía de diseño en términos generales es similar a uniones convencionales, con la salvedad de que los conectores suelen disponerse en líneas, y que también los valores resistentes de capacidad lateral y axial se calculan de forma diferente, tal como se detallará en apartados sucesivos.