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UNIVERSIDADE FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA CIVIL
Estudo da área líquida efetiva de chapas e
cantoneiras de aço tracionadas e ligadas
por parafusos
Jane Suave Veronez
Dissertação de Mestrado em Engenharia Civil
Vitória -ES
Junho de 2005
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ii
Estudo da área líquida efetiva de chapas e cantoneiras de
aço tracionadas e ligadas por parafusos
Jane Suave Veronez
Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil –
Centro Tecnológico – Universidade federal do Espírito Santo como parte dos requisitos
para aobtenção do grau de mestre em Engenharia Civil.
Aprovada em 07/06/2005.
________________________________________________________
Prof. Dr. Walnório Graça Ferreira – Orientador, UFES
________________________________________________________
Prof. MSc. Pedro Augusto Cezar Oliveira de Sá - Co-Orientador, UFES
________________________________________________________
Prof. Dr. Luiz Herkenhoff Coelho - UFES
________________________________________________________
Prof. Dr. Luiz Fernando Loureiro Ribeiro - UFOP
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iii
UNIVERSIDADE FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO
Vitória, Junho de 2005
_____________________________________________________________________________
Suave Veronez, Jane, 1973
Estudo da área líquida efetiva de chapas e cantoneiras de aço tracionadas e ligadas
por parafusos. [Vitória] 2005.
xx,179p.29,7 cm(UFES, M.Sc., Engenharia Civil, 2004).
Dissertação, Universidade Federal do Espírito Santo, PPGEC.
1. Estruturas Metálicas – Projeto e construção. 2. Estruturas – Aço
I. Ferreira, Walnório Graça. II. Universidade Federal do Espírito Santo. Centro
Tecnológico. III.Título.
iv
Dedico este trabalho a minha família, , por sempre
acreditar, incentivar, dividir, compreender e, em
especial, a Márcio José da Silva por, além disto,
estar ao meu lado em todos os momentos.
v
AGRADECIMENTOS
Ao mestre e amigo Prof. MSc. Pedro Augusto Cezar Oliveira de Sá pela paciência,
orientação, dedicação e sabedoria aplicada a este trabalho.
À CST – Companhia Siderúrgica Tubarão e ao NEXEM – Núcleo de Excelência em
Estruturas Metálicas e Mistas pela concessão da bolsa de estudos e bibliografia
oferecida.
Ao Prof. Dr. Walnório Graça Ferreira pela orientação, presteza e acompanhamento do
andamento da dissertação.
A amiga, colega de mestrado e trabalho Engenheira Bárbara Sarcinelli Campagnaro
por se empenhar, ajudar, acreditar e dividir as atividades deste trabalho.
Aos alunos do Nexem Péricles, Edna, Victor, Elicarlos, Mariana, Débora e Aparecida
pelo auxilio, dicas e por terem tornado os dias de trabalho e pesquisa melhores e mais
divertidos.
A amiga e “anormal” Engenheira Letícia Oliveira Silveira pelo apoio e interesse
demonstrados.
À Cobrapi Engenharia por incentivar o aumento de conhecimento acadêmico de seus
funcionários e aplicação destes nos serviços por ela oferecidos.
Ao PPGEC pela oportunidade, aos colegas de curso e professores pelo convívio.
vi
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS VIII
LISTA DE TABELAS XII
LISTA DE SÍMBOLOS XV
RESUMO XIX
ABSTRACT XX
1 INTRODUÇÃO 1
1.1
P
EÇAS DE AÇO TRACIONADAS
2
1.1.1
D
ISTRIBUIÇÃO DAS TENSÕES
2
1.1.2
L
IGAÇÕES EM ESTRUTURAS DE AÇO
2
1.1.3
T
IPOS DE DEFORMAÇÕES E MODOS DE FALHA
3
1.1.4
D
IMENSIONAMENTO NOS ESTADOS LIMITES ÚLTIMOS
8
2 OBJETIVO, METODOLOGIA E REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 11
2.1
O
BJETIVO
11
2.2
M
ETODOLOGIA
11
2.3
R
EVISÃO
B
IBLIOGRÁFICA
14
2.3.1
H
ISTÓRICO DO CÁLCULO DA ÁREA LÍQUIDA EFETIVA
14
2.3.2
E
STUDOS SOBRE A INFLUÊNCIA DO FATOR SHEAR LAG NA SEÇÃO LÍQUIDA
17
2.3.3
O
UTRAS VARIÁVEIS DE INFLUÊNCIA
19
2.3.4
C
OMPARAÇÕES DE RESULTADOS E NORMAS
20
2.3.5
I
NFLUÊNCIA DO MOMENTO FLETOR E DA FABRICAÇÃO DOS FUROS EM PERFIS
T
LIGADOS
PELA ALMA
21
2.3.6
E
FEITOS DA DISTÂNCIA DE FURO A BORDA
,
ESPAÇAMENTO LONGITUDINAL ENTRE FUROS
E RELAÇÃO
yu
ff
26
3 DISPOSIÇÃO SOBRE O ASSUNTO EM NORMAS 28
3.1
D
ISPOSIÇÕES SOBRE O ASSUNTO EM NORMAS
29
vii
3.2
C
OMPARAÇÃO ENTRE AS NORMAS DE PERFIS LAMINADOS E SOLDADOS
39
4 CONSIDERAÇÕES E LIMITAÇÕES DO PROBLEMA 51
4.1
D
EFINIÇÕES DE MODELO E VARIÁVEIS DE INFLUÊNCIA
51
4.2
F
AIXAS DE VARIAÇÕES E SIMPLIFICAÇÕES
65
5 MODELOS NUMÉRICOS 69
5.1
C
RITÉRIOS UTILIZADOS NA SIMULAÇÃO NUMÉRICA
69
5.2
M
ONTAGEM DO MODELO
70
5.2.1
C
ONSIDERAÇÕES GERAIS SOBRE OS MODELOS
71
5.2.2
C
ARACTERÍSTICAS DOS MATERIAIS
72
5.2.3
E
LEMENTOS FINITOS UTILIZADOS
75
5.2.4
C
ONSTRUÇÃO DO VOLUME E DEFINIÇÃO DA MALHA
78
5.2.5
C
ARREGAMENTO E CONDIÇÕES DE CONTORNO
83
5.2.6
P
ROCESSAMENTO DOS MODELOS
86
5.2.7
T
ESTES DE MALHA
87
6 ANÁLISE PARAMÉTRICA 97
6.1
A
NÁLISE PARAMÉTRICA DAS CHAPAS
97
6.2
A
NÁLISE PARAMÉTRICA DAS CANTONEIRAS
122
7 ÁNALISE COMPARATIVA ENTRE OS RESULTADOS OBTIDOS PELA
SIMULAÇÃO NUMÉRICA E PELAS NORMAS 141
7.1
A
NÁLISE COMPARATIVA DAS CHAPAS
141
7.2
A
NÁLISE COMPARATIVA DAS CANTONEIRAS
154
8 CONCLUSÃO 166
8.1
S
ÍNTESE
166
8.2
C
ONCLUSÃO
171
8.3
S
UGESTÕES PARA PESQUISAS E ESTUDOS FUTUROS
174
9 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS 176
10 BIBLIOGRAFIA CONSULTADA 179
viii
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 – Tensões normais de tração, em uma peça tracionada com furo. ............... 4
Figura 1.2 - Gráfico do coeficiente teórico de concentração de tensões......................... 5
Figura 1.3 – Trajetórias de ruptura na seção líquida....................................................... 7
Figura 1.4 – Colapso por rasgamento............................................................................. 9
Figura 1.5 – Modos de Ruptura de Cisalhamento de Bloco.......................................... 10
Figura 2.1 – Representação da deformação em perfis T conectados pela alma. ......... 24
Figura 3.1 - definições geométricas .............................................................................. 28
Figura 3.2- Ilustração dos valores de
c
e e
c
l em seções transversais constituídas
por elementos planos.................................................................................................... 31
Figura 3.3 – Conexões em cantoneiras. ....................................................................... 33
Figura 4.1 – Diagrama tensão deformação do aço ASTM A36 e A325......................... 53
Figura 5.1 – Gráfico
ε
σ
×
do aço ASTM A36 e ASTM A325........................................ 74
Figura 5.2 – Elemento Volumétrico............................................................................... 76
Figura 5.3 – Elemento de contato ................................................................................. 77
Figura 5.4 (a) (b) (c) (d) – Forma volumétrica dos modelos construídos ...................... 81
Figura 5.5 - Malha definida para o parafuso e região próxima ao furo.......................... 82
Figura 5.6 - Malha definida para as regiões do modelo, exceto parafuso e região
próxima ao furo ............................................................................................................. 83
Figura 5.7 - Aplicação de restrições no modelo de chapa ............................................ 85
Figura 5.8 - Aplicação de restrições nas direções transversais para o modelo de
cantoneira. .................................................................................................................... 85
Figura 5.9 – Teste das regiões da área de refinamento................................................ 88
Figura 5.10 – Teste de validação da malha fora da região de refinamento. ................. 90
Figura 5.11 – Variação dos coeficientes
σ
α
e
t
C com o aumento do número de
elementos na malha...................................................................................................... 92
ix
Figura 5.12 – Modelo 240-1. ......................................................................................... 93
Figura 5.13 - Modelo 240-2........................................................................................... 93
Figura 5.14 - Modelo 240-3........................................................................................... 94
Figura 5.15 - Modelo 240-4........................................................................................... 95
Figura 6.1 - várias etapas de aplicação da carga.......................................................... 99
Figura 6.2 – modelo 1, espessura = 0,635 cm............................................................ 100
Figura 6.3 - modelo 6,
gn
AA / =0,5909. ....................................................................... 102
Figura 6.4 - modelo 8, fila de furação = 1.................................................................... 103
Figura 6.5 - modelo 78, filas de furação =2................................................................. 104
Figura 6.6 - modelo 79, filas de furação = 3................................................................ 104
Figura 6.7 - modelo 75, filas de furação = 4................................................................ 105
Figura 6.8 - modelo 76, filas de furação = 5................................................................ 105
Figura 6.9 - modelo 77, filas de furação = 6................................................................ 106
Figura 6.10 – Gráfico de resultados da variável “número de fila de furação em
chapas” ....................................................................................................................... 106
Figura 6.11 - modelo 13, , número de parafusos por fila de furação = 6..................... 108
Figura 6.12 - modelo 18,
s
=5,0cm.............................................................................. 109
Figura 6.13 – modelo 19,
ge
2
= 0,4762. .................................................................... 112
Figura 6.14 – modelo 23,
ge
2
= 0,5138. .................................................................... 112
Figura 6.15 – modelo28,
ge
2
=0,6284. ...................................................................... 112
Figura 6.16 – modelo35,
ge
2
= 0,7580. ..................................................................... 113
Figura 6.17 – Gráfico de resultados para variável “
ge /
2
” para duas filas de
furação em chapas...................................................................................................... 113
Figura 6.18 – modelo 36,
ge
2
=0,5523. ..................................................................... 116
Figura 6.19 – modelo 39, ,
ge
2
=0,5820. ................................................................... 116
Figura 6.20 – modelo 42,
ge
2
=0,5476. ..................................................................... 117
x
Figura 6.21 – modelo 45,
ge
2
= 0,4378. .................................................................... 117
Figura 6.22 – modelo 51,
ge
2
=0,4908. ..................................................................... 118
Figura 6.23 – modelo 53,
ge
2
= 0,6632. .................................................................... 118
Figura 6.24 – Gráfico de resultados para a variável
ge /
2
para três filas de furação
em chapas................................................................................................................... 119
Figura 6.25 – gráfico dos valores
gexC
et
com duas e três filas de furação .......... 120
Figura 6.26 – modelo 60, 3 parafusos / linha de furação ............................................ 124
Figura 6.27 – modelo 57, 4 parafusos / linha de furação ............................................ 125
Figura 6.28 – modelo 62, 6 para fusos / linha de furação ........................................... 125
Figura 6.29 - Gráfico parafusos de número xC
t
........................................................ 126
Figura 6.30 – modelo 95, 4 furos e
s
= 4,445.............................................................. 129
Figura 6.31 – modelo 99, 4 furos e
s
= 5,715.............................................................. 129
Figura 6.32 – modelo 83, 6 furos e
s
= 3,81................................................................ 129
Figura 6.33 – modelo 85, 6 furos e
s
= 6,99................................................................ 130
Figura 6.34 – gráfico furos entre allongitudin oespaçament xC
t
................................ 130
Figura 6.35 – modelo 127,
2
e
=1,90............................................................................. 132
Figura 6.36 – modelo 128,
2
e
=2,60............................................................................. 133
Figura 6.37 – modelo 133,
2
e
=3,40............................................................................. 133
Figura 6.38 – modelo 130,
2
e
=4,10............................................................................. 133
Figura 6.39 – gráfico
2
exC
t
........................................................................................ 134
Figura 6.40 - modelo 131,
c
e = 0,48 ............................................................................ 135
Figura 6.41 - modelo 134,
c
e = 1,44 ............................................................................ 136
Figura 6.42 - modelo136,
c
e = 2,40 ............................................................................. 136
Figura 6.43 – gráfico
ct
exC para cantoneiras............................................................ 137
Figura 6.44 – gráfico )
2 ct
eeeC +
2
( x ......................................................................... 138
xi
Figura 6.45 - gráfico prático )
2 ct
eeeC +
2
( x para cinco ou mais parafusos. ............. 139
Figura 7.1 – Resultados obtidos para a variável “número de filas de furação” em
chapas. ....................................................................................................................... 149
Figura 7.2 – Comparação de resultados para a variável “
ge
2
” em chapas com
duas filas de furação. .................................................................................................. 153
Figura 7.3 – Comparação de resultados para a variável “
ge
2
” em chapas com
três filas de furação..................................................................................................... 153
Figura 7.4 - Comparação de resultados para a variável “número de parafusos” em
cantoneiras.................................................................................................................. 156
Figura 7.5 - Comparação de resultados para a variável “espaçamento longitudinal
entre furos” para cantoneiras com quatro parafusos................................................... 160
Figura 7.6 - Comparação de resultados para a variável “espaçamento longitudinal
entre furos” para cantoneiras com seis parafusos. ..................................................... 160
Figura 7.7 - Comparação de resultados para a variável “
2
e
” em cantoneiras............. 163
Figura 7.8 - Comparação de resultados para a variável “
c
e ” em cantoneiras............. 165
xii
LISTA DE TABELAS
Tabela 3.1– Fator de redução....................................................................................... 34
Tabela 3.2 – Coeficientes de eficiência dos perfis de acordo com a NBR 8800,
Revisão NBR 8800 e AISC. .......................................................................................... 42
Tabela 3.3 – Coeficiente de eficiência para cantoneira conectada por uma aba
com excentricidade da fila de furação
c
e
igual a 0,63 cm. ........................................... 47
Tabela 3.4 – Coeficiente de eficiência para cantoneira conectada por uma aba
com excentricidade da fila de furação
c
e
igual a 2,07 cm. ........................................... 47
Tabela 3.5 – Coeficiente de eficiência para cantoneira conectada por uma aba
com excentricidade da fila de furação
c
e
igual a 2,83 cm. ........................................... 48
Tabela 4.1 – Características geométricas para análise da variável espessura na
resistência à ruptura de chapas .................................................................................... 55
Tabela 4.2 - Características geométricas para análise da variável relação
gn
AA
na resistência à ruptura de chapas ............................................................................... 56
Tabela 4.3 - Características geométricas para análise da variável filas de furação
na resistência à ruptura de chapas. .............................................................................. 57
Tabela 4.4 - Características geométricas para análise da variável parafusos por
fila de furação na resistência à ruptura de chapas........................................................ 58
Tabela 4.5 - Características geométricas para análise da variável número de
parafusos na resistência à ruptura de cantoneiras........................................................ 59
Tabela 4.6 - Características geométricas para análise da variável
s
na resistência
à ruptura de chapas. ..................................................................................................... 59
Tabela 4.7 - Características geométricas para análise da variável
s
na resistência
à ruptura de cantoneiras. .............................................................................................. 60
Tabela 4.8 - Características geométricas para análise da variável
ge
2
na
resistência à ruptura de chapas com duas filas de furação .......................................... 62
Tabela 4.9 - Características geométricas para análise da variável
ge
2
na
resistência à ruptura de chapas com três filas de furação ............................................ 63
xiii
Tabela 4.10 – Características geométricas para análise da variável
2
e
na
resistência à ruptura de cantoneiras. ............................................................................ 64
Tabela 4.11 - Características geométricas para análise da variável
c
e na
resistência à ruptura de cantoneiras. ............................................................................ 65
Tabela 5.1 – Teste de malha......................................................................................... 89
Tabela 5.2 - teste de malha na região de refinamento.................................................. 91
Tabela 6.1 – Resultados para a variável “espessura das chapas”.............................. 100
Tabela 6.2 – Resultados para variável “relação
gn
AA /
de chapas”............................ 101
Tabela 6.3 – Resultados para a variável “número de filas de furação em chapas”..... 103
Tabela 6.4 – Resultados para a variável “número de parafusos por fila de furação
em chapas”. ................................................................................................................ 108
Tabela 6.5 - Resultados para a variável “espaçamento longitudinal entre furos
s
”
de chapas.................................................................................................................... 109
Tabela 6.6 - Resultados para variável “
ge /
2
” para duas filas de furação em
chapas. ....................................................................................................................... 111
Tabela 6.7 – Resultados para a variável
ge /
2
para três filas de furação em
chapas. ....................................................................................................................... 115
Tabela 6.8 - Resultados para a variável “número de parafusos”................................. 124
Tabela 6.9 - Resultados para a variável “espaçamento longitudinal entre furos”........ 128
Tabela 6.10 – Resultados para variável
2
e
................................................................. 132
Tabela 6.11 – Resultados para a variável “excentricidade “
c
e
”................................... 135
Tabela 7.1 – Comparação de resultados para a variável “espessura” de chapas....... 142
Tabela 7.2 – Comparação de resultados para a “relação
/
n g
A A
” em chapas. ........... 144
Tabela 7.3 – Comparação de resultados para a variável “número de parafusos por
fila de furação” em chapas.......................................................................................... 145
Tabela 7.4 – Comparação de resultados para a variável “espaçamento
longitudinal entre furos” de chapas. ............................................................................ 146
xiv
Tabela 7.5 – Comparação de resultados para a variável “número de filas de
furação” em chapas. ................................................................................................... 147
Tabela 7.6 – Comparação de resultados para a variável “
ge
2
” em chapas com
duas filas de furação. .................................................................................................. 150
Tabela 7.7 – Comparação de resultados para a variável “
ge
2
” em chapas com
três filas de furação..................................................................................................... 151
Tabela 7.8 - Comparação de resultados para a variável “número de parafusos” em
cantoneiras.................................................................................................................. 155
Tabela 7.9 - Comparação de resultados para a variável “espaçamento longitudinal
entre furos” em cantoneiras. ....................................................................................... 158
Tabela 7.10 - Comparação de resultados para a variável “
2
e
” em cantoneiras.......... 162
Tabela 7.11 - Comparação de resultados para a variável “
c
e ” em cantoneiras.......... 164
xv
LISTA DE SÍMBOLOS
a) Letras romanas maiúsculas
A
=
g
A
= área bruta da seção transversal
e
A
=
ne
A
=
net
A
= área líquida efetiva da seção transversal
gt
A
= área tracionada bruta
gv
A
= área cisalhada bruta
n
A
= área líquida
nm
A
= área líquida mínima da seção transversal
nv
A
= área cisalhada líquida
nt
A
= área tracionada líquida
v
A
= área cisalhada
t
A
= área tracionada
CG
= centro de gravidade da peça
t
C
=
U
= coeficiente de eficiência
E
= módulo de elasticidade longitudinal
nternasi
F
= força equivalente às tensões internas atuando nos pontos nodais
e
K
= coeficiente da área líquida efetiva
L
=
c
l
= comprimento da ligação
v
L
= comprimento cisalhado
t
L
= comprimento tracionado
N
=
T
= força de tração
Rdu
N
,
= resistência última da seção líquida
xvi
erimental
P
exp
= carga de ruptura determinada pelo ensaio de tração
t
P
=
Rn
= resistência nominal à tração
externa
R
= carga total atuando na estrutura
s
U
= limite de resistência à tração do aço especificado na norma britânica BS
5950
CG
X
= distância da borda da cantoneira ligada por uma aba apenas ao centro de
gravidade na direção da largura da aba projetada
CG
Y
= distância da borda da cantoneira ligada por uma aba apenas ao centro de
gravidade na direção da largura da aba conectada
s
Y
= limite do escoamento do aço especificado na norma britânica BS 5950-2
b) Letras romanas minúsculas
e
a
= área efetiva de cada elemento da seção líquida
g
a
= área bruta de cada elemento da seção transversal
n
a
= área líquida de cada elemento da seção transversal
1
a
= área bruta do elemento conectado da seção
b
= largura da peça
f
b
= largura da mesa do perfil I ou H
n
b
= largura mínima da peça
d
=
φ
=
f
φ
= diâmetro do parafuso
0
d
=
d
f
= diâmetro do furo
c
e
=
x
= excentricidade da ligação
xvii
1
e
= distância longitudinal do centro do furo a borda da peça na direção paralela
ao carregamento, ou distância inferior do centro do furo a borda da peça,
transversal à direção do carregamento segundo a norma NBR 143/2000
2
e
= distância do centro do furo a borda da peça, transversal à direção do
carregamento, ou distância superior do centro do furo a borda da peça,
transversal à direção do carregamento segundo a norma NBR 143/2000
y
f
= tensão de escoamento do aço
u
f
= tensão última do aço
g
=
1
ρ
= distância entre furos transversal a direção do carregamento
r
= força transmitida pelo parafuso da seção considerada, dividida pela força de
tração no membro da seção
s
= espaçamento entre furos adjacentes na direção paralela ao carregamento
t
= espessura
f
n
= quantidade de furos contidos na linha de ruptura analisada
2
M
γ
=
γ
= coeficiente de segurança
c) Letras gregas
σ
α
= coeficiente teórico de concentração de tensões
2
β
= coeficiente de redução, dependente do espaçamento entre furos adjacentes
3
β
= coeficiente de redução, dependente do espaçamento entre furos adjacentes
ε
= deformação do aço
ν
= coeficiente de Poisson
xviii
ρ
= distância longitudinal entre furos da mesma fila de furação
σ
= tensão do aço
máx
σ
= tensão máxima na seção líquida
méd
σ
= tensão média da seção líquida
nom
σ
= tensão nominal da seção líquida
xix
RESUMO
VERONEZ, J. S.(2004). Estudo da área líquida efetiva de chapas e cantoneiras
de aço tracionadas e ligadas por parafusos. Vitória, 2004. 199 p. Dissertação de
Mestrado – Universidade Federal do Espírito Santo.
Este trabalho apresenta um estudo da ruptura da área líquida de chapas e
cantoneiras de aço tracionadas e ligadas por parafusos. Inicialmente são
expostos os modos de falha a que estão sujeitas peças com carregamento
estático de tração, conectadas por ligações parafusadas. Em seguida, é
estabelecido, como foco do estudo o modo de falha de ruptura da seção líquida.
É feito um breve relato sobre as pesquisas realizadas sobre o assunto, indicando
a origem dos critérios de cálculo adotados por algumas normas. A seguir, são
apresentados e analisados os critérios de cálculo para o modo de falha estudado,
adotados pelas atuais normas de aço para perfis laminados e soldados e para
perfis formados a frio, destacando as divergências entre estes critérios. No intuito
de exemplificar os comentários feitos às normas, é realizada uma análise
comparativa com exemplos numéricos de perfis laminados e soldados.
É realizada uma simulação numérica de cantoneiras conectadas por apenas uma
aba com uma fila de furação e de chapas conectadas através de várias filas de
furação, por meio do sistema computacional ANSYS 5.5. Após a apresentação
dos resultados são propostas soluções para calcular a resistência à ruptura dos
modelos estudados e realizada uma análise comparativa entre os resultados
obtidos na simulação e os obtidos pelos critérios de cálculo das normas
abordadas indicando, dentre estes, os que mais se aproximam daqueles
alcançados na simulação numérica.
Palavras-chave: Tração, peças de aço tracionadas e parafusadas, simulação
numérica, normas.
xx
ABSTRACT
VERONEZ,J.S. (2004). Study of the effetive net area of bolted flat plates and
single angles of steel tension members capacities. Vitória, 2004. 199 p.
Dissertação de Mestrado – Universidade Federal do Espírito Santo.
This work presents a study of the net section rupture of bolted flat plates and
single angles of steel tension members capacities. The modes of failure of the
tension members subjected to static loads and connected with bolts are exposed
at first. After that, the mode of failure of rupture of net section is established as the
center of interest.
A brief report above researches about the subject is presented and the sources of
design calculations used by some current specifications are indicated. Afterwards,
design calculations for service ability criterion, used by current specifications for
laminated, welded and cold formed steel members, are presented and the
divergences between those criterions are pointed out. A comparative analysis with
numeric examples with laminated and welded members is accomplished, in order
to exemplify the specification prescriptions.
A numeric simulation of plates with concentric connections and single angles with
eccentric connections are realized by the finite element analysis (FEA), in the
program Ansys 5.5. After the presentation of the results, procedures to calculate
the resistance of the studied models are proposed, and a comparative analysis
between the results obtained on the numeric simulation and on the design
calculations for service ability criterion is realized, showing the differences
between them and indicating the ones that have more approximation with numeric
results.
Key-words: Tension, bolted steel members in tension, numeric simulation,
specifications.
1 INTRODUÇÃO
Em apenas duzentos anos desde as primeiras grandes construções mundiais
em aço, um relativo curto espaço de tempo, houve um grande avanço na
tecnologia das estruturas metálicas. Existe hoje uma melhoria contínua das
propriedades físicas do aço disponível e significantes avanços têm sido
experimentados na compreensão da estabilidade e da resistência das
estruturas metálicas. Estes avanços, aliados ao crescimento do mercado
consumidor de aço em construções no país, fazem com que seja
imprescindível a reavaliação permanente de normas e critérios usados para
conceber, calcular, projetar, fabricar e montar estruturas metálicas.
Com base nesta premissa, este trabalho tem como objetivos estudar os
critérios de cálculo adotados pelas principais normas utilizadas no Brasil para
dimensionamento de peças de aço tracionadas, sujeitas a cargas estáticas,
efetuar uma comparação destes critérios entre si, realizar uma análise do
comportamento de chapas retangulares e cantoneiras simples de aço
submetidas à tração, por meio de simulação numérica utilizando o Método dos
Elementos Finitos, por meio do sistema computacional ANSYS 5.5, e por fim
comparar os resultados desta análise com aqueles obtidos com os critérios das
normas.
2
1.1 Peças de aço tracionadas
Peças tracionadas são encontradas em muitos sistemas estruturais de aço.
Elas ocorrem como componente principal de construções como coberturas e
torres de transmissão treliçadas, pontes e contraventamentos de edifícios de
múltiplos andares.
As peças de aço tracionadas geralmente consistem de estruturas muito
simples, como barra redonda, barra chata, cantoneira, perfis T, H, I e U, ou são
construídas a partir da associação e/ou superposição de várias destas formas,
como cantoneira dupla, cantoneira dupla diagonal, perfil U duplo, entre outros.
1.1.1 Distribuição das tensões
A força de tração simples ou axial é um esforço que provoca tensões normais
uniformes ao longo de toda seção da peça. Logo, à primeira vista, somente o
critério de cálculo para um elemento tracionado, baseado na escolha de uma
seção transversal que resista à força axial de tração parece ser suficiente.
Contudo, deve-se levar em consideração como o membro tracionado é usado,
focando a atenção em como ele será conectado aos outros elementos
componentes da estrutura. Dependendo do tipo de conexão, nas regiões
próximas à transmissão de cargas, a tensão normal não mais se distribui
uniformemente ao longo da seção.
1.1.2 Ligações em estruturas de aço
A união de peças estruturais é feita utilizando-se soldas e/ou parafusos como
meios de ligação, juntamente com outros componentes auxiliares denominados
elementos de ligação. O conjunto dos meios e elementos é que constitui o que
se chama ‘ligação’. Geralmente, a ligação é o detalhe que governa o cálculo do
membro tracionado. Assim, as ligações precisam ser projetadas para serem
simples e terem um comportamento adequado durante a vida útil da estrutura.
Esquecer-se deste aspecto pode elevar os custos da estrutura e/ou interferir de
forma negativa nas uniões de peças estruturais.
3
As ligações de membros tracionados são comumente parafusadas e/ou
soldadas. Elas podem ser também feitas por meio de rebites ou, para cabos e
tirantes, por meio de conexões de rosca ou entrelace mecânico. As ligações
objeto de estudo deste trabalho são as parafusadas.
1.1.3 Tipos de deformações e modos de falha
As peças estruturais submetidas a cargas axiais de tração e feitas de um
mesmo material podem apresentar diferentes comportamentos devido a
tensões residuais presentes no material, resultantes do processo de fabricação
da barra.
Essas tensões residuais estão em equilíbrio nas seções transversais das
peças: em algumas partes existe tração e em outras compressão. Na aplicação
da carga de tração, a tensão devida a esta carga combina com a tensão
residual, provocando o escoamento em diferentes partes da seção transversal
para diferentes valores da carga aplicada. Quando o escoamento alcança toda
a seção solicitada, as tensões tornam-se constantes graças à ductilidade do
aço e inicia-se o alongamento plástico que tem continuidade até o início da
fase de encruamento. Um elemento tracionado sem furos ou outras
descontinuidades alcança assim seu limite de utilização de carga de serviço, na
resistência ao escoamento do material porque no regime plástico ocorre
deformação excessiva e isto representa o modo de falha devido à ductilidade
do material. A área da seção transversal da peça é denominada área bruta,
g
A
(D. Patrick J., H. John E., B. Reidar, 1992).
Elementos ligados por parafusos têm a área da seção transversal reduzida
pelos furos, o que afeta sua resistência e seu tamanho inicial. Logo, peças que
tem ligação parafusada devem ser escolhidas com seção de dimensões que
permitam a execução dos furos e ainda tenham resistência suficiente para
suportar as solicitações a elas impostas. A área da seção transversal do
membro reduzida pelos furos é denominada área líquida,
n
A
.
4
Para membros tracionados com furos, as tensões em regime elástico não são
uniformes, verificando-se concentração de tensões próxima à descontinuidade
da seção transversal. Contudo, quando o escoamento é alcançado, ocorre uma
redistribuição plástica e uma tensão uniforme é atingida, como mostra a Figura
1.1. Porém, o escoamento da seção líquida conduz a um pequeno
alongamento da peça, e não constitui um estado limite. Então, a menos que o
escoamento da seção transversal bruta ocorra primeiro, o modo de falha será o
estado limite de ruptura na seção líquida crítica.
Figura 1.1 – Tensões normais de tração, em uma peça tracionada com furo.
O principal índice de medida das tensões locais, isto é, das tensões não
uniformes na seção com furos, é o ‘coeficiente teórico de concentração de
tensões’, definido como
nom
máx
σ
σ
α
σ
=
(1.1)
5
onde
máx
σ
é a máxima tensão na seção, atuando em um ponto localizado na
borda no furo, e
nom
σ
é a tensão média na seção, ou seja, a razão entre a força
de tração aplicada e a área da seção líquida.
O valor do coeficiente teórico de concentração de tensões está determinado
para a maioria dos elementos de construção típicos utilizados na prática. Por
exemplo, a Figura 1.2 mostra a dependência entre o coeficiente teórico de
concentração de tensões e a relação entre o diâmetro do furo e a largura de
uma placa com um furo, como a mostrada na Figura 1.1.
1
1,5
2
2,5
3
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
do/b
ασ
Figura 1.2 - Gráfico do coeficiente teórico de concentração de tensões.
Fonte: V. Féodosiev, 1977.
Uma regressão polinomial com base em pontos da curva indicada no gráfico
resulta na expressão:
9896,24315,24583,1
0
2
0
+
−
=
b
d
b
d
σ
α
(1.2)
6
.
O coeficiente teórico de concentração de tensões não pode dar uma idéia
completa do caráter de variação das tensões locais; caracteriza apenas o
aumento relativo de uma só componente dos estados de tensão nos pontos da
seção: a componente normal à direção da força de tração aplicada. (V.
Féodosiev, 1977). De fato, nas seções com furos, os estados de tensão nos
pontos é biaxial, devido ao movimento transversal das moléculas do elemento
tracionado durante a transmissão dos esforços internos ou intermoleculares.
Em elementos tracionados com mais de um furo e que os furos não estejam
alinhados transversalmente à direção do carregamento, ou seja, estejam
enviesados, como mostra a Figura 1.3(b), há mais de uma trajetória de
rompimento possível na região de ligação do membro. Nestes casos, a seção
que rompe primeiro é a que apresenta menor área líquida. A checagem da
resistência exata ao longo da seção líquida enviesada é complexa. Contudo,
uma relação empírica simples proposta por Cochrane em 1922, tem sido
adotada pelas normas, expressada como uma adição, à largura líquida
enviesada,
n
b
, da parcela
gs
4
2
, onde
s
é o espaçamento entre furos
adjacentes, na direção paralela à do carregamento, e
g
é o espaçamento entre
furos, na direção transversal à do carregamento.
A largura líquida enviesada é definida como a largura da seção medida ao
longo da suposta trajetória de rompimento reduzida pelos diâmetros dos furos
desta trajetória.
A área líquida mínima,
nm
A
, é determinada pela largura líquida mínima
multiplicada pela espessura
t
da chapa:
t
g
s
bA
nnm
+=
4
2
,
(1.3)
7
A
B
T T T
B
A
T
g
p
p
p
s
C
(a) (b)
Figura 1.3 – Trajetórias de ruptura na seção líquida.
Fonte: C. Salmon e J. Johnson, 1996.
Anos após a proposta de Cocharane, vários pesquisadores têm proposto
outras regras de cálculo, porém nenhuma apresenta melhorias significativas
nos resultados e todas são muito complexas. Teorias propostas por
Bijlaard,1955, e outros para obter a área líquida de tração por análises de
limites não desviam do método de Cochrane,1922, por mais que 10% ou 15%
(D. Patrick J., H. John E., B. Reidar, 1992).
Muitas vezes, as peças estruturais de aço não são ligadas por todos os
elementos da seção transversal, como por exemplo, cantoneiras ligadas por
apenas uma das abas, o que gera uma excentricidade no carregamento. Com
a excentricidade, o membro torna-se sujeito a um momento fletor em adição à
força axial, reduzindo assim o carregamento máximo que o membro pode
resistir.
A resistência efetiva de peças com ligações excêntricas parafusadas sofre
significativas influências de detalhes da ligação, tais como o número de
parafusos,o espaçamento entre furos e a distância dos furos à extremidade do
elemento. Critérios de cálculo para este caso variam muito com as normas. (D.
Patrick J., H. John E., B. Reidar, 1992).
Nas ligações excêntricas, as solicitações externas não são absorvidas
uniformemente pela seção transversal, de modo que a seção não trabalha em
8
sua totalidade, ou seja, o elemento da seção não ligado não efetua sua
resistência total. Por isso, a resistência destes elementos estruturais é
calculada com base na área líquida,
n
A
, reduzida por meio de um coeficiente
de eficiência,
t
C
, denominada área efetiva,
ne
A
.
Para perfis de chapas finas tracionados e ligados por parafusos, a resistência
do membro pode ser governada pelo modo de falha de rasgamento. Neste
modo de falha, o colapso da peça ocorre através da combinação de
cisalhamento e ruptura dos planos paralelos e normais à força axial de tração.
Então, a resistência de peças tracionadas é governada por três tipos de
estados limites:
a. Escoamento da seção transversal bruta do membro localizada em região
afastada da ligação do mesmo.
b. Ruptura da área líquida efetiva.
c. Ruptura por rasgamento.
1.1.4 Dimensionamento nos estados limites últimos
A resistência nominal para escoamento da seção bruta em região afastada da
ligação do elemento tracionado é dada por:
ygn
fAR
= ,
(1.4)
onde
n
R
é a resistência nominal e
y
f a tensão de escoamento do material.
A resistência nominal para ruptura da seção líquida na região de ligação do
membro tracionado é dada por:
unen
fAR
= ,
(1.5)
9
com
tnne
CAA
= ,
(1.6)
onde
u
f é a tensão resistente à tração do material.
Os critérios de cálculo da resistência nominal para ruptura por cisalhamento do
bloco variam com as normas. Por exemplo, de acordo com a NBR 8800, 1986,
quando
tv
LL
⋅> 3 a resistência nominal é dada por:
utvn
fAAR
6,0)( += ,
(1.7)
onde
v
A
,
t
A
,
v
L
e
t
L
são indicados na Figura 1.4.
Figura 1.4 – Colapso por rasgamento.
Fonte: W. Pfeil e M. Pfeil, 2000.
Já a norma americana AISC, 1995, trata este modo de falha com a
possibilidade de dois tipos de colapso. Para a ruptura das áreas cisalhadas
combinada com o escoamento das áreas tracionadas, ou seja,
se
ntunvu
AfAf
>⋅6,0 , a resistência nominal é dada por:
10
gtynvun
AfAfR
+= 6,0 ,
(1.8)
onde
nv
A
é a área cisalhada líquida,
nt
A
é a área tracionada líquida e
gt
A
é a
área tracionada bruta, como mostra a Figura 1.5.
Para a ruptura das áreas tracionadas combinada com o escoamento das áreas
cisalhadas, ou seja, se
nvuntu
AfAf
6,0> , a resistência nominal é dada por:
ntugvyn
AfAfR
+= 6,0 ,
(1.9)
onde
gv
A
é a área cisalhada bruta, como mostrado na Figura 1.5.
Figura 1.5 – Modos de Ruptura de Cisalhamento de Bloco.
Fonte: Bartels, 2000.
Outras variações são encontradas nas demais normas vigentes.
O presente trabalho, como dito, visa estudar numericamente o comportamento
das seções transversais de chapas retangulares e cantoneiras simples
tracionadas, ligadas por parafusos. Logo, o estado limite a ser analisado será o
de ruptura da área líquida na região da ligação de extremidade.
11
2 OBJETIVO, METODOLOGIA E REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Este capítulo define os objetivos desta pesquisa, apresenta a estrutura do
trabalho, no intuito de mostrar como os objetivos serão alcançados e de expor
as mais recentes publicações relacionadas ao assunto.
2.1 Objetivo
Esta pesquisa apresenta três objetivos a serem alcançados. O primeiro é a
realização de estudos comparativos entre os critérios adotados pelas normas
mais comumente utilizadas no Brasil para cálculo de peças estruturais de aço
conectadas por parafusos e submetidas ao esforço de tração.
O segundo objetivo é a realização de uma análise dos parâmetros de influência
em dois tipos de seções das peças mencionadas acima, chapas e cantoneiras
simples. Esta análise será realizada com os resultados obtidos de simulações
numéricas para testes de tração destas peças utilizando o sistema
computacional Ansys 5.5.
O terceiro objetivo é apresentar um critério de cálculo que se adeque ao
resultado da análise dos parâmetros de influência, considerando os critérios
adotados pelas normas estudadas neste trabalho.
2.2 Metodologia
Para alcançar os objetivos propostos nesta dissertação foram desenvolvidas
diversas etapas, as quais estruturam os capítulos apresentados na mesma, tais
12
como: levantamento do problema, pesquisa bibliográfica, soluções utilizadas
até então, proposição e aferição de um modelo, análise dos resultados e
conclusão. Desta forma, este trabalho foi desenvolvido ao longo de oito
capítulos e um anexo, que compõem toda sua estrutura.
No capítulo 1, foi apresentada uma introdução a respeito do assunto
pesquisado, definindo e limitando o problema. Foram discutidos: a distribuição
de tensões em peças tracionadas mencionada na literatura pertinente, as
ligações parafusadas em estruturas de aço, os tipos de deformações e modos
de falhas que podem ocorrer nas peças estruturais estudadas e por fim foi
definido e apresentado o tipo de dimensionamento a ser adotado.
No capítulo 2, são definidos os objetivos desta pesquisa, a estrutura da
dissertação e a revisão bibliográfica onde foram expostos os estudos
relacionados ao assunto.
No capítulo 3, são estabelecidas as normas a serem abordadas e os critérios
de cálculo adotados por elas. É realizada uma análise mostrando e
comparando os parâmetros que tais normas consideram influenciar na
resistência da área líquida de peças tracionadas e conectadas por parafusos.
São apresentadas tabelas com resultados de cálculo desta resistência feito
pelos critérios citados acima, a fim de exemplificar com dados numéricos os
comentários apresentados.
No capítulo 4, são feitas as considerações e limitações do problema, definidos
os possíveis parâmetros de influência para as seções a serem estudadas,
apresentando-se as simplificações que foram feitas para estudo do problema e
calculando-se a faixa de variações em que há possibilidade de serem
estudadas as variáveis de influência já definidas.
No capítulo 5, são descritas a modelagem numérica e a montagem das peças,
estabelecendo-se os critérios utilizados e as propriedades dos materiais e
apresentando-se as características dos elementos utilizados e os modelos
13
construídos. São realizadas a definição e a comprovação da eficácia da malha
por meio do refinamento contínuo da mesma até a obter-se os mesmos
resultados e de comparações com resultados teóricos conhecidos. É exposta a
forma de aplicação do carregamento e de incrementos de cargas. Finalmente,
são mostrados elementos do processamento adotado pelo sistema
computacional, que envolvem uma análise não-linear com o processo de
Newton-Raphson.
No capítulo 6, é realizada uma análise paramétrica, apresentando os
resultados em tabelas e definindo quais parâmetros influem na resistência das
peças estudadas nesta dissertação. São apresentadas e analisadas também a
distribuição de tensões durante o escoamento e a ruptura da seção líquida
através de figuras obtidas na simulação numérica.
No capítulo 7, é realizada uma análise comparativa entre os resultados obtidos
pela simulação computacional e pelas normas abordadas anteriormente,
apresentando-se tabelas com diferenças percentuais entre tais resultados e
propondo-se o critério de cálculo que melhor se adequa à realidade da
simulação apresentada.
No capítulo 8, são relatadas as conclusões do trabalho, baseadas nas
comparações entre os modelos analisados e os critérios de cálculo adotados
pelas normas abordadas, e apresentadas as sugestões para trabalhos futuros
que podem dar continuidade a este estudo.
A bibliografia da dissertação foi dividida em duas partes: Referências
Bibliográficas e Bibliografias Consultadas. A primeira parte refere-se a toda
bibliografia consultada e referenciada no corpo do trabalho. A segunda refere-
se a todo material bibliográfico lido ou consultado no desenvolvimento da
pesquisa, mas não citado ao longo do texto.
14
2.3 Revisão Bibliográfica
2.3.1 Histórico do cálculo da área líquida efetiva
A resistência à tração de elementos parafusados foi objeto de investigação de
Bartels (2000) em sua dissertação de mestrado. Segundo Bartels, vários
pesquisadores estudaram o assunto, chegando a conclusões diversas,
relatadas abaixo.
Munse e Chesson (1963), citado por Bartels (2000, p.16), no intuito de
examinar os fatores que influem na eficiência da área líquida, conduziram
vários testes experimentais em espécimes com diferentes detalhes de ligação.
Além dos seus próprios experimentos, eles examinaram resultados de testes
de ligações parafusadas e rebitadas realizados por outros pesquisadores
(Chesson, 1959; Chesson e Munse, 1958; Schulz, 1952; Munse, 1959; Wilson
et all, 1952). Estes testes incluíam chapas, cantoneiras e perfis U simples,
cantoneiras duplas conectadas, no mesmo lado ou em lados opostos, por
chapas auxiliares, quatro cantoneiras de costas, perfis U duplos e barras
compostas do tipo I e do tipo caixão, formadas por cantoneiras ou perfis U.
A princípio, Munse e Chesson, citado por Bartels (2000, p.16), estudaram a
resistência do elemento no escoamento da seção bruta e na ruptura da área
líquida. Nestes estudos, o cálculo de capacidade de carga para ruptura da
seção líquida não incorporava a eficiência da área líquida nem a
desconsideração da parte desta seção inutilizada no processo de fabricação do
furo.
Baseados nos resultados dos seus estudos e nos resultados de estudos de
outros pesquisadores, Munse e Chesson (1963), citado por Bartels (2000,
p.16), foram os primeiros a propor uma equação representando a eficiência da
seção líquida. Sua expressão sugere que a área efetiva da seção líquida seja
15
função da ductilidade do material, do efeito shear lag, da área da seção e da
razão entre a área líquida e a área bruta.
O efeito shear lag é definido como uma distribuição de tensões não uniforme
que ocorre em peças com ligações excêntricas, como em uma cantoneira
fixada por apenas uma aba. A aba não fixada não terá utilizado sua capacidade
total quando a peça alcançar o estado limite de ruptura.
A expressão proposta por Munse e Chesson, citado por Bartels (2000, p.16),é:
−⋅
−=
L
x
A
A
AA
g
n
ne
17,060,1
(2.1)
Onde
x
é a distância do centro de gravidade do perfil à fila de furação e
L
é o
comprimento da ligação. O termo
L
x
7,060,1 −
é uma medida de eficiência da
configuração da ligação parafusada. À medida que a razão
gn
AA
era
diminuída, Munse e Chesson, citado por Bartels (2000, p.17), observaram
aumentos da eficiência da seção líquida, ou seja, seus estudos indicam que
para uma mesma peça quanto menor a área líquida maior a eficiência da
seção. Ainda em relação ao citado termo, Munse e Chesson, citado por Bartels
(2000, p.17), afirmam ser esta uma equação empírica que considera o efeito do
espaçamento transversal entre furos g, o diâmetro do parafuso d e a relação
entre eles. Concluem ainda que uma pequena razão
dg
aumenta a eficiência
da conexão e isto se deve ao aumento das forças biaxiais observado quando
os conectores se aproximam uns dos outros.
Mais tarde, Kulak e Wu (1997), citado por Bartels (2000, p.17), investigaram os
resultados de Munse e Chesson e concluíram que para as ligações mais
utilizadas na prática o valor da parcela da equação (2.1) referente a eficiência
da configuração da ligação é unitário, sendo então a área efetiva da seção
líquida função apenas da área líquida e do fator
shear lag, que na equação
16
(2.1) é medido pelo termo
1
x
L
−
. Além disso, Kulak e Wu sugeriram que a
equação (2.1) só é válida quando aplicada para ligações fabricadas com um
aço de ductilidade similar a dos espécimes usados no desenvolvimento da
equação. Os tipos de aço utilizados hoje possuem ductilidade menor que os
utilizados para fabricar os espécimes examinados por Munse e Chesson,
porém esta diferença não é significativa, em relação à validade da equação
(2.1).
Uma equação para cálculo da área efetiva de seções líquidas similar a de
Munse e Chesson foi proposta por Gaylord et Al. (1992), citado por Bartels
(2000, p.18). Eles afirmam que a área efetiva do perfil tracionado tem uma
variação em função dos mesmos fatores citados por Munse e Chesson:
ductilidade do aço, eficiência da ligação e efeito shear lag e ainda pelos
métodos de fabricação dos furos. A equação é apresentada como segue:
1 2 3 4
eff n
A K K K K A
= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
(2.2)
Onde:
1
K
=
0,82 0,0032 1,0
R
+ ≤
(2.3)
é o fator de ductilidade;
R
é determinado por meio de testes experimentais e representa a redução
percentual da área da seção transversal na ruptura da peça tracionada;
2
K
= 0,85 para furos puncionados e
2
K
=1,0 para furos brocados, é o fator de
fabricação é o fator de fabricação;
3
K
é o Coeficiente de eficiência da ligação e
4
K
é o Fator shear lag.
17
Na equação (2.2), os coeficientes de eficiência da ligação,
3
K
, e do fator shear
lag,
4
K
, são similares aos propostos por Munse e Chesson (1963). Na citada
equação, o efeito da punção de furos reduz a capacidade da seção líquida em
15% .
Gaylord et Al (1992), citado por Bartels (2000, p.18), afirmaram que a
ductilidade tem efeito na eficiência da ligação, sendo que aços mais dúcteis
permitem uma melhor distribuição das tensões ao longo da seção transversal,
devido a uma variação menor da tensão quando a peça atinge a fase plástica.
Na equação citada acima, isto é representado por
1
K
, onde um alto valor de
R
representa um alto fator de ductilidade e conseqüentemente uma maior
eficiência da ligação.
Mais tarde, Kulak e Wu (1997), citado por Bartels (2000, p.19), investigaram os
resultados de Gaylord et Al e sugeriram que com o uso dos aços fabricados
atualmente o fator de ductilidade seja considerado como tendo o valor unitário.
2.3.2 Estudos sobre a influência do fator shear lag na seção líquida
Baseadas na especificação AISC LRDF, Kulak e Wu (1997), citado por Bartels
(2000, p.19), examinaram o efeito shear lag, conduzindo um número de testes
de tração em cantoneiras simples e duplas com furos para parafusos
puncionados, considerando apenas a ruptura na seção líquida. O modo de
falha destes espécimes de cantoneiras simples e duplas foi precedido por um
escoamento excessivo da área líquida entre a borda da aba e o limite do furo
para parafuso. A ruptura do espécime iniciou-se na borda da aba, propagou-se
para o furo e, então, através do restante do espécime.
A eficiência da seção em seus estudos foi definida por:
(
)
exp
erimental u n
U P f A
= ⋅
18
Estes estudos indicaram que o comprimento da ligação influi no efeito shear
lag. Eles observaram que espécimes de cantoneira simples, uma com seis
parafusos e outra com quatro parafusos, tendo todos os outros parâmetros da
ligação constantes, exibiram pequenas diferenças na carga de ruptura. O
espécime de seis parafusos teve uma eficiência da seção líquida de 96,4%,
enquanto o espécime de quatro parafusos teve uma eficiência de 100%.
Porém, uma cantoneira de tamanho similar furada com apenas dois parafusos
teve uma eficiência de 82,5%; uma diferença de aproximadamente 17%. Estas
observações estão de acordo com a especificação AISC LRDF. O coeficiente
de eficiência cresce com o comprimento da ligação, como mostra a expressão
preconizada por esta norma:
1
x
U
L
= −
(2.4)
Onde:
U
= Coeficiente de eficiência;
x
= Excentricidade da ligação;
L
= Comprimento da ligação.
Portanto, um aumento do comprimento da ligação causa um aumento da
eficiência da seção líquida. Isto é atribuído ao fato de uma longa ligação
distribuir de forma mais equilibrada a tensão aplicada. Portanto, em seus
estudos Kulak e Wu, citado por Bartels (2000, p.20), demonstraram que o
comprimento da ligação tem uma influência significativa na sua eficiência. Os
espécimes estudados para examinar a influência do comprimento da ligação no
efeito shear lag tinham excentricidade de ligação de 1,99cm.
Tendências similares foram observadas também nos espécimes de cantoneiras
duplas. Um espécime de cantoneira dupla com seis parafusos teve uma
19
eficiência da seção líquida de 86,3%, enquanto um tipo similar de espécime de
cantoneira com quatro parafusos teve uma eficiência da seção líquida de
89,7%, As ligações com dois parafusos em cantoneiras duplas similares
tiveram uma eficiência de 71,8%, um decréscimo de 18%. Para a formação
dessas cantoneiras duplas foram usadas cantoneiras com os mesmos
tamanhos, espaçamentos longitudinais e excentricidade daquelas utilizadas
nos testes com cantoneiras simples.
A LRFD limita a eficiência da seção líquida de um perfil sujeito ao efeito shear
lag, isto é, ligado excentricamente, em 90%. Porém, nos estudos e Kulak e Wu,
citado por Bartels (2000, p.20), dois espécimes romperam tendo uma eficiência
da seção líquida de 100%, considerando uma tolerância de erro de 4%. Isto
sugere que o efeito shear lag, não teve influência significativa sobre a eficiência
da seção líquida destes espécimes.
2.3.3 Outras variáveis de influência
Kulak e Wu (1997), citado por Bartels (2000, p.21), comentaram que a
disposição da cantoneira de abas desiguais tem efeito na capacidade última do
espécime. Isto foi também documentado por outros pesquisadores. Usando
cantoneiras similares, porém trocando de aba conectada, de curta para longa,
Kulak e Wu (1997), citado por Bartels (2000, p.21), encontraram um aumento
na eficiência da seção líquida. Outros pesquisadores também notaram a
influência desta variável: Epstein (1992) e Gibson e Wake (1942), citados por
Bartels (2000, p.21), observaram que à medida que a aba projetada da
cantoneira decresce, há um aumento da carga de ruptura. Eles denominaram
este fenômeno de ‘efeito da aba projetada’.
Kulak e Wu fizeram uma comparação entre um espécime de cantoneira
simples com a aba longa conectada e uma cantoneira similar com a aba curta
conectada e encontraram uma diferença de 10% de aumento da eficiência na
20
cantoneira conectada pela aba longa. Cantoneiras duplas mostraram um
aumento de 7% na eficiência quando conectada pela aba longa no lugar da aba
curta. Uma das mudanças de ligações da aba longa para a aba curta modificou
a excentricidade de 3,20cm para 2,58cm.
2.3.4 Comparações de resultados e normas
Kulak e Wu, 1997, citado por Bartels (2000, p.21), compararam seus resultados
e de outros pesquisadores com os critérios da norma AISC LRFD. Os
resultados dos testes de outros pesquisadores (Nelson, 1953; Mueller e
Wagner, 1985; McKibbon, 1906 e 1907) que ele usou para examinar incluíram
cantoneiras simples e duplas, com furos brocados e puncionados. Os valores
da resistência teórica foram calculados baseados na ruptura da seção líquida,
utilizando as equações (2.2) e (2.4). A média dos valores da razão entre a
carga de ruptura obtida no teste experimental e carga de ruptura teórica foi de
1,05 e o desvio padrão de 0,13, mostrando que as equações (2.2) e (2.4)
apresentam resultados não conservadores.
Comparando a capacidade dos espécimes testados com os critérios da norma
LRFD, incluindo um aumento de 0,2 cm ao diâmetro nominal do furo devido ao
fato do mesmo ser fabricado por punção, também obteve-se um resultado não
conservador, sendo que a média da razão entre a carga de ruptura obtida no
teste experimental e carga de ruptura teórica foi de 1,19 e o desvio padrão de
0,13.
Mais tarde, comparando resistências dos espécimes com os critérios da norma
LRFD novamente, usando um valor de U como permitido pelo comentário do
capítulo B desta norma (U = 0,85 para ligações com três ou mais parafusos e
U =0,75 para ligações com dois parafusos) e, com aumento de 0,2cm no
diâmetro do furo, obteve-se uma média dos valores da razão entre a carga de
ruptura obtida no teste experimental e carga de ruptura teórica de 1,12 e o
21
desvio padrão de 0,17. Foi notado que em alguns destes casos, a carga de
ruptura teórica ficou 50% acima da carga de ruptura dos testes.
Baseado nos resultados acima, Wu e Kulak (1997) concluíram que o valor de
U teórico pode produzir resultados não conservadores. Eles sugeriram que
para produzir um critério de cálculo mais conservador a equação apresentada
para o efeito shear lag deve ser multiplicada pelo fator de fabricação 0,85,
considerando que os furos para parafusos são fabricados pelo sistema de
broca ou punção.
2.3.5 Influência do momento fletor e da fabricação dos furos em perfis T
ligados pela alma
O comprimento da ligação, o método de fabricação dos furos e o momento
fletor gerado pela excentridade das ligações parafusadas em perfis T ligados
pela alma foram objeto de estudos de Bartels (2000) . Ele faz referências, em
seu trabalho, a outros pesquisadores que estudaram o coeficiente de eficiência
de peças tracionadas conectadas assimetricamente (Munse e Chesson, 1963;
Kulak e Wu, 1993; Kulak e Wu, 1997 e Gaylord e al, 1992), mostrando que
estes estudos consideram para o fator de redução as seguintes variáveis:
• efeito shear lag;
• razão
gn
AA ;
• razão
dg
;
• comprimento da ligação;
• métodos de fabricação dos furos;
22
• ductilidade do material;
• disposição geométrica das peças.
Bartels (2000) considerou que neste tipo de perfil com ligação assimétrica a
excentricidade causa uma redução da resistência devido a dois fatores: o efeito
shear lag e o momento fletor. O efeito shear lag é uma variável já estudada por
outros pesquisadores. O momento fletor é uma variável que não foi
considerada em estudos passados e Bartels (2000) focou seus estudos nesta
variável.
O efeito do método de fabricação dos furos também foi estudado numa
tentativa de efetuar análises dos critérios de cálculo apresentados pelas
normas para esta variável.
Nos estudos sobre a variação da eficiência devido ao momento fletor, foram
utilizados espécimes com diferentes comprimentos de ligação. Então, esta
variável também foi examinada, já que estudos passados mostravam que o
comprimento da ligação tem uma influência significativa na eficiência da área
líquida efetiva.
No intuito de observar o comportamento das peças quanto aos efeitos citados,
Bartels fez testes experimentais de tração em vinte e quatro espécimes de
mesmas propriedades variando apenas o tamanho das seções, o comprimento
da ligação, a excentricidade da ligação, o número de parafusos e o método de
fabricação dos furos para parafusos, de acordo com a variável estudada. Todos
os espécimes foram conectados pela alma do perfil T. A carga foi aplicada
através de acréscimos até o espécime atingir um modo de falha. Três modos
de falha foram observados nos testes. O primeiro modo, observado no maior
número de espécimes com excentricidade diferente de zero, apresentou uma
deformação na borda de contato do furo e uma subseqüente ruptura parcial na
seção líquida conduzida do furo para a borda da alma da seção T. Foi
observado que quando a excentricidade aumenta a deformação na borda do
23
furo diminui. O segundo modo de falha observado foi uma ruptura por
cisalhamento de bloco evidenciado pela ruptura da área líquida tracionada e da
área bruta cisalhada. O terceiro modo de falha constituiu na ruptura total da
área líquida, iniciando a ruptura na alma da seção líquida do perfil T e
propagando simultaneamente para seus flanges.
Bartels analisou os resultados considerando o efeito de cada variável
apresentada por ele separadamente. Para o efeito da excentricidade da ligação
foram observados que a sua redução causa um aumento linear na eficiência do
membro, para ligações com três e quatro parafusos por fila, e um aumento não
linear, para ligações com cinco parafusos por fila de furação, chegando
próximo da eficiência total da área líquida da seção quando a excentricidade é
bem reduzida. Organizando seus resultados em gráficos e fazendo
comparações com os critérios de cálculo estabelecidos na LRFD (1995),
Bartels notou que quando seus modelos tinham excentricidade acima de 45
mm, para espécimes com furos brocados, e acima de 25 mm a 38 mm, para
espécimes com furos puncionados, os coeficientes de eficiência para os tipos
de ruptura previstos em membros tracionados calculados segundo a LRFD
(1995) tornavam-se não conservadores.
Bartels atribuiu esta diferença primeiramente ao fato do cálculo do coeficiente
de eficiência especificado na LRFD não considerar o efeito do momento fletor.
O momento que surge devido às resultantes das forças externas e internas não
estarem na mesma linha de ação, causa um aumento significativo do efeito da
carga axial levando a peça a ter uma ruptura prematura na alma do perfil T do
furo para a borda. Isto poderia ser resolvido calculando estas peças como
sujeitas a combinação de esforço axial e momento fletor. No entanto, surge,
neste caso, um momento de segunda ordem devido ao comprimento da ligação
que torna este critério muito conservador para os cálculos. Este fato é
representado na Figura 2.1.
24
Figura 2.1 – Representação da deformação em perfis T conectados pela alma.
Para efeito do comprimento da ligação, Bartels estudou o comprimento total da
ligação, não analisando parâmetros como espaçamentos entre furos e/ou
número de parafusos. Nos resultados obtidos por Bartels a eficiência da seção
teve um aumento de 8% quando o comprimento da ligação aumentou de 228,6
mm para 304,8 mm e de 38% quando aumentou de 152,4 mm para 228,6 mm.
Bartels comparou seus resultados com os de Wu e Kulak (1993) que tiveram
um aumento na eficiência da seção em seus testes experimentais de 16%
quando aumentaram o comprimento da ligação de 76,2 mm para 228,6 mm e
não obtiveram diferença na eficiência da seção quando aumentaram o
comprimento a ligação de 228,6 mm para 381,0 mm.
Bartels atribuiu esta diferença nos resultados a dois fatores: o primeiro é que
uma ligação longa beneficia a eficiência da seção devido à redução de efeito
shear lag causado por ela, como já foi mostrado em estudos passados (Munse
e Chesson, 1963; Kulak e Wu, 1997 e Wu e Kulak, 1993). O segundo fator é
que o acréscimo do comprimento da ligação gera um aumento do momento
restaurador (momento de segunda ordem) na ligação. Este momento é uma
25
função da rigidez da ligação do espécime à chapa auxiliar e do comprimento da
conexão, pois este último funciona como um braço de alavanca para o
momento.
Para examinar o efeito do comprimento da ligação no parâmetro shear lag, Wu
e Kulak (1993), citado por Bartels (2000, p.40), modelaram cinco de seus
modelos testados experimentalmente usando elementos finitos no programa
ANSYS. Uma comparação entre a carga última da análise de elementos finitos
e o modelo físico correspondente testado experimentalmente foi boa. Foi
encontrada uma média entre os valores da razão entre a carga última obtida no
programa e a carga experimental de 0,988 e um desvio padrão de 0,099.
Os modelos construídos no ANSYS permitiram realizar uma análise de tensões
na seção líquida de ruptura dos espécimes, mostrando que em cantoneiras
conectadas com quatro ou mais parafusos, foi atingida a tensão de
escoamento na aba projetada quando a aba conectada rompeu, enquanto que
com um número menor de parafusos a aba conectada rompeu antes da aba
projetada escoar.
Bartels obteve em seus resultados para espécimes com excentricidades
próximas de zero um fator shear lag que excede o máximo estipulado na
LRFD, 9,0
=
U , tanto para os espécimes brocados quanto para os
puncionados. Porém, para espécimes cujas excentricidades excediam a 1,9
cm, os critérios de cálculo de LRFD tornam-se “não conservadores”, tanto para
os puncionados e brocados, sendo a fórmula estabelecida na LRFD incapaz de
considerar esta perda de eficiência. Este resultado também foi visto por Kulak e
Wu (1997).
Quanto ao método de fabricação dos furos, Bartels estudou espécimes com
furos brocados e puncionados, e analisando os resultados obtidos, observou
que a perda de eficiência causada pela punção dos furos é maior que a
normalizada pela LRFD, que estabelece um acréscimo de 2 mm ao diâmetro
do furo para considerar os danos causados às bordas do furo durante a
26
fabricação do mesmo pelo método de punção. Tal critério diminui apenas em
2% a eficiência da seção, enquanto Bartels obteve como resultado perda de
até 11% na eficiência da seção. Bartels observou também que quando a
proximidade do furo à borda aumenta a perda de eficiência da seção é maior.
Analisando todos os parâmetros descritos nos parágrafos anteriores, Bartels
usa uma análise de regressão linear múltipla e desenvolve um novo conceito
para o fator de eficiência U , considerando o momento fletor causado por
grandes excentricidades e o momento de segunda ordem que minimiza o efeito
deste momento fletor na seção durante a aplicação da carga axial. Logo, para o
desenvolvimento deste conceito, Bartels utilizou apenas os espécimes que
tiveram rompimento parcial da seção líquida, já que os demais espécimes
tiveram resultados conservadores em relação aos critérios propostos na LRFD.
Este conceito propõe as seguintes equações:
Para espécimes puncionados
90,005,020,050,0 ≤⋅+⋅−= LxU
p
,
(2.5)
Para espécimes brocados
95,0053,020,050,0 ≤⋅+⋅−= LxU
p
,
(2.6)
Estas equações consideram o sistema de unidade U.S., isto é, polegadas.
2.3.6 Efeitos da distância de furo a borda, espaçamento longitudinal
entre furos e relação
yu
ff
Kim e Yura realizaram um estudo experimental em peças submetidas à tração
axial no intuito de analisar os efeitos da distância de furo a borda, do
27
espaçamento longitudinal entre furos e da razão
yu
ff do material na
resistência de ligações com um e dois furos.
Em uma ligação com uma fila de furação em que, a princípio, não há ruptura da
seção líquida nem rasgamento de bloco e o parafuso resiste ao cisalhamento,
a resistência da ligação é governada por dois tipos de comportamento: primeiro
pelo rasgamento da borda e, à medida que a distância do furo a borda cresce,
a resistência da ligação passa a ser governada pelo esmagamento do furo.
Foram testados nove espécimes com alta razão
yu
ff e dez com baixa
razão
yu
ff , todos com mesma espessura e larguras de 8,9 cm e 15,0 cm para
placas fixadas por um e dois parafusos, respectivamente. Foram utilizados
parafusos de diâmetro igual a 1,9 cm e os furos foram executados por punção
com diâmetro de 2,1 cm. A distância da extremidade do furo à borda da placa
variou de 0,5d a 2,0d, com incrementos de 0,5d, para placas com um furo e de
0,5d ou 1,5d, para placas com dois furos. O espaçamento entre as
extremidades dos dois furos da placa com dois furos variou de 1,0d a 3,0d com
incrementos de 1,0d.
Kim e Yura, através de seus resultados, verificaram que a razão de tensão
yu
ff não influencia significativamente a resistência dos espécimes.
Quando Kim e Yura comparam seus resultados com os preconizados pela
AISC-LRFD, norma americana para perfis laminados e soldados, e pelo
Eurocódigo 3, verificam que os valores da resistência obtidos pelo Eurocódigo
3 são aproximadamente 25% mais conservadores que os resultados
experimentais encontrados e que a LRFD apresenta equações para o cálculo
da resistência que fornecem valores próximos aos obtidos pelos experimentos,
para distâncias de furo a borda até d5,1 . Para distâncias superiores, os
resultados se distanciam dos experimentais.
28
3 DISPOSIÇÃO SOBRE O ASSUNTO EM NORMAS
Este capítulo trata da forma como as normas abordam a eficiência de peças
parafusadas submetidas à tração, e compara os critérios adotados por elas
para dimensionamento destas peças.
Para melhor compreensão dos dados que serão expostos neste capítulo,
algumas definições geométricas são mostradas na Figura 3.1
Figura 3.1 - definições geométricas
29
3.1 Disposições sobre o assunto em normas
As normas foram escolhidas pelos seguintes critérios:
• Citação em publicações que abordam o assunto;
• Utilização em pesquisas e trabalhos acadêmicos;
• Utilização pelos profissionais brasileiros;
• Disponibilidade em acervos.
As normas escolhidas que tratam do dimensionamento de perfis laminados e
soldados são citadas abaixo:
• Norma Brasileira, NBR 8800, 1986;
• Projeto de Revisão da norma Brasileira, NBR 8800, versão preliminar de
agosto de 2003;
• Norma Européia, Eurocódigo 3, 1993, versão preliminar de 2001;
• Norma Americana, AISC, American Institute of Steel Construction, Inc.,
1999;
• Norma Britânica, British Standard, 2001.
Todas as normas abordadas neste trabalho adotam como critério de cálculo o
método dos estados limites últimos. As normas brasileiras, americana e
européia consideram como modo de falha a ruptura da seção líquida, e a
norma britânica considera o escoamento da seção líquida.
30
A NBR 8800, 1986, trata a eficiência das seções transversais de elementos de
aço tracionados ligados por parafusos da seguinte forma:
• Quando uma solicitação de tração for transmitida a uma barra diretamente
para cada um dos elementos de sua seção, por soldas e parafusos, a
área líquida efetiva,
ne
A , é igual à área líquida,
n
A . Quando a transmissão
for feita por apenas alguns elementos da seção, a área líquida efetiva,
ne
A , deve ser calculada pela equação:
tnne
CAA ⋅=
(3.1)
Para
t
C poderão ser usados os seguintes valores:
• Perfis I e H cujas mesas tenham uma largura não inferior a 2/3 da altura
do perfil e perfis T cortados destes perfis, com ligações nas mesas, tendo,
no caso de ligações parafusadas, um mínimo de três parafusos por fila de
furação na direção da solicitação............................................... 90,0=
t
C
• Perfis I e H que não atendam aos requisitos anteriores, perfis T cortados
desses perfis e todos os demais perfis, incluindo barras compostas, tendo,
no caso de ligações parafusadas, um mínimo de três parafusos por fila de
furação na direção da solicitação............................................... 85,0=
t
C
• Em todas as barras com ligações parafusadas, tendo somente dois
parafusos por fila de furação na direção da solicitação............... 75,0=
t
C
• Para furo alongado na direção da força a quantia gs ⋅4
2
não pode ser
somada à largura líquida, no cálculo de
n
A .
Esta norma encontra-se em revisão atualmente e o Projeto de Revisão, agosto
2003, faz considerações diferentes da norma vigente.
31
Quando a força de tração transmitida somente por parafusos ou somente por
soldas longitudinais ou ainda por uma combinação de soldas longitudinais e
transversais para apenas alguns (não todos) elementos da seção transversal
da barra (devendo, no entanto, ser usado 0,90 como limite superior e 0,75
como limite inferior):
c
c
t
l
e
C
−=
1
(3.2)
onde
c
e
é a excentricidade da ligação, igual à distância do centro de gravidade da
barra,
CG
, ao plano de cisalhamento da ligação (em perfis com um plano de
simetria, a ligação deve ser simétrica em relação a este plano e consideram-se
duas barras separadas e simétricas, cada uma relacionada a um plano de
cisalhamento da ligação, por exemplo, duas seções T no caso de perfis I ou H
ligados pelas mesas);
c
l
, nas ligações soldadas, é o comprimento da ligação, igual ao comprimento
da solda e nas ligações parafusadas é a distância do primeiro ao último
parafuso da fila da furação com maior número de parafusos, na direção da
força normal.
CG
T superior
T inferior
CG T superior
CG T inferior
l
c
l
c
e
c
e
c
e
c
Figura 3.2- Ilustração dos valores de
c
e
e
c
l
em seções transversais
constituídas por elementos planos
Fonte: Projeto de revisão da norma NBR 8800, agosto 2003.
32
A Norma Européia, Eurocódigo 3, faz as seguintes considerações para
cantoneiras de aço tracionadas, conectadas por parafusos em apenas uma
aba, e outros membros de aço parafusados, submetidos à tração, que
possuam ligações assimétricas:
• A excentricidade de ligações parafusadas em uniões de extremidade e o
efeito de espaçamento entre furos e da distância de furo à borda do
membro são levados em conta em projetos de:
a. Membros assimétricos;
b. Membros simétricos que são unidos assimetricamente, assim como
cantoneiras conectadas por uma aba.
• Cantoneiras ligadas por uma fila de parafusos em uma aba, podem ser
tratadas como carregamento concêntrico e a resistência última da seção
líquida é determinada como segue:
a. Com um parafuso:
2
2
,
...5,0.0,2
M
uo
Rdu
ftde
N
γ
−
=
(3.3)
b. Com dois parafusos:
2
2
M
unet
Rd,u
f.A.
N
γ
β
=
(3.4)
c. Com três ou mais parafusos:
2
3
M
unet
Rd,u
f.A.
N
γ
β
=
(3.5)
33
Figura 3.3 – Conexões em cantoneiras.
Fonte: Eurocódigo 3, 1993.
Onde,
2
β
e
3
β
são fatores de redução dependentes do espaçamento entre
furos adjacentes, como indicado na Tabela 3.1. Para valores intermediários do
espaçamento,
1
ρ
os valores de
2
β
e
3
β
podem ser determinados por
interpolação linear.
Para uma cantoneira de abas desiguais conectada pela sua menor aba,
n
A
deve ser igual à área líquida de uma cantoneira de abas iguais do tamanho
da aba menor, ou seja, neste caso a aba conectada.
34
Tabela 3.1– Fator de redução
Espaçamento entre furo adjacentes (
1
ρ
)
φ
φφ
φ
≤
≤≤
≤
.
5
,
2
φ
φφ
φ
≥
≥≥
≥
.
0
,
5
2 parafusos (
2
β
)
0,4 0,5
3 ou mais parafusos (
3
β
)
0,5 0,7
Os fatores
2
β
e
3
β
equivalem a
t
C
da NBR 8800,
0
d
é o diâmetro do furo,
2
M
γ
é um fator de segurança que não será abordado neste trabalho,
Rd,u
N
,
2
e
e
net
A
equivalem a
n
R
,
e
e
ne
A
respectivamente na NBR 8800.
A norma americana abordada neste trabalho será a norma AISC, para cálculo
de estruturas metálicas pelo método dos estados limites últimos. Nela são
feitas as seguintes considerações para cálculo da área líquida efetiva de
membros tracionados:
• Quando uma carga de tração é transmitida diretamente para cada
elemento da seção transversal por ligações parafusadas ou soldadas, a
área efetiva
e
A
é igual à área líquida
n
A
.
• Quando a carga de tração é transmitida por parafusos ou rebites para
alguns, mas não todos os elementos de seção transversal do membro, a
área líquida efetiva pode ser computada como:
UAA
ne
.
=
(3.6)
Onde, o coeficiente de redução U é dado por:
90,01
≤
−=
L
x
U
(3.7)
35
onde,
x
é a excentricidade da ligação
L
é o comprimento da ligação na direção do carregamento
A norma americana estabelece ainda que, no cálculo da tensão resistente de
peças submetidas à tração axial, a área líquida
n
A
não poderá ultrapassar a
g
A,850
.
Os símbolos
e
A
,
U
,
x
e
L
equivalem a
ne
A
,
t
C
,
c
e
e
c
l
na NBR 8800,
respectivamente.
As normas já apresentadas calculam a área efetiva da seção líquida por meio
de um coeficiente de redução da área líquida. A próxima norma a ser
apresentada calcula a área efetiva da seção líquida desconsiderando uma
parte da área líquida de cada elemento conectado.
A norma britânica abordada neste trabalho é a BS 5950-1, 2000 com o título
“Uso Estrutural de Aço em Edifícios”. Na parte 1 desta norma é exposto o
assunto: Códigos e Práticas para projeto – Seções laminadas e soldadas, onde
a capacidade de tração é determinada pela equação:
eyt
A.pP
=
(3.8)
onde,
t
P
= capacidade de tração do membro
y
p
= 1,0
s
Y
≤
2,1
s
U
(3.9)
e
A
=
e
a
∑
≤
1,2
n
A
(3.10)
36
sendo
nee
a.Ka
=
g
a
≤
(3.11)
onde
s
Y
= limite do escoamento do aço especificado na norma britânica BS 5950-2
s
U
= limite de resistência à tração do aço especificado na norma britânica BS
5950
e
A
= área efetiva total da seção transversal
n
A
= área líquida total da seção transversal
e
a
= área efetiva de cada elemento da seção líquida
e
K
= coeficiente da área líquida efetiva
g
a
= área bruta de cada elemento da seção transversal
n
a
= área líquida de cada elemento da seção transversal
A BS 5950-1 cita que das classes de aço estabelecidas na BS 5950-2, as mais
comumente utilizadas são a S275, S355 e S460. O coeficiente da área líquida
efetiva
e
K
é igual a 1,2 para o aço da classe S275, que é equivalente ao aço
ASTM A36, que é o aço utilizado nesta pesquisa. Portanto, na BS 5950-1, a
área efetiva de peças fabricadas com o aço ASTM A36 é maior que a área
líquida, ou seja, esta norma utiliza um coeficiente de eficiência, baseado em um
sistema de referências de material, e a área calculada utilizando tal coeficiente
é chamada de área líquida efetiva.
37
Nas normas brasileiras, americana e européia, área líquida efetiva significa a
área da seção líquida que realmente está suportando a tensão imposta à peça,
já considerando a concentração de tensões devido a descontinuidades da
peça. Nestas normas, a área líquida efetiva é menor ou igual à área líquida,
mas nunca maior. Portanto, a definição de área líquida efetiva da norma
britânica é diferente das demais normas apresentadas neste trabalho.
A norma britânica determina ainda:
Se as peças estruturais são ligadas excentricamente, a resistência das
mesmas deve ser calculada de acordo com os critérios de peças tracionadas
com momento. Porém, cantoneiras, perfis U ou perfis T com ligações de
extremidade excêntrica podem ser tratados como axialmente carregados
usando-se um redutor de capacidade de tração.
Para um tirante simples, projetado como axialmente carregado, consistindo de
uma cantoneira simples ligada por uma aba apenas, um perfil U simples ligado
apenas pela alma ou um perfil T ligado apenas pelo flange, a capacidade de
tração pode ser obtida como segue:
)a.,A.(pP
eyt
2
50
−=
(3.12)
com
12
aAa
g
−=
(3.13)
onde
g
A
é a área da seção transversal bruta da peça
38
1
a
é a área bruta do elemento conectado da seção, tomada como o produto
entre a sua espessura e a largura de toda a aba, para cantoneiras, ou a largura
da alma, para perfis U, ou a largura do flange para perfis T.
Para um tirante simples, projetado como axialmente carregado, consistindo de
duas cantoneiras ligadas por uma aba apenas, dois perfis U conectados
apenas pela alma ou dois perfis T conectados apenas pelo flange, a
capacidade de tração será obtida como segue:
a) Se o tirante é conectado em ambos os lados da peça de conexão e os
componentes são travados em pelo menos duas seções ao longo de seu
comprimento, a capacidade de tração por componente será obtida de:
)a.,A.(pP
eyt
2
250
−=
(3.14)
b) Se os componentes são ambos conectados do mesmo lado da chapa
auxiliar, ou não são ligados como descrito no caso “a”, a capacidade de
tração por componente, será tomada como indicado na Equação (3.12).
No caso “a”, a interconexão mais externa deve estar a uma distância mínima
da extremidade de dez vezes o comprimento da aba menor para componentes
de cantoneiras, ou dez vezes a menor dimensão dos componentes para perfis
U ou perfis T.
Um tirante simples consistindo de uma cantoneira simples conectada na sua
extremidade por ambas as abas ou um perfil U simples conectado por ambos
os flanges ou um perfil T conectado apenas pela alma tronco (ou ambos, o
flange e a alma tronco), deve ser projetado como axialmente carregado. A
capacidade de tração deve ser baseada na área líquida efetiva como dada na
Equação (3.11).
39
Os dispositivos de ementa de tirantes contínuos devem ser projetados como
axialmente carregados. A capacidade de tração deve ser baseada no cálculo
de área líquida efetiva dada na Equação (3.11).
Os símbolos
t
P
,
s
Y
,
s
U
equivalem a
n
R
,
y
f
e
u
f
, respectivamente, na
NBR8800.
3.2 Comparação entre as normas de perfis laminados e soldados
As normas brasileira, americana e européia para perfis laminados e soldados
abordadas neste trabalho consideram a resistência de peças com todos os
seus elementos parafusados e submetidos ao esforço de tração, como o
produto entre a área líquida da seção e a tensão última do material, sendo toda
distribuição de tensões uniforme durante o regime plástico do material, e ainda
que o alongamento da peça durante o escoamento e a ruptura da seção líquida
é relativamente pequeno, sendo então considerado como modo de falha para
esta situação a ruptura da seção líquida.
A norma britânica considera que tais peças podem ter uma área líquida efetiva
maior que a área da seção líquida, pois o cálculo da área líquida efetiva total é
obtido pela soma de todas as áreas líquidas efetivas dos elementos da seção,
multiplicando-se a área líquida do elemento por um coeficiente que varia de 1,0
a 1,2 para as classes de aço mais utilizadas nas construções em aço. Porém, a
BS 5950-1 considera como modo de falha da seção líquida o escoamento e
não a ruptura da seção líquida.
Para peças submetidas à tração com ligações parafusadas assimétricas as
normas brasileiras, americana e européia citadas neste trabalho, adotam como
critério de cálculo, multiplicar a resistência à ruptura destas peças, encontrada
pelos critérios descritos nos parágrafos anteriores, por um coeficiente de
eficiência. A norma britânica subtrai, da área efetiva da seção parte da área do
40
elemento conectado, sendo esta também uma forma de adotar um coeficiente
de eficiência para o cálculo da resistência destas peças. A revisão da norma
brasileira NBR 8800 estabelece, para este caso, os mesmos critérios de cálculo
da norma americana AISC, porém estabelece um valor mínimo para o
coeficiente de eficiência.
As normas abordadas neste trabalho consideram que alguns parâmetros
influenciam a eficiência das peças ligadas assimetricamente submetidas ao
esforço de tração. Estes parâmetros variam entre as normas e mesmo que
duas ou mais normas considerem o mesmo parâmetro, estes são considerados
de formas distintas, variando o seu grau de influência sobre os critérios de
cálculo da eficiência dessas peças.
O comprimento da ligação é um parâmetro considerado pelas normas
brasileira, americana e européia abordadas nesta dissertação. A NBR 8800
vigente considera a influência deste parâmetro na eficiência da seção, apenas
para peças com dois e três parafusos por fila de furação na direção da força.
Para peças com três ou mais parafusos, este parâmetro não interfere na
eficiência da seção. Esta norma desconsidera a influência do espaçamento
entre furos,
s
, e da distância do centro do furo à borda,
e
, no comprimento da
ligação, estabelecendo apenas valores mínimos de
d,72
para
s
e de 1,9 cm a
d,751
para
e
.
A revisão da NBR 8800 e a norma americana AISC consideram que o
comprimento da ligação, como um todo, tem influência direta sob o
t
C
, não
levando em consideração distinção entre número de parafusos e os
espaçamentos
s
e
e
.
A norma européia, Eurocódigo 3, considera a influência do número de
parafusos, fazendo distinção apenas entre dois e três parafusos e considera
acima de três parafusos o mesmo coeficiente de eficiência. Esta norma
41
considera ainda, para dois ou três parafusos, a influência do espaçamento
entre furos
s
.
A norma britânica não considera o comprimento da ligação um parâmetro de
influência.
A geometria da peça é um parâmetro considerado pelas normas brasileira e
britânica. A NBR 8800 vigente considera que tanto o tipo da seção como as
suas dimensões influenciam na eficiência da mesma para ligações
parafusadas. Esta norma divide os tipos de seção em dois grupos, sendo o
primeiro grupo composto pelos perfis I, H e T e o segundo grupo pelos demais
perfis. No primeiro grupo de perfis esta norma adota um valor maior de
coeficiente de eficiência para perfis que apresentam uma razão geométrica
hb
f
/
entre 1 e 2/3.
A norma britânica calcula peças com ligações excêntricas como axialmente
carregadas apenas para seções do tipo cantoneiras, perfis U e perfis T simples
ou duplos. Para os demais perfis, o cálculo de peças ligadas assimetricamente
deve ser feito considerando carregamento de tração e momento fletor.
A NBR 8800 vigente considera como parâmetro de influência o ponto de
aplicação da carga, estabelecendo diferentes valores para perfis I, H e T
ligados pelas mesas ou pela alma.
A revisão da norma brasileira e a norma americana também consideram como
parâmetro o ponto de aplicação da carga e estabelecem a influência deste
parâmetro com base na excentricidade da ligação.
As normas européia e britânica citadas nesta dissertação não consideram a
influência deste parâmetro.
Outros parâmetros são citados isoladamente pelas normas:
42
• Tipo de furo: a NBR 8800 não permite somar o valor
gs
⋅
4
2
no cálculo da
área líquida da seção enviesada quando os furos são alongados na
direção do esforço.
• Tipo de ligação: a BS 5950-1 adota critérios de cálculo distintos para
tirantes duplos ligados de diferentes formas por meio de chapas
auxiliares.
Na Tabela 3.2, apresentada a seguir, pode-se verificar para um mesmo perfil I
constituído do mesmo material e tendo o mesmo tipo de ligação, os diferentes
coeficientes de eficiência obtidos pelos critérios de cálculo adotados por
algumas das normas abordadas neste trabalho.
Dentre os perfis escolhidos, o CVS 200 x 25 possui a relação entre as larguras
da mesa e da alma menor que 2/3, o CVS 300 x 47 possui esta relação igual a
2/3 e o CVS 300 x 55 possui esta relação maior que 2/3.
Tabela 3.2 – Coeficientes de eficiência dos perfis de acordo com a NBR 8800,
Revisão NBR 8800 e AISC.
NBR 8800
REVISÃO
NBR 8800
AISC
NBR 8800
REVISÃO
NBR 8800
AISC
NBR 8800
REVISÃO
NBR 8800
AISC
NBR 8800
REVISÃO
NBR 8800
AISC
CVS 200x25 0,7500 0,7500 0,5299 0,8500 0,7649 0,7649 0,7500 0,8346 0,8346 0,8500 0,9000 0,9000
CVS 300x47 0,7500 0,7500 0,2673 0,9000 0,7500 0,6337 0,7500 0,7900 0,7900 0,8500 0,8950 0,8950
CVS 300x55 0,7500 0,7500 0,3667 0,9000 0,7500 0,6834 0,7500 0,7900 0,7900 0,8500 0,8950 0,8950
LIGAÇÃO 4
PERFIL
LIGAÇÃO 1 LIGAÇÃO 2 LIGAÇÃO 3
• ligação 1 – perfis conectados pelas mesas sendo duas filas de furação por
mesa com dois parafusos de ½” por fila.
• ligação 2 – perfis conectados pelas mesas sendo duas filas de furação por
mesa com três parafusos de ½” por fila.
43
• ligação 3 – perfis conectados pela alma tendo duas filas de furação
localizados a ¼ e ¾ de uma das bordas da alma do perfil com dois
parafusos de ½” por fila.
• ligação 4 – perfis conectados pela alma tendo duas filas de furação
localizados a ¼ e ¾ de uma das bordas da alma do perfil parafusos com
três parafusos de ½” por fila.
• o furo considerado possui folga de 1,5 mm; foi considerado um acréscimo
de 2,00 mm no diâmetro do furo, por conta da punção; espaçamento
longitudinal entre furos,
s
, foi de 3d e, para as ligações 3 e 4, foi
considerado o uso de uma chapa de ligação de espessura igual a alma do
perfil.
Analisando as informações da Tabela 3.2, verifica-se que para as ligações 1 e
2 (ligações pela mesa), a AISC é a mais conservadora, seguida da Revisão da
NBR 8800 e da NBR 8800 vigente. Para as ligações 3 e 4 (ligações feitas na
alma do perfil), a NBR 8800 vigente é mais conservadora que as demais. Esta
diferença entre os tipos de ligação acontece devido à consideração de
diferentes variáveis de influência pelas normas e do grau de influência destas
variáveis na resistência à ruptura na seção líquida da peça.
Outros parâmetros, que não os mostrados na Tabela 3.2, foram utilizados
nesta comparação entre as normas. Os resultados obtidos mostraram que:
• A AISC não apresenta um valor mínimo para o coeficiente de eficiência,
causando a possibilidade de apresentar valores muito baixos e/ou até
negativos para este coeficiente, ou seja, resultando em uma resistência
negativa da peça, o que é uma inconsistência.
• O critério utilizado pela revisão da NBR 8800 é o mesmo utilizado pela
AISC, a menos de um valor mínimo para o coeficiente de eficiência
adotado pela norma brasileira,
75,0
=
t
C
. Este fato pode ser observado
44
nas ligações 1 e 2, onde os valores de
t
C
calculados pela AISC são
inferiores ao mínimo adotado pela revisão da NBR 8800.
• Se o espaçamento longitudinal entre os furos diminuir, a diferença entre
os resultados apresentados pelas normas brasileiras e a AISC aumenta,
porém, para os casos de valor mínimo de
t
C
(
75,0
=
t
C
), não há diferença
entre os valores fornecidos pela NBR 8800 vigente e a revisão da NBR
8800.
• A partir de quatro parafusos para os perfis I, H e T, a diferença entre os
resultados fornecidos pelas normas decresce à medida que o número de
parafusos aumenta chegando a ser nula entre os perfis CVS 300x47 e
CVS 300x57, para oito parafusos.
• Para perfis I, H e T com
f
bd
3
2
≥ , a diferença é menor quando ligados por
três parafusos pela mesa.
• Na ligação 2, para o perfil CVS 200x25, a NBR 8800 vigente torna-se
conservadora em relação à revisão da mesma norma e à AISC quando o
comprimento da ligação é composto por mais de quatro e seis parafusos,
respectivamente, mantendo-se a mesma distância entre furos. Para os
demais perfis, a resistência calculada seguindo a Revisão da NBR 8800 e
a AISC aumenta à medida que se aumenta o comprimento da ligação, até
igualar-se ao valor obtido pela NBR 8800 vigente, o qual não varia com
este comprimento.
• Para a ligação 1, a NBR 8800 vigente torna-se conservadora em relação
às outras normas abordadas na Tabela 3.2, para comprimentos da ligação
elevados.
• Nas ligações onde os perfis são ligados pelas mesas não há a
possibilidade de mudança da excentricidade, sendo então este tipo de
45
ligação dependente apenas do comprimento da ligação, para a AISC e
Revisão da NBR 8800, e do número de parafusos, para NBR 8800
vigente.
• Para as ligações onde os perfis são ligados pela alma, há a possibilidade
de mudança de excentricidade pela mudança da espessura da chapa de
ligação. Porém não é usual ter uma chapa com a espessura muito maior
que a espessura da alma do perfil neste tipo de ligação. Logo, a variação
da excentricidade é relativamente pequena, não influenciando
significativamente o coeficiente de eficiência obtido, o qual, portanto,
depende apenas do comprimento da ligação, para a AISC e a Revisão da
NBR 8800, e do número de parafusos, para a NBR 8800 vigente.
A Tabela 3.3, a Tabela 3.4 e a Tabela 3.5 apresentam os coeficientes de
eficiência calculados segundo normas de perfis laminados abordadas nesta
dissertação, para uma cantoneira 65x65x0,8 conectada por uma aba com dois,
três, quatro, cinco, seis e sete parafusos de ½”, espaçamento
s
entre furos de
2,7d, 3,0d, 5,0d e 5,5d e excentricidade de 0,63 cm, 2,07 cm e 2,83 cm.
Como a norma britânica BS 5950-1 não apresenta explicitamente o cálculo do
coeficiente, foi, neste caso, utilizado, nas tabelas, o valor equivalente,
determinado pela razão entre a resistência fornecida pela dita norma e a carga
teórica de ruptura de área líquida da seção, ou seja,
un
t
t
fA
P
C
⋅
=
(3.15)
onde
46
t
P
é a resistência à tração da peça fornecida pela norma britânica, equivalente
a
n
R
na NBR 8800;
n
A
é a área da seção transversal com furos e
u
f
é a tensão última para o aço.
47
Tabela 3.3 – Coeficiente de eficiência para cantoneira conectada por uma aba
com excentricidade da fila de furação
c
e
igual a 0,63 cm.
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d 2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,4000 0,4280 0,4400 0,5000 0,5000
3
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
4
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
5
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
6
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
7
0,8500
0,8500
0,8500
0,8500
0,8500
0,5000
0,5160
0,5400
0,7000
0,7000
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d 2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7520 0,8163 0,8346 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
3
0,8760 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
4
0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
5
0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
6
0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
7
0,9000
0,9000
0,9000
0,9000
0,9000
0,7112
0,7112
0,7112
0,7112
0,7112
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7520 0,8163 0,8346 0,9000 0,9000
3
0,8760 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000
4
0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000
5
0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000
6
0,9000 0,9000 0,9000 0,9000 0,9000
7
0,9000
0,9000
0,9000
0,9000
0,9000
AISC
NBR 8800
Eurocódigo 3
REVISÃO DA NBR 8800
BS 5950-1
Tabela 3.4 – Coeficiente de eficiência para cantoneira conectada por uma aba
com excentricidade da fila de furação
c
e
igual a 2,07 cm.
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d 2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,4000 0,4280 0,4400 0,5000 0,5000
3
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
4
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
5
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
6
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
7
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d 2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
3
0,7500 0,7500 0,7500 0,8370 0,8518 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
4
0,7500 0,7988 0,8189 0,8913 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
5
0,7963 0,8491 0,8642 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
6
0,8370 0,8793 0,8913 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
7
0,8642 0,8994 0,9000 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,1850 0,3963 0,4567 0,6740 0,7037
3
0,5925 0,6982 0,7283 0,8370 0,8518
4
0,7283 0,7988 0,8189 0,8913 0,9000
5
0,7963 0,8491 0,8642 0,9000 0,9000
6
0,8370 0,8793 0,8913 0,9000 0,9000
7
0,8642 0,8994 0,9000 0,9000 0,9000
AISC
NBR 8800 Eurocódigo 3
REVISÃO DA NBR 8800 BS 5950-1
48
Tabela 3.5 – Coeficiente de eficiência para cantoneira conectada por uma aba
com excentricidade da fila de furação
c
e
igual a 2,83 cm.
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d 2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,4000 0,4280 0,4400 0,5000 0,5000
3
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
4
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
5
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
6
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
7
0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,8500 0,5000 0,5160 0,5400 0,7000 0,7000
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d 2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7500 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
3
0,7500 0,7500 0,7500 0,7772 0,7974 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
4
0,7500 0,7500 0,7524 0,8514 0,8649 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
5
0,7500 0,7937 0,8143 0,8886 0,8987 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
6
0,7772 0,8349 0,8514 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
7
0,8143 0,8624 0,8762 0,9000 0,9000 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112 0,7112
N S
2d 2.7d 3d 5d 5.5d
2
-0,1142 0,1747 0,2572 0,5543 0,5948
3
0,4429 0,5873 0,6286 0,7772 0,7974
4
0,6286 0,7249 0,7524 0,8514 0,8649
5
0,7215 0,7937 0,8143 0,8886 0,8987
6
0,7772 0,8349 0,8514 0,9000 0,9000
7
0,8143 0,8624 0,8762 0,9000 0,9000
NBR 8800 Eurocódigo 3
REVISÃO DA NBR 8800 BS 5950-1
AISC
Analisando-se a Tabela 3.3, a Tabela 3.4 e a Tabela 3.5, verifica-se que, para
cantoneiras, no aspecto geral, as normas apresentam a seguinte ordem
crescente de resistência à ruptura: Eurocódigo 3, BS 5950-1, AISC, Revisão da
NBR 8800 e NBR 8800 vigente.
Na Tabela 3.3, a norma NBR8800 vigente mostra-se mais conservadora que a
AISC e a Revisão da NBR8800. Em uma análise mais específica pode-se notar
que:
• As normas AISC e Revisão da NBR 8800 são as únicas que apresentam
variações na resistência da peça com a mudança de excentricidade,
sendo que os valores obtidos por uma nem sempre correspondem aos
49
obtidos pela outra, devido ao fato, já citado, de a norma brasileira adotar
um valor mínimo para o
t
C
.
• Como a AISC não apresenta um valor mínimo para o coeficiente de
eficiência, observa-se, nos casos analisados, valores muito baixos e até
negativos para este coeficiente.
• As diferenças entre os resultados fornecidos pela AISC e pela Revisão
da NBR 8800 crescem com o aumento da excentricidade.
• Os resultados obtidos com a NBR 8800 vigente sofrem variação de
11,76% com a mudança de dois para três parafusos por fila de furação,
permanecendo constantes para os demais casos da Tabela 3.3.
• Para o Eurocodigo 3 a diferença entre os valores obtidos para o
coeficiente de eficiência cresce com o aumento do espaçamento
longitudinal entre furos,
s
, até 5d, desaparecendo após este valor.
• Os resultados obtidos com o Eurocódigo 3 não apresentam variações
para mais de três parafusos por fila.
• Os resultados obtidos com a BS 5950-1 não apresentam nenhum tipo de
variação, nem com o número de parafusos nem com o espaçamento
longitudinal entre eles.
• Nos resultados obtidos pela norma AISC, nota-se uma diferença maior
entre os mesmos quando a resistência à ruptura da área líquida atinge
valores inferiores à resistência ao escoamento da área bruta. Nas
Tabela 3.4 e Tabela 3.5, este fato está indicado pela linha dupla.
• Para as normas AISC e Revisão da NBR 8800, o comprimento da
ligação, para o qual a resistência à ruptura torna-se um valor constante,
varia com a excentricidade da ligação. Quanto maior a excentricidade da
50
ligação, maior é o valor do comprimento da ligação para o qual a
resistência à ruptura na área líquida torna-se um valor constante.
51
4 CONSIDERAÇÕES E LIMITAÇÕES DO PROBLEMA
No capítulo anterior, pôde-se verificar que as normas abordadas nesta
dissertação divergem sobre os parâmetros a serem considerados e na
intensidade de influência deles na resistência da área líquida de peças
tracionadas conectadas por parafusos.
No intuito de estudar as divergências entre as normas, foram analisados, por
meio de modelos numéricos, todos os parâmetros que poderiam influir na
resistência à ruptura dos modelos estudados, porém alguns parâmetros foram
simplificados e/ou limitados em uma faixa de variações para otimização dos
resultados da dissertação.
Para as definições, considerações, limitações, resultados e análises que são
apresentadas neste estudo, foram utilizadas as unidades de força em kgf e
medidas em cm.
4.1 Definições de modelo e variáveis de influência
O material utilizado para construção dos modelos foi selecionado de acordo
com a sua utilização nas construções em aço. Logo, como o material das
chapas e cantoneiras foi escolhido o aço ASTM A36, especificado pela
Americam Society for Testing and Materials (ASTM), que é o aço mais utilizado
na fabricação de perfis laminados e soldados, sendo produzidos em
espessuras maiores do que 4,57 mm. As propriedades deste aço são:
52
• módulo de elasticidade longitudinal,
E
, igual a 2.050.000 kgf/cm²
• coeficiente de Poisson,
ν
, igual a 0,3
• tensão de escoamento,
y
f
, igual a 2500 kgf/cm²
• tensão última,
u
f
, igual a 4000 kgf/cm²
O material com o qual são fabricados os parafusos modelados nesta pesquisa
é o aço ASTM A325, também especificado pela American Society for Testing
and Materials (ASTM). As propriedades deste aço são:
• módulo de elasticidade longitudinal,
E
, igual a 2.050.000 kgf/cm²
• coeficiente de Poisson,
ν
igual a 0,3
• tensão de escoamento,
y
f
, igual a 5596,5 kgf/cm²
• tensão última,
u
f
, igual a 6600 kgf/cm²
A Figura 4.1 apresenta os diagramas de tensão-deformação dos aços
utilizados na construção dos modelos estudados neste trabalho, onde são
definidos o ponto de escoamento e de ruptura de tais aços.
53
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
0 5 10 15 20 25 30
ε
εε
ε
(%)
σ (kgf/cm²)
A 325
A 36
Figura 4.1 – Diagrama tensão deformação do aço ASTM A36 e A325.
Foram estudadas as seguintes variáveis no intuito de identificar quais delas
influem, e quanto, na resistência da peça tracionada conectada por parafusos:
• Geometria da seção transversal;
• Espessura do elemento conectado;
• Relação
gn
AA
;
• Número de filas de furação;
• Comprimento da ligação, considerando o número de parafusos por fila de
furação e o espaçamento longitudinal entre furos;
• Espaçamento transversal entre furos;
54
• Distância de furo à borda;
• Excentricidade;
A primeira variável de influência analisada foi a geometria dos modelos
construídos. Foram escolhidos dois tipos de peças para a construção dos
modelos: chapas e cantoneiras.
Nas chapas, foram analisados os possíveis parâmetros que influenciam a
ruptura nas áreas líquidas de peças sujeitas à tração, conectadas por
parafusos de ½”(12,7 mm) em uma ligação concêntrica, com várias filas de
furação. Esta análise constou da verificação do valor do coeficiente de
eficiência que, segundo as normas expostas no capítulo anterior, é igual a um,
e da distribuição das tensões no momento da ruptura da área líquida. Foram
construídos um total de sessenta modelos de chapas.
Nas cantoneiras, foram analisados os possíveis parâmetros que influenciam a
ruptura nas áreas líquidas de peças estruturais à tração em que apenas um
elemento da seção transversal é conectado por parafusos de ½”(12,7 mm) em
uma ligação excêntrica, com apenas uma fila de furação. Nesta análise foram
verificados o coeficiente de eficiência e a distribuição de tensões no modo de
falha na seção líquida apresentado por estes modelos. Foram construídos vinte
e três modelos de cantoneira para a análise proposta.
Outra variável analisada foi a espessura de chapas. Foram construídos quatro
modelos de chapa onde exceto a espessura, todos os parâmetros
permaneceram os mesmos para que pudesse ser analisado se a espessura é
um fator de influência na resistência à ruptura da área líquida de tais peças. As
características geométricas destes modelos estão expostas na Tabela 4.1.
55
Tabela 4.1 – Características geométricas para análise da variável espessura na
resistência à ruptura de chapas
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 1 MODELO 2 MODELO 3 MODELO 4
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Comprimento 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000
Espessura 0,6350 0,7140 0,7940 0,8730
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500
A
n
/A
g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6120
e
2
/g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
VARIÁVEL ESPESSURA DE CHAPAS
A variável relação
gn
AA
foi analisada também para chapas. Na análise da
influência desta variável, foram construídos três modelos de chapa com
larguras variadas. Em conseqüência, o espaçamento transversal
g
e a
distância
2
e
também variaram, porém a relação entre eles permaneceu
constante.
As demais variáveis também permaneceram inalteradas. As
características dos modelos estão na Tabela 4.2.
56
Tabela 4.2 - Características geométricas para análise da variável relação
gn
AA
na resistência à ruptura de chapas
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 5 MODELO 6 MODELO 7
Largura 7,6900 7,9200 8,3500
Comprimento 19,0000 19,0000 19,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9600 2,0650
s 4,0000 4,0000 4,0000
g 3,8900 4,0000 4,2200
A
n
/A
g
0,5787 0,5909 0,6120
e
2
/g
0,4884 0,4900 0,4893
VARIÁVEL RELAÇÃO A
n
/A
g
DE CHAPAS
Para análise da influência do
número de filas de furação
na direção da força
foram construídos modelos de chapas com uma, duas, três, quatro, cinco e
seis filas de furação. Nos modelos construídos, as variáveis permaneceram as
mesmas, exceto o número de filas e a largura da peça que aumentou de
acordo com o número de filas de furação. Os modelos referentes a esta análise
estão na Tabela 4.3.
57
Tabela 4.3 - Características geométricas para análise da variável filas de
furação na resistência à ruptura de chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 8 MODELO 78 MODELO 79 MODELO 75 MODELO 76 MODELO 77
Largura 3,8000 7,6000 11,4000 15,2000 19,0000 22,8000
Comprimento 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 1,0000 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g --- 3,8000 3,8000 3,8000 3,8000 3,8000
A
n
/A
g
0,5737 0,5737 0,5737 0,5737 0,5737 0,5737
e
2
/g
--- 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
VARIÁVEL FILAS DE FURAÇÃO EM CHAPAS
O
comprimento da ligação
foi uma variável analisada de três formas:
A primeira considera apenas o
número de parafusos por fila de furação
,
onde foram construídos cinco modelos de chapas com duas filas contendo
cada uma dois, três, quatro, cinco e seis parafusos igualmente espaçados, e
seis modelos de cantoneiras com apenas uma fila de furação contendo três,
quatro, cinco, seis e sete parafusos. Todas as demais variáveis permanecem
inalteradas com exceção, naturalmente, do comprimento da ligação. As Tabela
4.4 e Tabela 4.5 mostram as características geométricas destes modelos.
A segunda forma analisada considera apenas o
espaçamento longitudinal
entre furos
,
s
, que foi considerado com: 2,75d; 3,00d; 3,15d; 3,40d e 3,95d
para chapa com quatro parafusos, com: 3,95d, para chapa com seis parafusos,
com: 3,50d; 4,00d; 4,50d; 5,00d; 5,50d para cantoneiras com quatro parafusos
e com: 2,70d; 3,00d, 4,00d, 5,00d e 5,50d para cantoneiras com seis
parafusos, sendo d o diâmetro de parafuso. Para a segunda forma, foram
construídos seis modelos de chapas e dez modelos de cantoneiras que têm
58
suas características geométricas expostas nas Tabela 4.6 e Tabela 4.7,
respectivamente.
A terceira forma analisada considera a combinação das duas variáveis
anteriores. Para tal análise, foram utilizados os modelos expostos na Tabela
4.7.
Tabela 4.4 - Características geométricas para análise da variável parafusos por
fila de furação na resistência à ruptura de chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 10 MODELO 11 MODELO 2 MODELO 12 MODELO 13
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Comprimento 19,0000 23,0000 27,0000 31,0000 35,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500
A
n
/A
g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6120 0,6120
e
2
/g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
VARIÁVEL PARAFUSOS/FILA EM CHAPAS
59
Tabela 4.5 - Características geométricas para análise da variável número de
parafusos na resistência à ruptura de cantoneiras.
GEOMETRIA DA
CANTONEIRA
MODELO60 MODELO 57 MODELO 61 MODELO 62 MODELO 63
Largura da aba 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Comprimento 27,7000 34,0500 40,4000 46,7500 53,1000
Espessura 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000 7,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
s 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
l
c
12,7000 19,0500 25,4000 31,7500 38,1000
A
n
/A
g
0,8672 0,8672 0,8672 0,8672 0,8672
VARIÁVEL N° DE PARAFUSOS EM CANTONEIRAS
Tabela 4.6 - Características geométricas para análise da variável
s
na
resistência à ruptura de chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 14 MODELO 15 MODELO 2 MODELO 16 MODELO 17 MODELO 18
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Comprimento 25,5000 26,4000 27,0000 27,9000 30,0000 40,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 3,5000 3,8000 4,0000 4,3000 5,0000 5,0000
g 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500
A
n
/A
g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6120 0,6120 0,6120
e
2
/g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
VARIÁVEL s DE CHAPAS
60
Tabela 4.7 - Características geométricas para análise da variável
s
na
resistência à ruptura de cantoneiras.
GEOMETRIA DA
CANTONEIRA
MODELO 95 MODELO 94 MODELO 99 MODELO 57 MODELO 67
Largura da aba 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Comprimento 28,3350 30,2400 32,1450 34,0500 35,9700
Espessura 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e1 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e2 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
s 4,4450 5,0800 5,7150 6,3500 6,9900
ec 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
lc 13,3350 15,2400 17,1450 19,0500 20,9700
An/Ag 0,8672 0,8672 0,8672 0,8672 0,8672
GEOMETRIA DA
CANTONEIRA
MODELO 82 MODELO 83 MODELO 84 MODELO 62 MODELO 85
Largura da aba 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Comprimento 32,1500 34,0500 40,4000 46,7500 49,9500
Espessura 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 6,0000 6,0000 6,0000 6,0000 6,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
s 3,4300 3,8100 5,0800 6,3500 6,9900
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
l
c
17,1500 19,0500 25,4000 31,7500 34,9500
A
n
/A
g
0,8672
0,8672
0,8672
0,8672
0,8672
VARIÁVEL s DE CANTONEIRAS
VARIÁVEL s DE CANTONEIRAS
Como o
espaçamento transversal entre furos
,
g
, e
a distância
entre o furo
e a borda
,
2
e
, são interdependentes em chapas de mesma largura, a variável
analisada foi a
relação
ge
2
.
Esta relação foi analisada para chapas com duas e três filas de furação e foram
construídos um total de trinta e nove modelos para esta análise. As
características geométricas destes modelos são mostradas nas Tabela 4.8 e
Tabela 4.9.
61
Para cantoneira com apenas uma fila de furos, foi, naturalmente, analisada
apenas a variável distância entre o furo e a borda,
2
e
. A Tabela 4.10 mostra as
características dos modelos utilizados nesta análise.
62
Tabela 4.8 - Características geométricas para análise da variável ge
2
na resistência à ruptura de chapas com duas filas de
furação
G E OM ET RIA DA C HAPA M OD ELO 19 M O DELO 20 M ODE LO 21 M ODE LO 22 M ODE LO 23 M OD ELO 24 M OD EL O 25 M ODELO 2 M ODELO 26
Largura 7,7900 7,7900 7,7900 8,0700 8,0700 8,0700 8,0700 8,3500 8,3500
Com prim ento 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâm etro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 2,0450 2,1800 1,9000 2,0450 2,1850 2,3200 1,9000 2,0450
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 3,9900 3,7000 3,4300 4,2700 3,9800 3,7000 3,4300 4,5500 4,2600
A
n
/A
g
0,5841 0,5841 0,5841 0,5985 0,5985 0,5985 0,5985 0,6120 0,6120
e
2
/g
0,4762 0,5527 0,6356 0,4450 0,5138 0,5905 0,6764 0,4176 0,4800
G E OM ET RIA DA C HAPA M OD ELO 27 M O DELO 28 M ODE LO 29 M ODE LO 30 M ODE LO 31 M OD ELO 32 M OD EL O 33 M OD EL O 34 M ODELO 35
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,6300 8,6300 8,6300 8,6300 8,6300 8,6300
Com prim ento 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâm etro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
2,1850 2,3250 2,4600 1,9000 2,0450 2,1850 2,3250 2,4650 2,6000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 3,9800 3,7000 3,4300 4,8300 4,5500 4,2600 3,9800 3,7000 3,4300
A
n
/A
g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6246 0,6246 0,6246 0,6246 0,6246 0,6246
e
2
/g
0,5490 0,6284 0,7172 0,3934 0,4495 0,5129 0,5842 0,6662 0,7580
V ARIÁVEL RE L AÇÃO e
2
/g DE C H APAS CO M DU AS FIL AS DE FU R AÇ ÃO
V ARIÁVEL RE L AÇÃO e
2
/g DE C H APAS CO M DU AS FIL AS DE FU R AÇ ÃO
63
Tabela 4.9 - Características geométricas para análise da variável ge
2
na resistência à ruptura de chapas com três filas de
furação
GEOM ETRIA DA CHAPA M ODELO 36 MODELO 37 M ODELO 38 M ODELO 9 M ODELO 39 M ODELO 40 M ODELO 41 M ODELO 42 M ODELO 43 MODELO 44
Largura 10,6800 11,1200 11,1200 11,5800 11,5800 11,5800 12,0400 12,0400 12,0400 12,0400
Comprimento 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 2,1200 1,9000 2,1300 2,3500 1,9000 2,1300 2,3600 2,5800
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 4,5500 3,6600 3,4400 3,8900 3,6600 3,4400 4,1200 3,8900 3,6600 3,4400
A
n
/A
g
0,5449 0,5629 0,5629 0,5803 0,5803 0,5803 0,5963 0,5963 0,5963 0,5963
e
2
/g
0,4176 0,5191 0,6163 0,4884 0,5820 0,6831 0,4612 0,5476 0,6448 0,7500
GEOM ETRIA DA CHAPA M ODELO 45 MODELO 46 M ODELO 47 M ODELO 48 M ODELO 49 M ODELO 50 M ODELO 51 M ODELO 52 M ODELO 53 MODELO 54 MODELO 55
Largura 12,4800 12,4800 12,4800 12,4800 12,4800 12,9400 12,9400 12,9400 12,9400 12,9400 12,9400
Comprimento 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 2,1200 2,3500 2,5800 2,8000 1,9000 2,1300 2,3500 2,5800 2,8100 3,0300
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 4,3400 4,1200 3,8900 3,6600 3,4400 4,5700 4,3400 4,1200 3,8900 3,6600 3,4400
A
n
/A
g
0,6106 0,6106 0,6106 0,6106 0,6106 0,6244 0,6244 0,6244 0,6244 0,6244 0,6244
e
2
/g
0,4378 0,5146 0,6041 0,7049 0,8140 0,4158 0,4908 0,5704 0,6632 0,7678 0,8808
VARIÁVEL RELAÇÃO e
2
/g DE CHAPAS COM TRÊS LINHAS DE FURAÇÃO
VARIÁVEL RELAÇÃO e
2
/g DE CHAPAS COM TRÊS LINHAS DE FURAÇÃO
64
Tabela 4.10 – Características geométricas para análise da variável
2
e
na
resistência à ruptura de cantoneiras.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 127 MODELO 128 MODELO 133 MODELO 130
Largura da aba 4,0579 4,9923 6,0597 6,9936
Comprimento 40,4000 40,4000 40,4000 40,4000
Espessura 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 5,0000 5,0000 5,0000 5,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 2,6000 3,4000 4,1000
s 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500
e
c
0,9600 0,9600 0,9600 0,9600
l
c
25,4000 25,4000 25,4000 25,4000
A
n
/A
g
0,7873 0,8292 0,8606 0,8799
VARIÁVEL e
2
DE CANTONEIRAS
A
excentricidade
foi uma variável analisada apenas nas cantoneiras e foram
construídos cinco modelos para esta análise com
c
e
igual a 0,48; 0,96; 1,44;
1,92; e 2,40 cm. As demais possíveis variáveis permaneceram inalteradas. As
características geométricas desses modelos são mostradas na Tabela 4.11.
65
Tabela 4.11 - Características geométricas para análise da variável
c
e
na
resistência à ruptura de cantoneiras.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 131 MODELO 133 MODELO 134 MODELO 135 MODELO 136
Largura da aba 5,4193 6,0597 6,7001 7,3404 7,9806
Comprimento 40,4000 40,4000 40,4000 40,4000 40,4000
Espessura 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 5,0000 5,0000 5,0000 5,0000 5,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
3,4000 3,4000 3,4000 3,4000 3,4000
s 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500
e
c
0,4800 0,9600 1,4400 1,9200 2,4000
l
c
25,4000 25,4000 25,4000 25,4000 25,4000
A
n
/A
g
0,8433 0,8606 0,8744 0,8858 0,8952
VARIÁVEL e
c
DE CANTONEIRAS
4.2 Faixas de variações e simplificações
No intuito de otimizar os estudos, foram adotadas algumas simplificações na
construção dos modelos numéricos desta dissertação e, para alcançar o
objetivo de analisar o modo de falha apenas na área líquida das peças
tracionadas, os modelos ficaram limitados por alguns fatores.
As simplificações adotadas são relacionadas à geometria das peças e dos
parafusos, ao atrito, aos coeficientes de segurança, aos espaçamentos
transversal e longitudinal entre furos, às distâncias transversal e longitudinal do
furo à borda, à simetria e à excentricidade.
Os modelos são constituídos de uma única peça parafusada em suas
extremidades e submetida ao esforço de tração. Para otimização da pesquisa,
os modelos foram construídos de forma a considerar a simetria longitudinal. As
peças foram consideradas como constituídas de material homogêneo.
66
Foram modeladas cantoneiras de abas iguais com apenas uma fila de furação,
construídas com quinas, sem as curvaturas que são feitas em peças laminadas
ou conformadas a frio. Os parafusos considerados nesta pesquisa, foram
parafusos simples sem protensão, submetidos apenas ao corte e, como este
estudo analisa tração, foi considerada a possibilidade de deslocamento da
peça apenas no eixo longitudinal da mesma. Não houve deslocamento entre o
parafuso e a peça nas direções da largura e espessura da mesma. Portanto,
foi considerado apenas o contato entre as peças, sendo o atrito entre as
mesmas, desconsiderado. Em cada modelo foi construído apenas a parte do
parafuso que entrará em contato com a peça, sem a ranhuras da rosca.
Os furos foram construídos em conformidade com a NBR 8800 vigente que
estabelece os mesmos alargamentos devido à folga e punção que a AISC-
LRFD, de 0,15 cm e 0,2 cm, respectivamente. Apesar de Bartels, 2000, ter
indicado em seus estudos que este valor devido à punção não corresponde aos
verdadeiros danos à resistência da peça, atualmente é o valor adotado pelas
normas. Assim, o diâmetro total dos furos é dado pela soma do diâmetro do
parafuso, da folga e do alargamento da borda devido à punção:
' lg ' ' '
d fo a punçao
φ
= + +
(4.1)
Para parafusos com diâmetro de 1,27cm:
1, 27 0,15 0, 2 1,62
cm
φ
= + + =
(4.2)
Para a variável excentricidade de cantoneira foram construídos seis modelos
de espessura 0,8 cm com a distância entre o centro de gravidade e a fila de
furação,
c
e
, variando entre 0,48 cm e 2,68 cm, e quatro modelos de espessura
1,5 cm, com a distância entre o centro de gravidade e a fila de furação,
c
e
,
variando entre 0,54 cm e 2,64 cm.
Nesta pesquisa, os coeficientes de segurança não são objetos de estudo,
portanto serão desconsiderados nos cálculos da resistência das peças por
qualquer das normas abordadas e nos resultados obtidos pelos testes.
67
Para alcançar o objetivo desta dissertação de estudar o modo de falha de
ruptura na seção líquida da peça foi estabelecido um limite de largura máxima
no qual as chapas terão resistência à ruptura na área líquida menor que a do
escoamento na área bruta segundo os critérios de cálculo da NBR 8800
vigente e desconsiderando os coeficientes de segurança
Para cálculo de resistência da chapa ao escoamento na área bruta temos que:
ygg
fARn
⋅=
(4.3)
Para cálculo da resistência da chapa à ruptura na área líquida temos que:
unn
fARn
⋅=
(4.4)
Para o aço ASTM A36, que foi o aço utilizado na construção dos modelos os
valores de
y
f
e
u
f
são respectivamente 2500 kgf/cm² e 4000 kgf/cm².
Como as chapas construídas têm que atingir o valor de
u
f
inicialmente na área
líquida temos que:
gn
RnRn
≤
(4.5)
ygun
fAfA
⋅≤⋅
(4.6)
4000
2500
≤
g
n
A
A
(4.7)
625,0
≤
g
n
A
A
(4.8)
A largura mínima das chapas é obtida pela soma das distâncias mínimas
previstas na NBR 8800 vigente, ou seja, a soma da distância transversal
mínima entre a fila de furação e a borda da chapa,
2
e
, e do espaçamento
transversal entre furos mínimo,
g
, que, para o parafuso utilizado na pesquisa,
são de 1,9 cm e 3,43 cm, respectivamente.
68
Nas cantoneiras não foram consideradas tais limitações devido ao fato de que,
quando são desconsiderados o coeficiente de segurança e o coeficiente
t
C
para cálculo da resistência à ruptura da área líquida, tal resistência não é
menor que a resistência ao escoamento da área bruta em nenhum caso, se os
valores mínimos de norma para
2
e
e
g
são obedecidos.
O espaçamento transversal entre furos,
g
, e a distância dos furos extremos às
bordas das chapas,
2
e
, foram parametrizados em função do diâmetro do
parafuso, como indicado na NBR 8800 vigente, e das larguras máxima e
mínima obtidas, conforme indicado nos parágrafos anteriores.
Com a largura máxima calculada, foram adotados valores para
g
entre
2,7
d
e
3,8
d
, com intervalos de
0,18
d
para chapas com duas filas de furação, e entre
2,7
d
e
3,6
d
, com o mesmo intervalo para chapas com três filas de furação. O
valor de
2
e
varia com o valor de
g
, respeitado o valor mínimo estabelecido
pela NBR 8800/86. Para parafusos de diâmetro igual a 1,27 cm,
2
e
é igual a
1,90 cm.
O intervalo de
0,18
d
foi estabelecido com o objetivo de se obter seis valores
distintos da razão
ge
2
para a largura máxima da chapa. A partir destas
definições, foram adotadas as larguras das demais chapas, eliminando,
consecutivamente, um dos valores de
g
e um dos valores de
2
e
. Esta
metodologia permitiu estudar o parâmetro
ge
2
para várias situações distintas.
Os valores de
g
e de
2
e
utilizados já foram mostrados na Tabela 4.8 e na
Tabela 4.9.
No gabarito de furação das cantoneiras, a dimensão
2
e
varia entre 40% e 45%
da largura da aba, o mesmo ocorrendo com as dimensões adotadas nos
modelos simulados.
69
5 MODELOS NUMÉRICOS
São apresentadas neste capítulo, as etapas do desenvolvimento da simulação
numérica, descrevendo-se a preparação dos modelos numéricos utilizados.
São feitas algumas observações quanto à simulação e indicadas as hipóteses
e simplificações adotadas.
Os modelos foram construídos com base no Método de Elementos Finitos, por
meio do software comercial ANSYS, versão 5.5. O principal objetivo de modelar
as ligações utilizando-se este método é estudar a complexa interação entre
elementos e meios de ligação. Com este método, o comportamento de
ligações, que inclui o desempenho do parafuso, forças, regiões de contato e
efeitos da não lineariedade do material, pode ser modelado.
Na construção de todos os modelos foram feitas as mesmas considerações no
que diz respeito às características da simulação e simplificações adotadas. As
diferenças estão apenas nas suas características geométricas.
5.1 Critérios utilizados na simulação numérica
Algumas características de modelagem que influenciam na resposta da ligação
são: colocação do carregamento real, o tipo de material considerado, o contato
e atrito entre as peças, entre outros. Através de estudos paramétricos, as
70
pesquisas na área de comportamento de ligações têm buscado um
conhecimento mais preciso da contribuição de cada um destes elementos no
comportamento final da ligação.
No intuito de observar o comportamento estrutural das ligações em estudo e de
obter-se resultados com um bom nível de precisão, optou-se pela utilização de
modelos tridimensionais que podem fornecer informações sobre tal
comportamento mais próximas do real.
Os modelos construídos constam de chapas e cantoneiras conectadas por
parafusos simples e submetidas ao esforço de tração pura no eixo longitudinal,
sem deslocamento relativo entre a peça e o parafuso.
A não-lineariedade física da estrutura foi considerada na construção do
modelo. A não-lineariedade do material foi representada pelo gráfico tensão x
deformação do material.
5.2 Montagem do modelo
As etapas de construção dos modelos foram:
• Definição do tipo de análise
• Definição das características dos materiais envolvidos
• Definição dos tipos de elementos finitos a serem utilizados
• Construção da geometria do modelo e atribuição dos elementos e
materiais ao mesmo
• Preparação da malha de elementos finitos na geometria do modelo;
71
• Aplicação do carregamento externo e condições de contorno
• Definições de análise e processamento
• Processamento dos modelos
Apesar de distintas, todas as fases acima citadas se inter-relacionam. Por
exemplo, uma boa construção da geometria pode facilitar a preparação da
malha de elementos finitos.
5.2.1 Considerações gerais sobre os modelos
Foram construídos modelos com dois tipos de seção transversal: chapa e
cantoneira, porém as simplificações consideradas foram as mesmas para as
duas seções. Os parafusos considerados são os comuns fabricados de aço
ASTM 325 e diâmetro 1,27 cm.
Foram adotadas simplificações geométricas para os parafusos e para as
cantoneiras. Os parafusos foram construídos com uma forma cilíndrica lisa que
representou seu fuste. Para peças submetidas à tração pura e conectadas por
parafusos comuns não há nenhum tipo de esforço na cabeça do parafuso.
Assim, a cabeça do parafuso e as ranhuras do corpo do parafuso não foram
construídas por não influenciarem no resultado final e também para obter-se
maior otimização da construção e processamento dos modelos.
As cantoneiras foram construídas com quinas, sem se considerar as curvas
devidas a dobra ou laminação. Não foram consideradas as tensões residuais
devidas à fabricação do aço, dobra, laminação, armazenagem ou cortes.
Para simplificação do processamento, os modelos foram construídos com os
parafusos localizados na borda dos respectivos furos, onde existe o contato
com a peça, não havendo então nenhum tipo de deslocamento no processo.
72
A distância transversal do furo de extremidade à borda da peça,
2
e
, teve
variações, porém seguiu a recomendação da NBR 8800 vigente que
estabelece um valor mínimo para o diâmetro do parafuso utilizado nos modelos
de 1,90 cm.
A distância longitudinal do furo de extremidade à borda da peça,
1
e
, foi
constante com o valor de 3,0cm que está acima do valor mínimo recomendado
pela NBR 8800 vigente. Esta escolha deve-se ao tipo de ruptura estudada
neste trabalho que é a ruptura transversal da seção líquida da peça. Caso
fossem adotados valores mínimos para
1
e
, a possibilidade das peças
romperem por rasgamento de borda ou cisalhamento de bloco seria maior.
O espaçamento longitudinal entre furos,
s
, foi uma variável estudada tanto em
chapas como em cantoneiras, sendo adotados valores de
s
entre
2,7
d
e
5,5
d
.
O espaçamento transversal entre furos,
g
, foi uma variável estudada nos
modelos de chapa. Este parâmetro variou de 2,7d a 3,6d, obedecendo ao valor
mínimo estabelecido pela NBR 8800 vigente.
A excentricidade,
c
e
, foi uma variável estudada em cantoneiras. A variação foi
entre 0,48 cm a 2,40 cm, respeitando o valor mínimo de
cm 1,90 =
2
e
, e o
espaçamento mínimo para se conseguir trabalhar com o parafuso na
cantoneira.
5.2.2 Características dos materiais
Foram utilizados, na análise numérica, dois tipos de materiais, de forma a
representar os componentes da ligação. O aço ASTM A36 para chapas e
cantoneiras e o aço ASTM A325 para parafusos. Tais materiais são
considerados isotrópicos, homogêneos, com propriedades idênticas na tração e
na compressão e com fase elástica e plástica de deformação. Para
representação do comportamento do material foi utilizado um gráfico tensão x
73
deformação onde são apresentadas as fases de deformação acima citadas. O
gráfico foi modelado na opção MISO do ANSYS 5.5 que usa o critério de
escoamento de Von Mises associado com uma hipótese de escoamento
isotrópico. Esta opção de modelagem de gráfico é usada para carregamentos
não cíclicos e para representação da curva tensão x deformação com até cem
pontos. A curva para esta opção inicia-se na origem do gráfico, tem valores de
tensão e deformação positivos e o primeiro segmento da curva corresponde à
fase elástica do material. Os pontos do gráfico foram retirados de figuras
obtidas em literaturas sobre o assunto.
A opção MISO é uma opção em que o gráfico é modelado em segmentos de
retas. O patamar de escoamento do aço ASTM A36 foi representado com uma
inclinação mínima, para que, no ensaio, o modelo passasse por esta fase e
considerasse o encruamento sem interrupção provocada por inclinação nula da
tangente ao gráfico.
O aço ASTM A36 atinge seu limite de ruptura com tensão igual a 4000 kgf/cm²
e o ASTM A325 em 6000 kgf/cm² como demonstrado nos gráficos da Figura
5.1(a) e (b) respectivamente.
Nos modelos não foi considerada variação de temperatura por esta não ser
uma variável em estudo. Para ilustrar o comportamento do material, a Figura
5.1 demonstra os gráficos
ε
σ
×
adotados para construção dos modelos.
74
Figura 5.1(a) -Gráfico
ε
σ
×
do aço ASTM A36 (kgf/cm² x cm).
Figura 5.1 (b) -Gráfico
ε
σ
×
do aço ASTM A325 (kgf/cm² x cm).
Figura 5.1 – Gráfico
ε
σ
×
do aço ASTM A36 e ASTM A325
Fonte: ANSYS 5.5
75
5.2.3 Elementos finitos utilizados
A escolha dos tipos de elementos finitos utilizados na preparação dos modelos
depende, principalmente, das características da geometria e das considerações
a serem feitas na representação da ligação.
Uma boa escolha melhora a confiabilidade dos resultados e otimização do
modelo. Desta maneira, foram escolhidos três tipos de elementos. Um tipo,
volumétrico, para a representação das peças tracionadas e dos parafusos e os
outros dois para representar o contato entre a peça e os parafusos.
O elemento volumétrico escolhido foi o SOLID45. Este elemento é usado para
modelagem tri-dimensional de estruturas sólidas, possui oito nós, com graus de
liberdade de translação em três direções x, y e z ortogonais entre si. Possui
também características de plasticidade, admitindo a utilização do diagrama
multi-linear para representação do material utilizado, o que condiz com os
objetivos desta análise.
Apesar de existirem elementos finitos mais refinados, com a existência de nós
intermediários e maior número de graus de liberdade, optou-se pelo SOLID45
uma vez que, com as simplificações adotadas, é possível se obter bons
resultados. Os modelos estudados não apresentam curvaturas, não exigindo
nós intermediários e a tração é um esforço que solicita apenas graus de
liberdade de translação. A Figura 5.2 ilustra a geometria, locação dos nós e
sistema de coordenadas do elemento SOLID45.
76
Figura 5.2 – Elemento Volumétrico
Fonte: ANSYS 5.5
Os elementos finitos de contato estabelecem novos termos na matriz de rigidez
fornecendo informações ao processo da análise numérica quanto aos pontos
ou regiões distintas que deverão gerar pressões quando comprimidas umas
contra as outras. Assim, o elemento de contato possui a característica de
apresentar rigidez na compressão e nenhuma rigidez na tração.
Neste trabalho, foram usados os modelos que formam o par de contato
CONTA173 e TARGET170. CONTA173 é usado para representar contato e
deslizamento entre uma superfície alvo (TARGET170) e uma superfície
deformável, definida por este elemento. O elemento CONTA173 possui três
graus de liberdade em cada nó: translação nos eixos x, y e z. Este elemento
pode ser conectado a superfícies de sólidos tri-dimensionais sem nós
intermediários, assumindo as mesmas características geométricas deste sólido.
O contato ocorre quando o elemento de superfície “penetra” em um dos
77
elementos da superfície alvo especificada. A Figura 5.3 ilustra os elementos de
contato.
Figura 5.3 – Elemento de contato
Fonte: ANSYS 5.5
O elemento CONTA173 é um elemento de contato de superfície para
superfície, indicado para elementos volumétricos como o SOLID45. Este
elemento é definido por quatro nós ordenados na mesma ordem do elemento
sólido ao qual está conectado. O CONTA173 e o TARGET170 possuem as
mesmas constantes reais e suas normais têm sentidos contrários.
O par de contato definido nos modelos foi o de duas superfícies flexíveis, para
permitir que tanto a superfície de contato da peça como a superfície de contato
do parafuso possam ser deformadas durante o processamento dos modelos.
O elemento CONTA173 pode ter mais de uma superfície alvo para contato,
porém para os tipos de modelos construídos neste trabalho é necessária
apenas uma superfície alvo em cada elemento de contato.
78
As constantes reais são valores que regulam e definem as seguintes
características do contato propriamente dito:
• Forma da superfície alvo quando esta não é definida pela forma
geométrica;
• Rigidez de contato e facilidade de convergência devido ao contato;
• Tolerância de penetração entre as superfícies de contato;
• Contato inicial entre os elementos;
• O sentido do movimento de contato, do CONTA 173 para TARGE170 ou
o contrário;
• Atrito entre superfícies de contato.
As constantes reais formam um grupo de valores que trabalham em conjunto,
sendo necessário que sejam testados algumas vezes para cada tipo de
modelo, pois em um mesmo tipo de ensaio os modelos podem apresentar
respostas diferentes para um mesmo grupo de constantes. Por exemplo, o
valor da constante real FTOLN, que é um fator baseado na espessura do
elemento, o qual é usado, para calcular a penetração permitida entre os nós
das superfícies em contato de cantoneiras foi diferente que o definido para
chapas, pois os modelos de cantoneira apresentavam penetração muito rígida,
finalizando o ensaio antes de atingir a tensão última do material quando
processados com o mesmo valor de tolerância à penetração das chapas.
5.2.4 Construção do volume e definição da malha
Os modelos processados nesta pesquisa foram construídos em duas etapas:
1- construção dos volumes e atribuição de propriedades;
79
2- colocação automática da malha, criação automática do par de contato e
aplicação do carregamento e condições de contorno.
As formas geométricas foram construídas através de volumes prontos e
oferecidos pelo programa utilizado para processamento, blocos e anéis
cilíndricos, que manipulados através de operações básicas geraram a forma
desejada para os modelos. Os volumes foram divididos em várias partes que
depois foram coladas para introduzir a malha que se diferenciava nas regiões
próximas ao furo. Depois de concluída a geometria foram aplicados ao volume
as atribuições de materiais e elementos a serem utilizados no modelo. A Figura
5.4 (a), (b), (c) e (d), mostram as formas volumétricas construídas para chapa
com uma, duas e três filas de furação e para cantoneira.
Figura 5.4 (a) – forma volumétrica de chapa com uma fila de furação
80
Figura 5.4 (b) – forma volumétrica de chapa com duas filas de furação
Figura 5.4 (c) forma volumétrica de chapa com três filas de furação
81
Figura 5.4 (d) – forma volumétrica de cantoneira
Figura 5.4 (a) (b) (c) (d) – Forma volumétrica dos modelos construídos
Fonte: ANSYS 5.5
A segunda etapa constou da colocação da malha no modelo através do
processo automático ANSYS. Em uma primeira tentativa foi colocada no
modelo a malha tetraédrica livre. Esta malha apresentou elementos com
ângulos entre as faces menores que o permitido pelo programa e, quando tais
elementos foram alterados e o modelo processado, a malha não respondeu
com uma distribuição de tensões razoável em relação à teoria sobre o assunto.
Em vista destas respostas, optou-se, então, pela malha hexaédrica mapeada.
Tal malha, no entanto, não é aceita pelo processo automático de colocação da
malha nas regiões próximas aos furos. Então, dividiu-se todo o volume
destacando-se estas regiões. Como a ruptura da seção líquida se inicia por
elas, foi feito, nestas regiões, um refinamento da malha e todos os volumes
restantes tiveram sua malha definida a partir deste refinamento. Os resultados
foram:
82
• Para cada quarta parte do parafuso, foram atribuídos quatro elementos
ao longo dos eixos normais à espessura e dois elementos ao longo do
eixo paralelo à espessura, conforme Figura 5.5;
• Para cada oitava parte da região de refinamento próxima ao furo, foram
atribuídos três elementos ao longo dos eixos transversais à espessura e
dois elementos ao longo do eixo paralelo à espessura, conforme Figura
5.5.
Estes números são frutos de um processo de teste de malha. Ao longo do eixo
paralelo à espessura foram definidos dois elementos porque foi necessária a
colocação de nós no plano central da espessura para aplicação das condições
de contorno.
Para definição da malha nas regiões do volume que não estão próximas ao
furo foram feitos testes e concluiu-se que a malha ótima para tais regiões é a
que tem tamanhos regulares e com medidas próximas às das definidas na
região próxima ao furo, ou seja, uma malha mais uniforme possível para todo o
modelo. A Figura 5.5 mostra a malha definida para o parafuso e região próxima
ao furo, e a Figura 5.6 mostra a malha definida para as demais regiões.
Figura 5.5 - Malha definida para o parafuso e região próxima ao furo
Fonte: ANSYS 5.5
83
Figura 5.6 - Malha definida para as regiões do modelo, exceto parafuso e
região próxima ao furo
Fonte: ANSYS 5.5
5.2.5 Carregamento e condições de contorno
As peças tracionadas simuladas são consideradas simétricas. Em
conseqüência, cada modelo representa uma das partes da peça simulada.
As cargas aplicadas foram calculadas com base na carga de ruptura da seção
líquida de menor área sem considerar coeficiente de segurança e coeficiente
de eficiência. Tais cargas foram distribuídas uniformemente nos nós
localizados no plano de simetria das peças, na sua direção longitudinal.
Todos os vínculos dos modelos foram inseridos nos seus planos médios, no
intuito de restringir a translação sem impedir a deformação da peça. A
restrição à translação na direção longitudinal dos modelos foi considerada nos
nós do plano médio dos parafusos, normal a esta mesma direção.
Para chapas, a restrição à translação na direção de sua largura foi considerada
nos nós do seu plano médio, normais a esta direção, o mesmo ocorrendo em
relação à restrição à translação na direção da sua espessura.
84
Para as cantoneiras, as restrições às translações nas direções transversais
foram consideradas nos nós dos planos médios das chapas componentes,
normais às direções das suas espessuras.
A Figura 5.7 mostra a aplicação de restrições no modelo de chapa, e a Figura
5.8 no modelo de cantoneira.
Figura 5.7 (a) - aplicação de restrições, na direção longitudinal
Figura 5.7 (b) - aplicação de restrições, na direção da largura, para um modelo
de chapa
85
Figura 5.7 (c) - aplicação de restrições, na direção da espessura, para um
modelo de chapa
Figura 5.7 - Aplicação de restrições no modelo de chapa
Fonte: ANSYS 5.5
Figura 5.8 - Aplicação de restrições nas direções transversais para o modelo de
cantoneira.
Fonte: ANSYS 5.5
86
O esforço de tração não provoca deformações rotacionais, logo as restrições
para rotações não foram impostas aos modelos desta pesquisa.
5.2.6 Processamento dos modelos
Os modelos foram processados considerando as não linearidades físicas e
geométricas dos mesmos. Para isso, a carga foi dividida em uma série de
incrementos. Assim, ao completar a solução de cada um desses incrementos, o
programa ajusta a matriz de rigidez para refletir a mudança não linear na
rigidez do modelo antes de processar o próximo incremento. Porém, a
aproximação por este método acumula erros a cada incremento imposto,
causando um resultado final fora do equilíbrio. Para resolver este problema, o
programa utiliza as interações de equilíbrio de Newton-Raphson, que
direcionam a solução para a convergência de equilíbrio, ao fim de cada
incremento de carga. Para os modelos deste trabalho, estabeleceu-se um
número máximo de interações de equilíbrio de 25, ou seja, se o critério de
convergência não for satisfeito com este número de interações a análise é
finalizada.
Em cada incremento de carga ocorrem erros, levando a resultados fora da
condição de equilíbrio, ou seja, diferença entre as cargas externas e as
calculadas com base na resposta da estrutura. A tolerância limite para
diferença entre os erros adotada pelo Método Newton- Raphson é dada pela
equação expressa abaixo:
aplicada carga x
internasexterna
005,0
≤−
FR
(5.1)
Sendo
externa
R
a carga total atuando na estrutura e adicionada em incrementos
passo a passo,
nternas
i
F
a força equivalente às tensões internas atuando nos
pontos nodais, e 0,005 a tolerância de erro usada neste trabalho.
87
5.2.7 Testes de malha
Foram realizados dois tipos de testes para definição da malha ótima para
construção e processamento dos modelos. O primeiro teste analisou o
tamanho ideal das áreas de refinamento da malha, em função da
descontinuidade física do furo e o percentual aceitável de erro. O segundo
teste avaliou a quantidade de elementos na malha dentro e fora da região de
refinamento.
Para o primeiro teste, foram construídas três chapas com apenas um furo, que
se diferenciam pelas dimensões da área de refinamento da malha próxima ao
furo. Estas dimensões foram: 2,20cmx2,20cm, 2,40cmx2,40cm e
2,80cmx2,80cm, como mostram as Figura 5.9 (a),(b) e (c).
Figura 5.9 (a) - Teste das dimensões da área de refinamento: igual a
2,20cmx2,20 cm
88
Figura 5.9 (b) - Teste das dimensões da área de refinamento, igual a
2,40cmx2,40 cm
Figura 5.9 (c) - Teste das dimensões da área de refinamento, igual a
2,80cmx2,80cm
Figura 5.9 – Teste das regiões da área de refinamento.
Fonte: ANSYS 5.5
Os três modelos exibidos nas figuras acima foram processados com 10, 20, 50,
100, 200 e 500 passos na aplicação da carga e tiveram suas resistências
avaliadas segundo a teoria de Von Mises (Critério da Máxima Energia de
Distorção), que é a teoria mais indicada para análise de estruturas de aço.
89
As dimensões das chapas ensaiadas são: comprimento de 12cm, largura de
5cm, espessura de 0,714cm e o diâmetro do furo de 1,62cm.
A carga aplicada correspondente ao valor nominal do esforço de ruptura da
seção líquida, no caso igual a 9.653,28 Kgf, considerando que o limite de
resistência à tração do aço é 4.000 kgf/cm².
A Tabela 5.1 mostra os resultados obtidos nos três modelos descritos, para os
diferentes passos na aplicação da carga, com base nos percentuais da carga
correspondentes ao escoamento e à ruptura da seção líquida.
Tabela 5.1 – Teste de malha.
N° DE INCREMENTOS DE CARGA
MODELO
2,20cm
MODELO
2,40cm
MODELO
2,80cm
10
0,4900
0,2850
0,2900
50 0,4700 0,2850 0,2900
100 0,2820 0,2850 0,2900
200 0,2830 0,2850 0,2900
500
0,2830 0,2850 0,2900
N° DE INCREMENTOS DE CARGA
MODELO
2,20cm
MODELO
2,40cm
MODELO
2,80cm
10 0,8000 0,8000 0,8000
50 0,8400 0,8400 0,8400
100 0,8500 0,8500 0,8500
200 0,8550 0,8550 0,8550
500
0,8560
0,8580
0,8580
TESTE DA DIMENSÃO DA REGIÃO DE REFINAMENTO
PERCENTUAL DE CARGA APLICADA ATÉ O ESCOAMENTO DA SEÇÃO LÍQUIDA
PERCENTUAL DE CARGA APLICADA ATÉ A RUPTURA DA SEÇÃO LÍQUIDA
90
Figura 5.10 – Teste de validação da malha fora da região de refinamento.
De acordo com esta tabela, os resultados praticamente convergem a partir de
200 incrementos de carga, para os três modelos. O erro apresentado, quando
comparados com os resultados obtidos com 500 incrementos, é nulo, se a base
de comparação é o escoamento da seção líquida, ou, no máximo, de 0,35%, se
a base de comparação é a ruptura da seção líquida.
Dentre os modelos, o que possui largura de 2,40cm na área de refinamento
próxima ao furo apresenta, quando comparado ao que possui largura 2,80cm,
erro nulo, se a base de comparação é a ruptura da seção líquida, ou de 1,72%,
se a base de comparação é o escoamento da seção líquida.
Assim, a malha escolhida tem largura de 2,40cm na área de refinamento
próxima ao furo e a análise foi processada com 200 passos na aplicação da
carga.
A escolha do número de elementos na região de refinamento foi baseada em
alguns testes de eficiência. Inicialmente, verificou-se que maior eficiência
apresentavam os modelos em que o número de elementos na direção da
largura era o mesmo que na direção do comprimento da chapa.
Em seguida, este número foi acrescido, de 3 a 12, e foram avaliadas as
evoluções dos correspondentes coeficientes de eficiência
t
C
e coeficientes
91
teóricos de concentração de tensões
σ
α
. De acordo com a equação (1.2),
355,2
=
σ
α
, para a chapa ensaiada. Os valores de
t
C
e dos erros percentuais
de
σ
α
, em relação ao suposto valor teórico, obtidos para cada modelo, estão
indicados na Tabela 5.2.
Tabela 5.2 - teste de malha na região de refinamento.
DESCRIÇÃO DOS DADOS MODELO 240-1 MODELO 240-2 MODELO 240-3 MODELO 240-4
N° de elementos na direção
da largura do modelo 3,0000 5,0000 10,0000 12,0000
N° de elementos na direção
do comprimento do modelo
3,0000 5,0000 10,0000 12,0000
RESULTADO
Ct 0,85855 0,83962 0,8291 0,8276
ERRO PERCENTUAL DE ασ
ERRO ασ 5,478 2,59 1,9960 0,6790
TESTE DE MALHA NA REGIÃO DE REFINAMENTO
A Figura 5.11 indica as variações dos coeficientes obtidos com o número de
elementos na região de refinamento nas direções da largura e do comprimento
do modelo.
0
1
2
3
4
5
6
0 2 4 6 8 10 12 14
Número de divisões (malha)
Alfa-sigma - erro percentual
92
0,825
0,83
0,835
0,84
0,845
0,85
0,855
0,86
0,865
0 2 4 6 8 10 12 14
Número de divisões (malha)
Ct
Figura 5.11 – Variação dos coeficientes
σ
α
e
t
C
com o aumento do número de
elementos na malha.
Percebe-se que a curva que representa a variação do coeficiente de eficiência
t
C
com o número de elementos é assintótica e que a diferença percentual
entre os valores atribuídos à malha de 3x3 (modelo 2401-1) e à malha de
12x12 (modelo 240-4) é de 3,74%. Além disso, o erro que a malha mais pobre
dentre as consideradas no estudo, a de 3x3, oferece é de 5,478% e o da mais
refinada, a de 12x12, é de 0,679%.
A Figura 5.12, a Figura 5.13, a Figura 5.14 e Figura 5.15 ilustram a diferença
entre as malhas testadas.
93
Figura 5.12 – Modelo 240-1.
Figura 5.13 - Modelo 240-2.
94
Figura 5.14 (a)– Figura completa
Figura 5.14 (b) – área de refinamento
Figura 5.14 - Modelo 240-3.
95
Figura 5.15 (a) – Figura completa
Figura 5.15 (b) – área de refinamento
Figura 5.15 - Modelo 240-4
Para simular o modelo 240-3 e 240-4 foi necessário um tempo de construção e
processamento cerca de dez vezes maior que para construção e
processamento do modelo 240-1, o que tornou a utilização destes modelos
96
inviável para atingir os objetivos deste trabalho. Com o objetivo de tornar a
pesquisa mais dinâmica e abranger um número maior de simulações em
menos tempo, optou-se por adotar a malha do modelo 240-1, e considerar o
erro correspondente no resultado da pesquisa.
Os testes para validação da malha fora da região de refinamento da mesma
foram realizados aumentando-se o número de elementos nesta região em um
modelo com duas filas de furação, com dois parafusos por fila. Verificou-se
que, a malha com dimensões uniformes dos elementos apresentou o melhor
resultado, ou seja, os elementos da região fora do refinamento devem
apresentar dimensões de largura e comprimento próximas. Como as regiões
dentro e fora do refinamento constituem um só volume, os elementos que
fazem interface entre estas regiões devem possuir as mesmas dimensões que
os elementos da região fora do refinamento.
97
6 ANÁLISE PARAMÉTRICA
Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos da simulação dos
modelos numéricos. Estes resultados são analisados a fim de se verificar quais
variáveis influem na eficiência da peça estudada e qual o grau de influência de
cada uma delas. Os resultados são expostos em tabelas, figuras e gráficos de
forma a tornarem claras as conclusões alcançadas na análise. As figuras
expostas representam as distribuições da tensão de Von Mises ao longo da
peça.
6.1 Análise paramétrica das chapas
As chapas analisadas nesta pesquisa apresentaram resultados previstos no
que diz respeito à distribuição de tensões, ou seja, durante o regime elástico
verificou-se uma concentração de tensões na região da seção transversal
próxima aos furos, e durante o regime plástico, a distribuição de tensões na
seção transversal foi aproximadamente uniforme, atingindo a ruptura na maior
parte da seção transversal quase no mesmo instante.
Nos modelos foram aplicadas as cargas supostamente necessárias à ruptura
da área líquida sem consideração de coeficiente de segurança e/ou coeficiente
de eficiência, como exposto no capítulo anterior. Os resultados obtidos não
correspondem ao aproveitamento total da seção, ou seja, os modelos
98
simulados alcançam a tensão última antes da aplicação total da carga, o que
significa que o coeficiente de eficiência é menor que um, para os modelos
testados. Este comportamento deve-se ao fato de que, no regime plástico, as
tensões na seção de ruptura, nas regiões próximas às bordas da chapa, são
inferiores à tensão no restante da seção.
Nos exemplos mostrados na Figura 6.1, são destacadas três etapas da
aplicação da carga. Percebe-se que, à medida que a carga aumenta, as
tensões se distribuem de modo mais uniforme, até a ruptura, onde esta
distribuição é praticamente uniforme, a menos das citadas regiões próximas ás
bordas.
Figura 6.1 (a) – Percentual de carga aplicada: 62% (antes do escoamento)
99
Figura 6.1 (b) – Percentual de carga aplicada: 72% (escoamento)
Figura 6.1 (c) – Percentual de carga aplicada: 91,5% (ruptura)
Figura 6.1 - várias etapas de aplicação da carga
Os resultados apresentados são o percentual de carga aplicada ao modelo até
que algum elemento do mesmo atinja a tensão última do material. Os
resultados serão apresentados na mesma ordem em que foram expostas as
possíveis variáveis de influência de chapas.
100
A seguir, são expostos, na Tabela 6.1 e na Figura 6.2, os resultados para a
variável “espessura de chapas":
Tabela 6.1 – Resultados para a variável “espessura das chapas”.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 1 MODELO 2 MODELO 3 MODELO 4
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Comprimento 27,0000 27,0000 27,0000 27,0000
Espessura 0,6350 0,7140 0,7940 0,8730
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Linhas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500
A
n
/A
g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6120
e
2
/g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
12.979,40 14.594,16 16.229,36 17.844,12
RESULTADO
C
t
0,908 0,909 0,911 0,911
VARIÁVEL ESPESSURA DE CHAPAS
Figura 6.2 – modelo 1, espessura = 0,635 cm.
101
Analisando a Tabela 6.1, pode-se verificar que a espessura da chapa não é
uma variável de influência para resistência da área líquida, pois todos os
modelos desta tabela apresentam praticamente o mesmo coeficiente de
eficiência. A Figura 6.2 demonstra a distribuição de tensões do modelo 1
quando atinge a ruptura da seção líquida. Como se pode observar, a tensão
máxima de ruptura (f
u
=4.000,00kgf/cm
2
) foi atingida aproximadamente no
mesmo instante em quase toda a seção, exceto nos elementos das regiões
próximas às bordas.
A Tabela 6.2 e a Figura 6.3 apresentam resultados para a variável “relação
gn
AA /
de chapas”.
Tabela 6.2 – Resultados para variável “relação
gn
AA /
de chapas”.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 5 MODELO 6 MODELO 7
Largura 7,6900 7,9200 8,3500
Comprimento 19,0000 19,0000 19,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9600 2,0650
s 4,0000 4,0000 4,0000
g 3,8900 4,0000 4,2200
A
n
/A
g
0,5787 0,5909 0,6120
e
2
/g
0,4884 0,4900 0,4893
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
12.709,20 13.366,08 14.594,16
RESULTADO
C
t
0,904 0,904 0,902
VARIÁVEL RELAÇÃO A
n
/A
g
DE CHAPAS
102
Figura 6.3 - modelo 6,
gn
AA /
=0,5909.
Analisando a Tabela 6.2, verifica-se que a relação
gn
AA /
não é uma variável
de influência para resistência da área líquida da chapa, pois todos os modelos
desta tabela apresentam praticamente o mesmo coeficiente de eficiência. As
pequenas diferenças podem ser atribuídas aos diferentes valores de
g
e de
2
e
. A Figura 6.4 demonstra a distribuição de tensões do modelo 6, quando é
atingida a ruptura da seção líquida. Esta distribuição tem as mesmas
características que a distribuição do modelo 1 já comentada.
A Tabela 6.3 e as Figura 6.4, Figura 6.5, Figura 6.6, Figura 6.7, Figura 6.8,
Figura 6.9 e Figura 6.10 são apresentadas a influência da variável “número de
fila de furação em chapas”:
103
Tabela 6.3 – Resultados para a variável “número de filas de furação em
chapas”.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 8 MODELO 78 MODELO 79 MODELO 75 MODELO 76 MODELO 77
Largura 3,8000 7,6000 11,4000 15,2000 19,0000 22,8000
Comprimento 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000 19,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 1,0000 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g --- 3,8000 3,8000 3,8000 3,8000 3,8000
A
n
/A
g
0,5737 0,5737 0,5737 0,5737 0,5737 0,5737
e
2
/g
--- 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
6.226,08 12.452,16 18.678,24 24.904,32 31.130,40 37.356,48
RESULTADO
C
t
0,869 0,886 0,917 0,936 0,929 0,933
VARIÁVEL FILAS DE FURAÇÃO EM CHAPAS
Figura 6.4 - modelo 8, fila de furação = 1.
104
Figura 6.5 - modelo 78, filas de furação =2.
Figura 6.6 - modelo 79, filas de furação = 3.
105
Figura 6.7 - modelo 75, filas de furação = 4.
Figura 6.8 - modelo 76, filas de furação = 5.
106
Figura 6.9 - modelo 77, filas de furação = 6.
0,86
0,87
0,88
0,89
0,9
0,91
0,92
0,93
0,94
0,0000 1,0000 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000 7,0000
NÚMERO DE FILAS DE FURAÇÃO
C
t
Figura 6.10 – Gráfico de resultados da variável “número de fila de furação em
chapas”
107
Analisando a Tabela 6.3, verifica-se que o número de filas de furação influencia
a resistência da seção líquida de chapas. O coeficiente de eficiência cresce
com o aumento do número de filas de furação até quatro filas e torna-se
constante a partir deste número, convergindo para aproximadamente 93% de
aproveitamento.
A variação do grau de influência do número de filas de furação na resistência
das chapas é justificada pela distribuição das tensões na área líquida, ou seja,
aumentando o número de parafusos na seção líquida, as tensões, nesta seção,
se distribuem mais uniformemente. À medida que cresce o número de
parafusos, o coeficiente de eficiência tende a um valor constante atingido a
partir de quatro filas de furação. É importante notar que este valor ainda
permanece inferior a 1,0, por conta do fato, já citado, de que as tensões nas
bordas são inferiores.
Com uma fila de furação, o coeficiente de eficiência vale cerca de 93% do
coeficiente para quatro filas ou mais; com duas filas, este coeficiente vale cerca
de 95% e com três filas, vale cerca de 98,5%. Portanto, a utilização, de um
modo geral, do coeficiente obtido para uma ou duas filas de furação conduz a
um resultado a favor da segurança e não muito distante do real, não influindo
significativamente na avaliação da resistência da chapa.
A Tabela 6.4 e a Figura 6.11 apresentam os resultados para a variável “número
de parafusos por fila de furação”.
108
Tabela 6.4 – Resultados para a variável “número de parafusos por fila de
furação em chapas”.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 10 MODELO 11 MODELO 2 MODELO 12 MODELO 13
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Comprimento 19,0000 23,0000 27,0000 31,0000 35,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
g 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500
A
n
/A
g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6120 0,6120
e
2
/g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16
RESULTADO
C
t
0,905 0,905 0,905 0,905 0,905
VARIÁVEL PARAFUSOS/FILA EM CHAPAS
Figura 6.11 - modelo 13, , número de parafusos por fila de furação = 6.
Os resultados expostos na Tabela 6.4 demonstram que o número de parafusos
por fila de furação não é uma variável de influência para resistência à ruptura
da área líquida da chapa, pois todos os modelos desta tabela apresentam o
mesmo coeficiente de eficiência. A Figura 6.11 demonstra a distribuição de
tensões do modelo 13 quando este atinge a ruptura da seção líquida. Esta
109
distribuição tem as mesmas características que a distribuição do modelo 1, por
exemplo, mostrado na Figura 6.2.
A Tabela 6.5 e Figura 6.8 apresentam os resultados para a variável
“espaçamento longitudinal entre furos
s
”
de chapas:
Tabela 6.5 - Resultados para a variável “espaçamento longitudinal entre furos
s
” de chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 14 MODELO 15 MODELO 2 MODELO 16 MODELO 17 MODELO 18
Largura 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Comprimento 25,5000 26,4000 27,0000 27,9000 30,0000 40,0000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 6,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000 1,9000
s 3,5000 3,8000 4,0000 4,3000 5,0000 5,0000
g 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500 4,5500
A
n
/A
g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
e
2
/g
0,6120 0,6120 0,6120 0,6120 0,6120 0,6120
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16
RESULTADO
C
t
0,905 0,905 0,905 0,905 0,905 0,905
VARIÁVEL s DE CHAPAS
Figura 6.12 - modelo 18,
s
=5,0cm.
Na análise dos resultados da Tabela 6.5 verifica-se que a espaçamento
longitudinal entre furos não é uma variável de influência para a resistência à
110
ruptura da área líquida de chapas, pois todos os modelos desta tabela
apresentam o mesmo coeficiente de eficiência. A Figura 6.12 demonstra a
distribuição de tensões do modelo 18 quando este atinge a ruptura da seção
líquida. Esta distribuição também tem as mesmas características que a
distribuição do modelo 1.
A Tabela 6.6 e as Figura 6.13, Figura 6.14, Figura 6.15, Figura 6.16 e Figura
6.17 apresentam os resultados para variável “
ge
/
2
” para duas filas de furação
em chapas. Os modelos da Tabela 6.6 foram escolhidos conforme descrito no
item 4.2.
111
Tabela 6.6 - Resultados para variável “ ge /
2
” para duas filas de furação em chapas.
G E O M E T R IA D A C H A P A M O D E L O 1 9 M O D E L O 2 0 M O D E L O 2 1 M O D E L O 2 2 M O D E L O 2 3 M O D E L O 2 4 M O D E L O 2 5 M O D E L O 2 M O D E L O 2 6
L a r g u ra 7 ,7 9 0 0 7 ,7 9 0 0 7 ,7 9 0 0 8 , 0 7 0 0 8 ,0 7 0 0 8 , 0 7 0 0 8 ,0 7 0 0 8 ,3 5 0 0 8 ,3 5 0 0
C o m p rim e n to 2 7 ,0 0 0 0 2 7 , 0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 , 0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0
E s p e s s u r a 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0
D i â m e tro d o f u ro 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0
F ila s d e f u r a ç ã o 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0
P a ra f u s o s /f i la 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0
e
1
3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
e
2
1 ,9 0 0 0 2 ,0 4 5 0 2 ,1 8 0 0 1 , 9 0 0 0 2 ,0 4 5 0 2 , 1 8 5 0 2 ,3 2 0 0 1 ,9 0 0 0 2 ,0 4 5 0
s 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0
g 3 ,9 9 0 0 3 ,7 0 0 0 3 ,4 3 0 0 4 , 2 7 0 0 3 ,9 8 0 0 3 , 7 0 0 0 3 ,4 3 0 0 4 ,5 5 0 0 4 ,2 6 0 0
A
n
/A
g
0 ,5 8 4 1 0 ,5 8 4 1 0 ,5 8 4 1 0 , 5 9 8 5 0 ,5 9 8 5 0 , 5 9 8 5 0 ,5 9 8 5 0 ,6 1 2 0 0 ,6 1 2 0
e
2
/g
0 ,4 7 6 2 0 ,5 5 2 7 0 ,6 3 5 6 0 , 4 4 5 0 0 ,5 1 3 8 0 , 5 9 0 5 0 ,6 7 6 4 0 ,4 1 7 6 0 ,4 8 0 0
C A R G A A P L IC A D A
c a r g a a p li c a d a n a s im u la ç ã o
1 2 .9 9 4 ,8 0 1 2 . 9 9 4 ,8 0 1 2 . 9 9 4 ,8 0 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 ,4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 .7 9 4 ,4 8 1 4 .5 9 4 , 1 6 1 4 .5 9 4 , 1 6
R E S U L T A D O
C
t
0 ,9 0 5 0 ,8 9 5 0 ,8 8 0 0 ,9 0 5 0 ,9 0 0 0 ,8 8 5 0 ,8 7 0 0 ,9 0 5 0 ,9 0 0
G E O M E T R IA D A C H A P A M O D E L O 2 7 M O D E L O 2 8 M O D E L O 2 9 M O D E L O 3 0 M O D E L O 3 1 M O D E L O 3 2 M O D E L O 3 3 M O D E L O 3 4 M O D E L O 3 5
L a r g u ra 8 ,3 5 0 0 8 ,3 5 0 0 8 ,3 5 0 0 8 , 6 3 0 0 8 ,6 3 0 0 8 , 6 3 0 0 8 ,6 3 0 0 8 ,6 3 0 0 8 ,6 3 0 0
C o m p rim e n to 2 7 ,0 0 0 0 2 7 , 0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0 2 7 , 0 0 0 0 2 7 ,0 0 0 0
E s p e s s u r a 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0
D i â m e tro d o f u ro 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0
F ila s d e f u r a ç ã o 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0
P a ra f u s o s /f i la 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0
e
1
3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
e
2
2 ,1 8 5 0 2 ,3 2 5 0 2 ,4 6 0 0 1 , 9 0 0 0 2 ,0 4 5 0 2 , 1 8 5 0 2 ,3 2 5 0 2 ,4 6 5 0 2 ,6 0 0 0
s 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0
g 3 ,9 8 0 0 3 ,7 0 0 0 3 ,4 3 0 0 4 , 8 3 0 0 4 ,5 5 0 0 4 , 2 6 0 0 3 ,9 8 0 0 3 ,7 0 0 0 3 ,4 3 0 0
A
n
/A
g
0 ,6 1 2 0 0 ,6 1 2 0 0 ,6 1 2 0 0 , 6 2 4 6 0 ,6 2 4 6 0 , 6 2 4 6 0 ,6 2 4 6 0 ,6 2 4 6 0 ,6 2 4 6
e
2
/g
0 ,5 4 9 0 0 ,6 2 8 4 0 ,7 1 7 2 0 , 3 9 3 4 0 ,4 4 9 5 0 , 5 1 2 9 0 ,5 8 4 2 0 ,6 6 6 2 0 ,7 5 8 0
C A R G A A P L IC A D A
c a r g a a p li c a d a n a s im u la ç ã o
1 4 .5 9 4 ,1 6 1 4 . 5 9 4 ,1 6 1 4 . 5 9 4 ,1 6 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 . 3 9 3 ,8 4 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 .3 9 3 ,8 4 1 5 .3 9 3 , 8 4 1 5 .3 9 3 , 8 4
R E S U L T A D O
C
t
0 ,8 9 0 0 ,8 8 0 0 ,8 6 5 0 ,9 0 5 0 ,9 0 0 0 ,8 9 5 0 ,8 8 5 0 ,8 7 0 0 ,8 5 5
V A R IÁ V E L R E L A Ç Ã O e
2
/g D E C H A P A S C O M D U A S F IL A S D E F U R A Ç Ã O
V A R IÁ V E L R E L A Ç Ã O e
2
/g D E C H A P A S C O M D U A S F IL A S D E F U R A Ç Ã O
112
Figura 6.13 – modelo 19,
ge
2
= 0,4762.
Figura 6.14 – modelo 23,
ge
2
= 0,5138.
Figura 6.15 – modelo28,
ge
2
=0,6284.
113
Figura 6.16 – modelo35,
ge
2
= 0,7580.
0,85
0,86
0,87
0,88
0,89
0,9
0,91
0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85
e
2
/g
C
t
L = 7,79 cm
L = 8,07 cm
L = 8,35 cm
L = 8,63 cm
Figura 6.17 – Gráfico de resultados para variável “
ge /
2
” para duas filas de
furação em chapas.
Analisando os resultados da Tabela 6.6 e da Figura 6.17, verifica-se que a
relação
ge /
2
influencia significativamente a resistência à ruptura da área
líquida de chapas. O coeficiente de eficiência decresce com o aumento da
relação
ge /
2
, ou seja, quanto menor for o espaçamento entre furos menor
será a resistência da área líquida. Este fato também pode ser verificado na
análise da Figura 6.13, Figura 6.14, Figura 6.15 e Figura 6.16, as quais
demonstram que na seção líquida a ruptura entre furos realiza-se antes da
114
ruptura do furo à borda, conforme expectativa definida na escolha do modelo,
isto é, valores de
2
e
maiores que o mínimo recomendado pelas normas
técnicas. A Figura 6.17 é um gráfico
gexC
et
que representa a variação do
coeficiente de eficiência em função da relação
ge /
2
, para chapas com duas
filas de furação e diferentes larguras.
Verifica-se na tabela de resultados que, para chapas com mesmo espaçamento
transversal entre furos
g
e distâncias de furo a borda
2
e
diferentes, há uma
variação do coeficiente de eficiência, sendo que este diminui com o aumento
de
2
e
. Isso demonstra que o valor mínimo indicado pelas normas técnicas para
2
e
é suficiente, pois os modelos com o
2
e
mínimo, 1,9cm, apresentam o melhor
aproveitamento da seção crítica. Este fato é demonstrado nas Figura 6.13,
Figura 6.14, Figura 6.15 e Figura 6.16 , que mostram a distribuição de tensões
de Von Mises no momento da ruptura da seção líquida em modelos com
2
e
igual a 1,90cm, 2,045cm, 2,325cm e 2,60cm e
g
igual a 3,99cm, 3,98cm,
3,70cm e 3,43cm respectivamente. Em tais figuras, verifica-se que a
percentagem de material do furo à borda, na seção crítica, que não atinge a
tensão última aumenta com o aumento de
2
e
. Portanto, um valor máximo para
esta distância deve ser especificado, para que não haja grande redução na
resistência da área líquida. Esta especificação dependerá de um estudo mais
aprofundado do tema. A NBR 8800 estabelece que este valor seja 12 vezes a
espessura, tomando como limite máximo 150mm. No caso dos modelos
estudados, isto é, para espessura igual a 0,714cm, este valor limite seria
8,568cm. Nos modelos, o maior valor utilizado foi 2,6cm, muito abaixo,
portanto, do limite da NBR8800. No entanto, não houve ruptura total entre furo
e borda porque a ruptura entre furos ocorreu preliminarmente.
A Tabela 6.7 e a Figura 6.18, Figura 6.19, Figura 6.20, Figura 6.21, Figura 6.22,
Figura 6.23 e Figura 6.24, apresentam os resultados para a variável
ge /
2
para
três filas de furação em chapas.
115
Tabela 6.7 – Resultados para a variável ge /
2
para três filas de furação em chapas.
G E O M E T R IA D A C H A P A M O D E L O 3 6 M O D E L O 3 7 M O D E L O 3 8 M O D E L O 9 M O D E L O 3 9 M O D E L O 4 0 M O D E L O 4 1 M O D E L O 4 2 M O D E L O 4 3 M O D E L O 4 4
L a r g u ra 1 0 ,6 8 0 0 1 1 , 1 2 0 0 1 1 ,1 2 0 0 1 1 , 5 8 0 0 1 1 ,5 8 0 0 1 1 , 5 8 0 0 1 2 ,0 4 0 0 1 2 , 0 4 0 0 1 2 ,0 4 0 0 1 2 , 0 4 0 0
C o m p rim e n to 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0
E sp e s s u ra 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0
D iâ m e t ro d o f u r o 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0
F ila s d e f u r a ç ã o 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
P a r a f u s o s /fila 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0
e
1
3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
e
2
1 ,9 0 0 0 1 ,9 0 0 0 2 , 1 2 0 0 1 ,9 0 0 0 2 ,1 3 0 0 2 ,3 5 0 0 1 ,9 0 0 0 2 , 1 3 0 0 2 ,3 6 0 0 2 ,5 8 0 0
s 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0
g 3 ,4 4 0 0 3 ,6 6 0 0 3 , 4 4 0 0 3 ,8 9 0 0 3 ,6 6 0 0 3 ,4 4 0 0 4 ,1 2 0 0 3 , 8 9 0 0 3 ,6 6 0 0 3 ,4 4 0 0
A
n
/A
g
0 ,5 4 4 9 0 ,5 6 2 9 0 , 5 6 2 9 0 ,5 8 0 3 0 ,5 8 0 3 0 ,5 8 0 3 0 ,5 9 6 3 0 , 5 9 6 3 0 ,5 9 6 3 0 ,5 9 6 3
e
2
/g
0 ,5 5 2 3 0 ,5 1 9 1 0 , 6 1 6 3 0 ,4 8 8 4 0 ,5 8 2 0 0 ,6 8 3 1 0 ,4 6 1 2 0 , 5 4 7 6 0 ,6 4 4 8 0 ,7 5 0 0
C A R G A A P L IC A D A
c a r g a a p lic a d a n a s im u la ç ã o
1 6 . 6 2 1 ,9 2 1 7 .8 7 8 ,5 6 1 7 .8 7 8 ,5 6 1 9 .1 9 2 ,3 2 1 9 .1 9 2 ,3 2 1 9 .1 9 2 ,3 2 2 0 .5 0 6 ,0 8 2 0 .5 0 6 , 0 8 2 0 .5 0 6 ,0 8 2 0 .5 0 6 ,0 8
R E S U L T A D O
C
t
0 ,9 0 0 0 , 9 1 0 0 , 8 9 0 0 ,9 1 5 0 , 9 0 5 0 , 8 8 5 0 ,9 2 0 0 ,9 0 5 0 , 8 9 0 0 ,8 7 5
G E O M E T R IA D A C H A P A M O D E L O 4 5 M O D E L O 4 6 M O D E L O 4 7 M O D E L O 4 8 M O D E L O 4 9 M O D E L O 5 0 M O D E L O 5 1 M O D E L O 5 2 M O D E L O 5 3 M O D E L O 5 4 M O D E L O 5 5
L a r g u ra 1 2 ,4 8 0 0 1 2 , 4 8 0 0 1 2 ,4 8 0 0 1 2 , 4 8 0 0 1 2 ,4 8 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 ,9 4 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 ,9 4 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 ,9 4 0 0
C o m p rim e n to 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 ,0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0 1 9 , 0 0 0 0
E sp e s s u ra 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0
D iâ m e t ro d o f u r o 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0
F ila s d e f u r a ç ã o 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
P a r a f u s o s /fila 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0 2 ,0 0 0 0
e
1
3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
e
2
1 ,9 0 0 0 2 ,1 2 0 0 2 , 3 5 0 0 2 ,5 8 0 0 2 ,8 0 0 0 1 ,9 0 0 0 2 ,1 3 0 0 2 , 3 5 0 0 2 ,5 8 0 0 2 ,8 1 0 0 3 ,0 3 0 0
s 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 , 0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0 4 ,0 0 0 0
g 4 ,3 4 0 0 4 ,1 2 0 0 3 , 8 9 0 0 3 ,6 6 0 0 3 ,4 4 0 0 4 ,5 7 0 0 4 ,3 4 0 0 4 , 1 2 0 0 3 ,8 9 0 0 3 ,6 6 0 0 3 ,4 4 0 0
A
n
/A
g
0 ,6 1 0 6 0 ,6 1 0 6 0 , 6 1 0 6 0 ,6 1 0 6 0 ,6 1 0 6 0 ,6 2 4 4 0 ,6 2 4 4 0 , 6 2 4 4 0 ,6 2 4 4 0 ,6 2 4 4 0 ,6 2 4 4
e
2
/g
0 ,4 3 7 8 0 ,5 1 4 6 0 , 6 0 4 1 0 ,7 0 4 9 0 ,8 1 4 0 0 ,4 1 5 8 0 ,4 9 0 8 0 , 5 7 0 4 0 ,6 6 3 2 0 ,7 6 7 8 0 ,8 8 0 8
C A R G A A P L IC A D A
c a r g a a p lic a d a n a s im u la ç ã o
2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 1 .7 6 2 ,7 2 2 1 .7 6 2 ,7 2 2 1 .7 6 2 ,7 2 2 1 .7 6 2 ,7 2 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 , 4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 . 0 7 6 ,4 8
R E S U L T A D O
C
t
0 ,9 2 0 0 , 9 0 5 0 , 8 9 5 0 ,8 8 0 0 , 8 6 5 0 , 9 2 0 0 ,9 1 0 0 ,9 0 0 0 , 8 8 5 0 ,8 7 0 0 ,8 6 0
V A R IÁ V E L R E L A Ç Ã O e
2
/g D E C H A P A S C O M T R Ê S L IN H A S D E F U R A Ç Ã O
V A R IÁ V E L R E L A Ç Ã O e
2
/g D E C H A P A S C O M T R Ê S L IN H A S D E F U R A Ç Ã O
116
Figura 6.18 – modelo 36,
ge
2
=0,5523.
Figura 6.19 – modelo 39, ,
ge
2
=0,5820.
117
Figura 6.20 – modelo 42,
ge
2
=0,5476.
Figura 6.21 – modelo 45,
ge
2
= 0,4378.
118
Figura 6.22 – modelo 51,
ge
2
=0,4908.
Figura 6.23 – modelo 53,
ge
2
= 0,6632.
119
0,85
0,86
0,87
0,88
0,89
0,9
0,91
0,92
0,93
0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95
Valores de e
2
/g
C
t
L = 11,58cm
L = 12,04cm
L = 12,48cm
L = 12,94cm
Figura 6.24 – Gráfico de resultados para a variável
ge /
2
para três filas de
furação em chapas.
Analisando os gráficos nas Figura 6.17 e Figura 6.24, verifica-se que os
resultados de
t
C
para as chapas com duas e três filas de furação são
semelhantes, porém as chapas com três filas de furação apresentam maior
eficiência devido à melhor distribuição das tensões, como exposto na análise
da influência da variável “número de filas de furação”. As Figura 6.18, Figura
6.19, Figura 6.20, Figura 6.21, Figura 6.22 e Figura 6.23 demonstram a
distribuição de tensões quando o modelo atinge a tensão última na seção
líquida (
2
4.000,00 /
u
f kgf cm
= ), com
2
e
igual a 1,90cm, 2,13cm, 2,13cm,
1,90cm, 2,13cm, 2,58cm e
g
igual a 4,55cm, 3,66cm, 3,89cm, 4,34cm, 4,34cm
e 3,89cm, respectivamente. Tais figuras confirmam a conclusão apresentada
para chapas com duas filas de furação, ou seja, o coeficiente de eficiência
apresenta um pequeno aumento com o crescimento de
g
, e uma significativa
redução com o crescimento de
2
e
, pelos motivos explicados na exposição dos
resultados de chapas com duas filas de furação. Na Figura 6.23, que
representa um modelo com alto valor de
2
e
e baixo valor de
g
, em relação aos
valores limites destas variáveis, pode-se verificar o menor coeficiente de
120
eficiência obtido no estudo de chapas, ou seja, houve, neste caso, o menor
aproveitamento do material.
O gráfico
gexC
et
exposto na Figura 6.24 apresenta a variação do
coeficiente de eficiência com relação a
ge
2
para chapas com três filas de
furação e diferentes larguras, onde pode-se verificar que o coeficiente sofre
uma variação decrescente com o aumento da largura. Tal variação é de 0,5%
ou menos entre uma largura e outra imediatamente superior. A Figura 6.25
exposta abaixo apresenta o gráfico
gexC
et
para chapas com duas e três
filas de furação:
0,82
0,84
0,86
0,88
0,9
0,92
0,94
0,35 0,45 0,55 0,65 0,75 0,85 0,95
e
2
/g
C
t
L = 11,58cm, 3 linhas
L = 12,04cm, 3 linhas
L = 12,48cm, 3 linhas
L = 12,94cm, 3 linhas
L = 7,79cm, 2 linhas
L = 8,07cm, 2 linhas
L = 8,35cm, 2 linhas
L = 8,63cm, 2 linhas
RETA SUGERIDA
Figura 6.25 – gráfico dos valores
gexC
et
com duas e três filas de furação
Neste gráfico observa-se que a variação do coeficiente com a relação
ge /
2
pode ser representada aproximadamente por retas com inclinações
semelhantes.
Conhecendo os resultados apresentados para as variáveis “número de filas de
furação” e “relação
ge
2
”, e os resultados dos testes da malha, onde se verifica
121
uma diferença entre os resultados obtidos com a malha dos modelos simulados
e com a malha ótima de 3,74%, sugere-se que a resistência nominal à ruptura
de
n
A
, em chapas tracionadas e ligadas por parafusos com duas ou mais
linhas de furação, seja o produto da área líquida pela tensão última do material
e pelo coeficiente de eficiência determinado pela equação (6.1), obtida por
regressão linear da curva mais baixa do gráfico da Figura 6.25, já considerando
a diferença de 3,74%.
g
e
C
t
2
13,093,0
−=
(6.1)
Esta equação expressa a reta representada no gráfico.
Para a chapa com uma fila de furação e
cm
9,1
2
=
e
(modelo 8), o coeficiente de
eficiência obtido, já considerando a diferença de 3,74%, foi de
aproximadamente 0,83.
Vistos tais resultados, sugere-se o uso de chapas de ligação tracionadas e
parafusadas com no mínimo dois parafusos por fila de furação e que, para
chapas ligadas por apenas uma fila de furação, o valor do coeficiente de
eficiência
t
C
seja 0,83 e, para chapas com duas ou mais filas de furação,
t
C
seja determinado pela equação (6.1).
Os resultados desta pesquisa não confirmam os resultados de Munse e
Chesson (1963), segundo os quais uma pequena razão
dg
aumenta a
eficiência da conexão. Os modelos de chapa com mesmo
d
e mesmo
2
e
apresentam melhor aproveitamento da seção líquida com o crescimento de
g
e não com a sua redução.
122
6.2 Análise paramétrica das cantoneiras
A distribuição de tensões nos modelos de cantoneira apresentou os resultados
esperados, isto é, durante o regime elástico, houve concentração de tensões
na região da seção líquida próxima aos furos e, durante a fase plástica, a
distribuição foi irregular devido ao efeito shear lag.
Na escolha dos modelos, verificou-se que todas as cantoneiras ligadas por
uma fila de furação em uma única aba apresentavam a resistência à ruptura da
área líquida maior que a resistência ao escoamento da área bruta, segundo os
critérios de cálculo adotados pela NBR 8800 vigente. Esta diferença aumenta
quando o coeficiente de eficiência não é considerado nos cálculos. Tais
modelos foram construídos desconsiderando o escoamento da área bruta já
que o intuito do estudo é justamente a análise do coeficiente de eficiência, que
quantifica a diminuição da resistência da peça na ruptura, e da distribuição de
tensões na seção líquida de ruptura, ou seja, o melhor aproveitamento do
material na seção de ruptura.
Os modelos foram simulados com as cargas supostamente necessárias à
ruptura da seção líquida sem consideração de coeficiente de segurança e/ou
coeficiente de eficiência e foram obtidos dois tipos de resultados: a maior parte
dos modelos processados escoou na seção bruta e, em seguida, alcançou a
tensão última de serviço na seção líquida, conforme critérios de cálculo
adotados pela NBR 8800 vigente, porém, parte das cantoneiras apresentou
rasgamento. Foram considerados nos estudos os resultados dos modelos que
apresentaram escoamento da seção bruta e logo após ruptura da seção líquida
e desconsiderados os modelos que apresentaram rasgamento como modo de
falha. Os resultados serão apresentados na mesma ordem em que foram
expostas as possíveis variáveis de influência.
Na análise das chapas, verificou-se que o coeficiente de eficiência não variava
com a sua espessura, nem com a relação
gn
AA
e nem com o comprimento da
ligação (número de parafusos por fila e espaçamento longitudinal entre furos).
123
Na análise das cantoneiras, o coeficiente apresentou pequena variação com a
espessura das abas porque é impossível a alteração desta variável associada
à manutenção das excentricidades nas direções das linhas médias das abas.
Logo, sempre que se altera a espessura de uma cantoneira ligada
excentricamente por apenas uma das abas, pelo menos uma das
excentricidades é também alterada, provocando alteração do valor do
coeficiente.
A relação
gn
AA
permanece inalterada em cantoneiras com abas de mesma
largura com uma única fila de furação, não sendo, portanto, variável a ser
considerada no estudo. Se for alterada a largura da aba, pelo menos uma das
outras possíveis variáveis, tais como excentricidade e distância entre furo e
borda, também se altera, influindo no resultado.
A análise da influência do comprimento da ligação apresentou resultados
distintos daqueles obtidos para as chapas, devido à excentricidade da carga
aplicada. A seguir, são apresentados nas Tabela 6.8, Figura 6.26, Figura 6.27,
Figura 6.28 e Figura 6.29 os resultados para a variável “número de parafusos”.
124
Tabela 6.8 - Resultados para a variável “número de parafusos”.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO60 MODELO 57 MODELO 61 MODELO 62 MODELO 63
Largura da aba 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Comprimento 27,7000 34,0500 40,4000 46,7500 53,1000
Espessura 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000 7,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
s 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
l
c
7,6200 11,4300 15,2400 19,0500 22,8600
A
n
/A
g
0,8672 0,8672 0,8672 0,8672 0,8672
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00
RESULTADO
C
t
0,5034 0,7629 0,8220 0,8226 0,8227
VARIÁVEL Nº PARAFUSOS EM CANTONEIRAS
Figura 6.26 – modelo 60, 3 parafusos / linha de furação
125
Figura 6.27 – modelo 57, 4 parafusos / linha de furação
Figura 6.28 – modelo 62, 6 para fusos / linha de furação
126
0,5000
0,6000
0,7000
0,8000
0,9000
1,0000
2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0
Número de Parafusos
Ct
Figura 6.29 - Gráfico parafusos de número
xC
t
Analisando a Tabela 6.8 e a Figura 6.29, verifica-se que o número de parafusos
por fila de furação em cantoneiras influi na resistência à ruptura da seção
líquida, pois os modelos apresentam variações significativas nos resultados. O
coeficiente de eficiência cresce linearmente com o aumento de parafusos na
fila de furação até cinco parafusos e assume o mesmo valor a partir deste
número. Este comportamento é justificado pela diminuição do efeito shear lag
com o aumento do número de parafusos.
As Figura 6.26, Figura 6.27 e Figura 6.28, mostram a distribuição de tensões
no momento da ruptura dos modelos 60, 57 e 62. Foi simulado um modelo com
dois parafusos que rompeu por rasgamento, comprovando resultado teórico.
Este modelo foi desconsiderado na análise e, para o estudo da influência das
demais variáveis, somente foram consideradas cantoneiras com três ou mais
parafusos.
O modelo 60 alcançou a tensão última de serviço na seção líquida, porém com
uma distribuição próxima da ruptura por rasgamento e o modelo 57, mostrado
na Figura 6.27, teve uma distribuição de tensões que indica mais claramente
uma ruptura na seção líquida, assim como os modelos 61, 62 e 63 que
127
apresentaram a mesma distribuição de tensões no momento da ruptura. Na
análise das figuras e resultados, nota-se que além do aumento da eficiência da
peça, o tipo de ruptura muda com o aumento do número de parafusos na fila de
furação, ou seja, o rasgamento é um tipo de ruptura de peças ligadas com
poucos parafusos. Nota-se ainda que o efeito shear lag torna-se pequeno para
ligações com maior número de parafusos. Portanto, o principal motivo de
ruptura de peças com ligações com grande número de parafusos na fila de
furação é a concentração de tensões próxima à descontinuidade, como visto
em chapas.
As Tabela 6.9, Figura 6.30, Figura 6.31, Figura 6.32, Figura 6.33 e Figura 6.34
demonstram os resultados para a variável “espaçamento longitudinal entre
furos
s
”
.
128
Tabela 6.9 - Resultados para a variável “espaçamento longitudinal entre furos”.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 95 MODELO 94 MODELO 99 MODELO 57 MODELO 67
Largura da aba 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Comprimento 28,3350 30,2400 32,1450 34,0500 35,9700
Espessura 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
s 4,4450 5,0800 5,7150 6,3500 6,9900
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
l
c
13,3350 15,2400 17,1450 19,0500 20,9700
A
n
/A
g
0,8672
0,8672
0,8672
0,8672
0,8672
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00
RESULTADO
C
t
0,7438 0,7537 0,7598 0,7629 0,7638
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 82 MODELO 83 MODELO 84 MODELO 62 MODELO 85
Largura da aba 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Comprimento 32,1500 34,0500 40,4000 46,7500 49,9500
Espessura 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 6,0000 6,0000 6,0000 6,0000 6,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
s 3,4300 3,8100 5,0800 6,3500 6,9900
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
l
c
17,1500 19,0500 25,4000 31,7500 34,9500
A
n
/A
g
0,8672
0,8672
0,8672
0,8672
0,8672
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00
RESULTADO
C
t
0,8218 0,8227 0,8235 0,8226 0,8220
VARIÁVEL s DE CANTONEIRAS
VARIÁVEL s DE CANTONEIRAS
129
Figura 6.30 – modelo 95, 4 furos e
s
= 4,445
Figura 6.31 – modelo 99, 4 furos e
s
= 5,715
Figura 6.32 – modelo 83, 6 furos e
s
= 3,81
130
Figura 6.33 – modelo 85, 6 furos e
s
= 6,99
0.5000
0.6000
0.7000
0.8000
0.9000
1.0000
2.0000 3.0000 4.0000 5.0000 6.0000 7.0000 8.0000
espaçamento
Ct
6 parafusos
4 parafusos
Figura 6.34 – gráfico furos entre allongitudin oespaçament
xC
t
Analisando a Tabela 6.9 e a Figura 6.34, verifica-se que o espaçamento
longitudinal entre furos,
s
, não influi na ruptura de cantoneiras parafusadas por
uma fila de furação apenas, pois os resultados não apresentam diferenças
significativas. Foram simulados modelos com
s
igual a 2,0
d e 2,7 d que
apresentaram rasgamento, conforme os resultados teóricos obtidos segundo os
131
critérios de cálculo da norma brasileira NBR 8800. Estes resultados
demonstram que cantoneiras ligadas por apenas uma fila de parafusos, com
espaçamentos menores, têm maior probabilidade de apresentar rasgamento e
a eficiência do perfil é baixa em relação a perfis que tem como modo de falha a
ruptura da seção líquida. Porém, para melhores definições sobre o assunto, é
necessário um número maior de simulações que não foram aqui realizadas, por
este assunto não ser objeto de estudo deste trabalho.
Analisando a Figura 6.30, verifica-se que o modelo 95 apresentou tensão
última de serviço na seção líquida, porém com uma distribuição de tensões
próxima da ruptura por rasgamento. Os demais modelos descritos na Tabela
6.9 apresentaram, claramente, modo de falha de ruptura da seção líquida,
como mostram, por exemplo, as Figura 6.31, Figura 6.32 e Figura 6.33.
Os modelos 95, 94, 99, 57 e 67, com quatro parafusos, apresentaram uma
pequena variação nos resultados para o coeficiente de eficiência, entre 74,38%
e 76,38%. Os modelos 82, 83, 84, 62 e 85, com seis parafusos, apresentam o
mesmo resultado para o coeficiente de eficiência, em torno de 82,20%. Para os
modelos analisados, portanto, não houve alteração nos resultados com a
variação de
s
. A diferença apresentada entre os coeficientes de eficiência de
cada grupo de modelos está relacionada com a variação do número de
parafusos por fila de furação entre os grupos.
Desta forma, a influência do comprimento da ligação, nos casos de cantoneiras
ligadas excentricamente por uma única fila de furação, está praticamente
relacionada somente ao número de parafusos.
As Tabela 6.10, Figura 6.35, Figura 6.36, Figura 6.37 e Figura 6.38
demonstram os resultados para a variável “distância entre furo e borda
2
e
”
.
132
Tabela 6.10 – Resultados para variável
2
e
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 127 MODELO 128 MODELO 133 MODELO 130
Largura da aba 4,0579 4,9923 6,0597 6,9936
Comprimento 40,4000 40,4000 40,4000 40,4000
Espessura 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 5,0000 5,0000 5,0000 5,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
1,9000 2,6000 3,4000 4,1000
s 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500
e
c
0,9600 0,9600 0,9600 0,9600
l
c
25,4000 25,4000 25,4000 25,4000
A
n
/A
g
0,7873 0,8292 0,8606 0,8799
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
11.991,60 15.729,20 19.998,80 23.734,40
RESULTADO
C
t
0,8054 0,8132 0,8162 0,7820
VARIÁVEL e
2
DE CANTONEIRAS
Figura 6.35 – modelo 127,
2
e
=1,90.
133
Figura 6.36 – modelo 128,
2
e
=2,60
Figura 6.37 – modelo 133,
2
e
=3,40
Figura 6.38 – modelo 130,
2
e
=4,10
134
0.5000
0.6000
0.7000
0.8000
0.9000
1.0000
0.4 0.9 1.4 1.9 2.4 2.9 3.4 3.9 4.4
Valores de e2
Ct
Figura 6.39 – gráfico
2
exC
t
Analisando os resultados apresentados na Tabela 6.10 e na Figura 6.39,
conclui-se que o coeficiente de eficiência cresce ligeiramente com a distância
de furo a borda até certo valor, decrescendo, em seguida. Analisando as Figura
6.35, Figura 6.36, Figura 6.37 e Figura 6.38, verifica-se que nos modelos 127,
128 e 133, a ruptura ocorre com aproveitamento total de
2
e
, enquanto no
modelo 130, a ruptura ocorre com concentração de tensões maior próxima ao
furo e sem aproveitamento total de
2
e
. Este comportamento indica que a
distribuição de tensões na fase plástica, para o tipo de modelo estudado, é
mais uniforme em peças com pequenos
2
e
.
Como observado na análise do comportamento das chapas, a NBR8800
estabelece o limite máximo de 12 vezes a espessura para a distância
2
e
. Nos
modelos estudados, este limite seria de 6cm, posto que a espessura utilizada
foi de 0,5cm. No entanto, para distâncias entre furo e borda de 3,4cm, os
resultados apresentados já indicam redução no valor do coeficiente de
135
eficiência, por excesso de
2
e
. A distância de 3,4cm corresponde a cerca de 7
vezes a espessura, valor este bem inferior ao preconizado pela norma.
As Tabela 6.11, Figura 6.40, Figura 6.41, Figura 6.42 e Figura 6.43
demonstram os resultados para variável “excentricidade
c
e ”.
Tabela 6.11 – Resultados para a variável “excentricidade “
c
e
”
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 131 MODELO 133 MODELO 134 MODELO 135 MODELO 136
Largura da aba 5,4193 6,0597 6,7001 7,3404 7,9806
Comprimento 40,4000 40,4000 40,4000 40,4000 40,4000
Espessura 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Parafusos/fila 5,0000 5,0000 5,0000 5,0000 5,0000
e
1
3,0000 3,0000 3,0000 3,0000 3,0000
e
2
3,4000 3,4000 3,4000 3,4000 3,4000
s 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500 6,3500
e
c
0,4800 0,9600 1,4400 1,9200 2,4000
l
c
25,4000 25,4000 25,4000 25,4000 25,4000
A
n
/A
g
0,8433 0,8606 0,8744 0,8858 0,8952
CARGA APLICADA
carga aplicada na simulação
17.437,20 19.998,80 22.560,40 25.121,60 27.682,40
RESULTADO
C
t
0,8187 0,8162 0,8104 0,7473 0,6844
VARIÁVEL e
c
DE CANTONEIRAS
Figura 6.40 - modelo 131,
c
e = 0,48
136
Figura 6.41 - modelo 134,
c
e = 1,44
Figura 6.42 - modelo136,
c
e = 2,40
137
0.5000
0.6000
0.7000
0.8000
0.9000
1.0000
0.4 0.9 1.4 1.9 2.4 2.9
Valores de ec
Ct
Figura 6.43 – gráfico
ct
exC
para cantoneiras
Analisando a Tabela 6.11 e a Figura 6.43, verifica-se que a excentricidade é
uma variável de influência na eficiência de cantoneiras, pois os resultados
apresentam variações consideráveis. Os resultados mostram que o coeficiente
de eficiência diminui com o aumento da excentricidade, mais acentuadamente
para excentricidades maiores.
As Figura 6.40, Figura 6.41, e Figura 6.42 demonstram os resultados dos
modelos 131, 134 e 136 no momento da ruptura da seção líquida. Analisando
tais figuras, nota-se que o aumento da excentricidade causa um distúrbio na
distribuição de tensões da peça, ou seja, causa um aumento gradual do efeito
shear lag
, tornando o perfil mais susceptível à ruptura.
Vistos os resultados apresentados nas análises das variáveis de cantoneiras,
verifica-se que o
número de parafusos por fila de furação
, a
distância de
furo a borda
e a
excentricidade
são os principais fatores de influência deste
tipo de ligação, onde a carga é concentrada em apenas um elemento da peça.
138
A distância de furo á borda e a excentricidade estão relacionados entre si, pois,
em cantoneiras de mesma largura de aba e mesma espessura, a variação de
um desses elementos implica na variação do outro. Além disso, valores
excessivos de
2
e
podem conduzir a valores muito pequenos do coeficiente de
eficiência. Um limite para esta distância deve ser mais bem investigado. A partir
dos resultados obtidos com base na variação desses dois elementos,
desconsiderando-se o correspondente ao modelo 130, que não apresenta
aproveitamento total de
2
e
, pode-se propor um gráfico que mostra, por
exemplo, a variação de
t
C com uma variável que represente uma variação
relativa destes elementos. Este gráfico é mostrado na Figura 6.44 e representa
a variação do coeficiente de eficiência com a relação
c
eee
+
22
.
0,5
0,55
0,6
0,65
0,7
0,75
0,8
0,85
0,9
0,95
1
0,5 1,5 2,5 3,5 4,5 5,5 6,5 7,5
e
2
/(e
2
+e
c
)
C
t
Figura 6.44 – gráfico )
2
ct
eeeC
+
2
( x
Observa-se que o coeficiente de eficiência cresce com a variável
c
eee
+
22
até
67,0
22
=+
c
eee . Depois deste valor, o coeficiente fica praticamente
constante em aproximadamente 81%. Vale observar que todos os modelos
utilizados nesta análise possuem cinco parafusos, número este correspondente
à maior eficiência em termos de número de parafusos.
139
A Tabela 6.8 e a Figura 6.29 mostram que para três e quatro parafusos, o
coeficiente de eficiência corresponde respectivamente, a 60% e 90% do
coeficiente obtido para cinco parafusos. Assim, pode-se sugerir, para a
determinação do coeficiente
t
C de cantoneiras ligadas por uma fila de furação
de parafusos, com
2
e
abaixo do valor máximo correspondente ao
aproveitamento total da seção, o uso do gráfico da Figura 6.45, que já
considera o erro de 3,74% previsto na escolha da malha de elementos finitos.
0.5
0.55
0.6
0.65
0.7
0.75
0.8
0.85
0.9
0.95
1
0.5 0.55 0.6 0.65 0.7 0.75 0.8 0.85 0.9
e2/(e2+ec)
Ct
Figura 6.45 - gráfico prático )
2
ct
eeeC
+
2
( x
para cinco ou mais parafusos.
Este gráfico, obtido por regressão linear, indica que, para ligações com cinco
ou mais parafusos,
67,019,045,1
2
2
2
2
<
+
−
+
=
cc
t
ee
e
ee
e
C
para ,
(6.2)
e
67,078,0
2
2
≥
+
=
c
t
ee
e
C
para ,
(6.3)
Para ligações com três e quatro parafusos, multiplicar o
t
C por 0,6 e 0,9,
respectivamente.
140
Como dito no Capítulo 2, Munse e Chesson sugeriram que o coeficiente de
eficiência
t
C cresce com a redução da relação
gn
AA / . Isto é passível de ser
observado, como conseqüência da alteração do valor da distância
2
e
, pois à
medida que
2
e
diminui, se tem um melhor aproveitamento da seção com uma
área líquida inferior.
Os estudos de Munse e Chesson e Kulak e Wu indicam que o fator
shear lag
é
influenciado pela excentricidade e pelo comprimento da ligação como um todo.
Os resultados deste trabalho indicam que o fator
shear lag
é influenciado pela
excentricidade, pela distância de furo a borda e pelo comprimento da ligação,
mais especificamente pelo número de parafusos.
Os estudos de Kulak e Wu (1997) indicam uma ruptura dos espécimes
ensaiados (cantoneiras conectadas por uma aba apenas) similar à ruptura dos
modelos simulados nesta pesquisa, isto é, ruptura em
2
e
, seguida da ruptura
do restante da seção líquida. Os resultados destes pesquisadores indicaram
também que o comprimento da ligação influi na eficiência das peças ensaiadas.
No entanto, estes estudos concluíram que o parâmetro
t
C se torna
praticamente constante e igual 1, a partir de quatro parafusos na fila de
furação, enquanto nesta pesquisa a conclusão é mais conservadora: o
parâmetro
t
C somente se torna constante a partir de cinco parafusos e seu
valor varia com a excentricidade e a distância entre furo e borda. Com quatro
parafusos, o coeficiente
t
C valeria 90% do valor correspondente a cinco
parafusos.
141
7 ÁNALISE COMPARATIVA ENTRE OS RESULTADOS OBTIDOS PELA
SIMULAÇÃO NUMÉRICA E PELAS NORMAS
Neste capitulo, é feita uma análise comparativa entre os resultados da
simulação numérica e resultados encontrados de acordo com os critérios de
cálculo adotados pelas normas abordadas nesta pesquisa, apresentando
tabelas com diferenças percentuais entre tais resultados e destacando o critério
de cálculo cujos resultados mais se aproximam daqueles obtidos na simulação
apresentada.
7.1 Análise comparativa das chapas
As normas abordadas neste trabalho consideram que as chapas são peças
com distribuição de tensão uniforme na fase plástica e, portanto, apresentam
aproveitamento total da seção líquida. A norma BS 5950-1 difere das demais
por seu critério de cálculo considerar como modo de falha o escoamento e não
a ruptura da seção líquida de peças tracionadas e ligadas por parafusos e
ainda por considerar um coeficiente de 1,2 a ser multiplicado à resistência, para
142
o tipo de aço estudado neste trabalho, o ASTM A-36 que equivale ao S 275
dessa norma.
As tabelas usadas na análise comparativa, que são apresentadas a seguir,
mostram a carga aplicada a cada modelo, as cargas resistentes calculadas
segundo os critérios das normas abordadas neste trabalho, a carga de ruptura
obtida na simulação, as diferenças percentuais entre estas cargas e a
resistência da chapa, calculada segundo critério proposto no capítulo 6.
A carga aplicada é calculada como o produto da área da seção líquida pela
tensão última do aço e a carga de ruptura é o produto da carga aplicada pelo
t
C
obtido na simulação.
A Tabela 7.1 apresenta a comparação dos resultados obtidos para as chapas
utilizadas na análise da influência da variável “espessura”.
Tabela 7.1 – Comparação de resultados para a variável “espessura” de chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 1 MODELO 2 MODELO 3 MODELO 4
Largura (cm) 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Espessura (cm) 0,6350 0,7140 0,7940 0,8730
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Linhas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
e
2
/g
0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
CARGAS APLICADA E CALCULADAS
carga aplicada (kgf) 12.979,40 14.594,16 16.229,36 17.844,12
NBR 8800/AISC/Eurocódigo 3 (kgf) 12.979,40 14.594,16 16.229,36 17.844,12
BS 5950-1 (kgf) 9.734,55 10.945,62 12.172,02 13.383,09
C
t
0,908 0,909 0,911 0,911
Carga de ruptura da simulação (kgf) 11.785,30 13.266,09 14.784,95 16.255,99
DIFERENÇAS PERCENTUAIS ENTRE
RESULTADO E NORNAS
% entre simulação e NRB
8800/AISC/Eurocódigo 3
10,13% 10,01% 9,77% 9,77%
% entre simulação e BS 5950-1
-17,40% -17,49% -17,67% -17,67%
RESISTÊNCIA À RUPTURA PROPOSTA
11.366,25 12.780,31 14.212,28 15.626,35
VARIÁVEL ESPESSURA DE CHAPAS
143
Analisando a Tabela 7.1, verifica-se que as normas NBR 8800 vigente, Revisão
da NBR 8800 de agosto de 2003, AISC e Eurocódigo 3 apresentam uma
resistência para as chapas de diferentes espessuras em torno de 10% maior
que a obtida na simulação numérica e que a BS 5950-1 apresenta resistência
para estas mesmas chapas em torno de 17,6% menor que a obtida na
simulação. A resistência à ruptura proposta é obtida segundo a equação (6.1).
Tal resistência tem uma diferença percentual da carga de ruptura que varia
entre 3,56% e 3,87%.
As Tabela 7.2, Tabela 7.3 e Tabela 7.4 mostram as comparações dos
resultados obtidos para as chapas utilizadas na análise da influência da
“relação
/
n g
A A
”, do “número de parafusos por fila de furação” e do
“espaçamento longitudinal entre furos”. No item 6.1, verificou-se que estas
variáveis não influem na resistência à ruptura das chapas, assim como a
espessura. Logo as conclusões a respeito da comparação entre os resultados,
considerando estas variáveis, são similares à da variável “espessura”.
144
Tabela 7.2 – Comparação de resultados para a “relação
/
n g
A A
” em chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 5 MODELO 6 MODELO 7
Largura (cm) 7,6900 7,9200 8,3500
Espessura (cm) 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200
Linhas de furação 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000
A
n
/A
g
0,5787 0,5909 0,6120
e
2
/g
0,4884 0,4900 0,4893
CARGAS APLICADA E CALCULADAS
carga aplicada (kgf) 12.709,20 13.366,08 14.594,16
NBR 8800/AISC/Eurocódigo 3 (kgf) 12.709,20 13.366,08 14.594,16
BS 5950-1 (kgf) 9.531,90 10.024,56 10.945,62
C
t
0,904 0,904 0,902
Carga de ruptura da simulação (kgf) 11.489,12 12.082,94 13.163,93
DIFERENÇAS PERCENTUAIS ENTRE
RESULTADO E NORNAS
% entre simulação e NRB
8800/AISC/Eurocódigo 3
10,62% 10,62% 10,86%
% entre simulação e BS 5950-1
-17,04% -17,04% -16,85%
RESISTÊNCIA À RUPTURA PROPOSTA
11.012,57 11.579,04 12.644,18
VARIÁVEL RELAÇÃO A
n
/A
g
DE CHAPAS
Analisando a Tabela 7.2, verifica-se que a norma BS 5950-1 sugere, como no
caso anterior, resistência inferior à obtida na simulação, enquanto as demais
sugerem resistências superiores. A resistência à ruptura proposta, obtida, como
dito, pela equação (6.1), tem uma diferença percentual da carga de ruptura que
varia entre 3,95% e 4,15%.
145
Tabela 7.3 – Comparação de resultados para a variável “número de parafusos
por fila de furação” em chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 10 MODELO 11 MODELO 2 MODELO 12 MODELO 13
Largura (cm) 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Espessura (cm) 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Linhas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Parafusos/fila 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000
e2/g 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
CARGAS APLICADA E CALCULADAS
carga aplicada (kgf) 14594,16 14594,16 14594,16 14594,16 14594,16
NBR 8800/AISC/Eurocódigo 3 (kgf) 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16
BS 5950-1 (kgf) 10945,62 10945,62 10945,62 10945,62 10945,62
C
t
0,905 0,905 0,905 0,905 0,905
Carga de ruptura da simulação (kgf) 13207,71 13207,71 13207,71 13207,71 13207,71
DIFERENÇAS PERCENTUAIS ENTRE
RESULTADO E NORNAS
% entre simulação e NRB
8800/AISC/Eurocódigo 3
10,50% 10,50% 10,50% 10,50% 10,50%
% entre simulação e BS 5950-1
-17,13% -17,13% -17,13% -17,13% -17,13%
RESISTÊNCIA À RUPTURA
PROPOSTA
12.780,28 12.780,28 12.780,28 12.780,28 12.780,28
VARIÁVEL PARAFUSOS/FILA EM CHAPAS
146
Tabela 7.4 – Comparação de resultados para a variável “espaçamento
longitudinal entre furos” de chapas.
Nos dois últimos casos, a norma britânica apresenta uma resistência cerca de
17% inferior à obtida na simulação e as demais normas apresentam uma
resistência 10,5% superior. A diferença percentual entre a resistência à ruptura
proposta e a carga de ruptura da simulação é de 3,24%.
A Tabela 7.5 mostra a comparação dos resultados obtidos para as chapas
utilizadas na análise da influência do “número de filas de furação”.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 14 MODELO 15 MODELO 2 MODELO 16 MODELO 17 MODELO 18
Largura (cm) 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500 8,3500
Espessura (cm) 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Filas de furação 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
Filas de furação 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 6,0000
s 3,5000 3,8000 4,0000 4,3000 5,0000 5,0000
e2/g 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176 0,4176
CARGAS APLICADA E CALCULADAS
carga aplicada (kgf) 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16
NBR 8800/AISC/Eurocódigo 3 (kgf) 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16 14.594,16
BS 5950-1 (kgf) 10.945,62 10.945,62 10.945,62 10.945,62 10.945,62 10.945,62
C
t
0,905 0,905 0,905 0,905 0,905 0,905
Carga de ruptura da simulação (kgf) 13.207,71 13.207,71 13.207,71 13.207,71 13.207,71 13.207,71
DIFERENÇAS PERCENTUAIS ENTRE
RESULTADO E NORNAS
% entre simulação e NRB
8800/AISC/Eurocódigo 3
10,50% 10,50% 10,50% 10,50% 10,50% 10,50%
% entre simulação e BS 5950-1
-17,13% -17,13% -17,13% -17,13% -17,13% -17,13%
RESISTÊNCIA À RUPTURA PROPOSTA
12.780,31 12.780,31 12.780,31 12.780,31 12.780,31 12.780,31
VARIÁVEL s DE CHAPAS
147
Tabela 7.5 – Comparação de resultados para a variável “número de filas de
furação” em chapas.
GEOMETRIA DA CHAPA MODELO 8 MODELO 78 MODELO 79 MODELO 75 MODELO 76 MODELO77
Largura 3,8000 7,6000 11,4000 15,2000 19,0000 22,8000
Espessura 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140 0,7140
Diâmetro do furo 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
Linhas de furação 1,0000 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000
Parafusos/fila 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000 2,0000
e
2
/g
0,0000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
CARGAS APLICADA E CALCULADAS
carga aplicada (kgf) 6.226,08 12.452,16 18.678,24 24.904,32 31.130,40 37.356,48
NBR 8800/AISC/Eurocódigo 3 (Kgf)
6.226,08 12.452,16 18.678,24 24.904,32 31.130,40 37.356,48
BS 5950-1 (Kgf) 4.669,56 9.339,12 14.008,68 18.678,24 23.347,80 28.017,36
Ct 0,869 0,866 0,917 0,936 0,929 0,933
Carga de ruptura da simulação (Kgf)
5.410,46 10.783,57 17.127,95 23.310,44 28.920,14 34.853,60
DIFERENÇAS PERCENTUAIS ENTRE
RESULTADO E NORNAS
% entre simulação e NRB
8800/AISC/Eurocódigo 3
15,07% 15,47% 9,05% 6,84% 7,64% 7,18%
% entre simulação e BS 5950-1
-13,69% -13,39% -18,21% -19,87% -19,27% -19,61%
RESISTÊNCIA À RUPTURA PROPOSTA
5.167,65 10.771,12 16.156,68 21.542,24 26.927,80 32.313,36
% ENTRE SIMULAÇÃO E RESISTÊNCIA
PROPOSTA
-4,49% -0,12% -5,67% -7,59% -6,89% -7,29%
VARIÁVEL FILAS DE FURAÇÃO EM CHAPAS
Analisando a Tabela 7.5, verifica-se que as normas NBR 8800, AISC e
Eurocódigo 3 apresentam resistências para as chapas com diferentes números
de filas de furação maiores que as obtidas na simulação numérica e que as
diferenças percentuais entre estas resistências variam entre 7,18% (modelo77)
e 15,07% (modelo 8). Nota-se ainda que há uma redução na diferença
percentual entre tais resistências com o aumento do número de filas de
furação. Tal redução é justificada pelo aumento da eficiência da chapa à
proporção que a carga é mais bem distribuída na área líquida como explicado
no item 6.1. A norma BS 5950-1 apresenta resistências menores que as
obtidas na simulação numérica com diferenças percentuais que variam de
13,39% (modelo 78) a 19,87% (modelo 75); estas diferenças são maiores para
chapas com maiores eficiências.
148
Em termos numéricos, o aumento da eficiência da chapa significa que o
t
C
aproxima-se de 1, ou seja, que a resistência da chapa aproxima-se da
resistência total da área líquida, como considerado pelo critério de cálculo das
normas NBR 8800, AISC e Eurocódigo 3. Assim, a diferença percentual entre
as normas analisadas e os resultados obtidos diminui com o crescimento do
número de filas de furação. À medida que há um acréscimo na eficiência da
chapa, sua resistência aproxima-se daquela considerada no critério de
eficiência total na ruptura. Quanto ao critério da norma britânica, verifica-se
exatamente o contrário. Nota-se ainda que a faixa de variação da diferença
percentual entre os resultados obtidos pelas normas NBR 8800, AISC e
Eurocódigo 3 e os resultados obtidos na simulação é maior que a faixa de
variação da diferença percentual entre os resultados da norma BS 5950-1 e
estes resultados.
As resistências sugeridas foram calculadas segundo os critérios de cálculo
propostos no capítulo anterior, ou seja, com 83,0
=
t
C para chapa com uma fila
de furação e )/(13,093,0
2
geC
t
−=
para chapas com duas ou mais filas de
furação. Estas resistências são menores que as obtidas na simulação e
crescem aproximadamente na mesma ordem em que cresce o número de filas
de furação nas chapas. A diferença percentual entre estas resistências é de
4,49%, para uma fila de furação, e varia de 0,12% a 7,59%, para duas ou mais
filas de furação.
A Figura 7.1 mostra os gráficos “Resistência x Número de filas de furação”
obtidos pelo critério de cada norma, pela simulação e pela equação (6.1) –
resistência proposta.
149
0,00
5.000,00
10.000,00
15.000,00
20.000,00
25.000,00
30.000,00
35.000,00
40.000,00
0,0000 1,0000 2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000 7,0000
Número de filas de furação
Resistência em Kgf
Simulação
BS 5950-1
demais normas
Resistência proposta
Figura 7.1 – Resultados obtidos para a variável “número de filas de furação” em
chapas.
As Tabela 7.6 e Tabela 7.7 mostram a comparação dos resultados obtidos para
as chapas utilizadas na análise da influência da variável “
2
e g
”.
150
Tabela 7.6 – Comparação de resultados para a variável “ ge
2
” em chapas com duas filas de furação.
G E O M E T R I A D A C H A P A M O D E L O 1 9 M O D E L O 2 0 M O D E L O 2 1 M O D E L O 2 2 M O D E L O 2 3 M O D E L O 2 4 M O D E L O 2 5 M O D E L O 2 M O D E L O 2 6
L a r g u r a ( c m ) 7 , 7 9 0 0 7 , 7 9 0 0 7 , 7 9 0 0 8 , 0 7 0 0 8 , 0 7 0 0 8 , 0 7 0 0 8 , 0 7 0 0 8 , 3 5 0 0 8 , 3 5 0 0
E s p e s s u r a ( c m ) 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0
D iâ m e t r o d o f u r o ( c m ) 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0
F i l a s d e f u r a ç ã o 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0
e
2
/ g 0 , 4 7 6 2 0 , 5 5 2 7 0 , 6 3 5 6 0 , 4 4 5 0 0 , 5 1 3 8 0 , 5 9 0 5 0 , 6 7 6 4 0 , 4 1 7 6 0 , 4 8 0 0
c a r g a a p l i c a d a ( k g f ) 1 2 . 9 9 4 , 8 0 1 2 . 9 9 4 , 8 0 1 2 . 9 9 4 , 8 0 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 4 . 5 9 4 , 1 6 1 4 . 5 9 4 , 1 6
N B R 8 8 0 0 / A I S C / E u r o c ó d i g o 3
( k g f )
1 2 . 9 9 4 , 8 0 1 2 . 9 9 4 , 8 0 1 2 . 9 9 4 , 8 0 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 3 . 7 9 4 , 4 8 1 4 . 5 9 4 , 1 6 1 4 . 5 9 4 , 1 6
B S 5 9 5 0 - 1 ( k g f )
9 . 7 4 6 , 1 0 9 . 7 4 6 , 1 0 9 . 7 4 6 , 1 0 1 0 . 3 4 5 , 8 6 1 0 . 3 4 5 , 8 6 1 0 . 3 4 5 , 8 6 1 0 . 3 4 5 , 8 6 1 0 . 9 4 5 , 6 2 1 0 . 9 4 5 , 6 2
C
t
0 , 9 0 5 0 0 , 8 9 5 0 0 , 8 8 0 0 0 , 9 0 5 0 0 , 9 0 0 0 0 , 8 8 5 0 0 , 8 7 0 0 0 , 9 0 5 0 0 , 9 0 0 0
C a r g a d e r u p t u r a d a s i m u l a ç ã o
( k g f )
1 1 . 7 6 0 , 2 9 1 1 . 6 3 0 , 3 5 1 1 . 4 3 5 , 4 2 1 2 . 4 8 4 , 0 0 1 2 . 4 1 5 , 0 3 1 2 . 2 0 8 , 1 1 1 2 . 0 0 1 , 2 0 1 3 . 2 0 7 , 7 1 1 3 . 1 3 4 , 7 4
% e n t r e s i m u l a ç ã o e N R B
8 8 0 0 / A I S C / E u r o c ó d i g o 3
- 1 0 , 5 0 % - 1 1 , 7 3 % - 1 3 , 6 4 % - 1 0 , 5 0 % - 1 1 , 1 1 % - 1 2 , 9 9 % - 1 4 , 9 4 % - 1 0 , 5 0 % - 1 1 , 1 1 %
% e n t r e s i m u l a ç ã o e B S 5 9 5 0 - 1
1 7 , 1 3 % 1 6 , 2 0 % 1 4 , 7 7 % 1 7 , 1 3 % 1 6 , 6 7 % 1 5 , 2 5 % 1 3 , 7 9 % 1 7 , 1 3 % 1 6 , 6 7 %
R e s i s t ê n c i a à r u p t u r a p r o p o s t a
1 1 . 2 8 0 , 7 2 1 1 . 1 5 1 , 4 7 1 1 . 0 1 1 , 4 8 1 2 . 0 3 0 , 9 2 1 1 . 9 0 7 , 4 4 1 1 . 7 6 9 , 8 6 1 1 . 6 1 5 , 9 2 1 2 . 7 8 0 , 3 1 1 2 . 6 6 1 , 8 0
% e n t r e s i m u l a ç ã o e r e s i s t ê n c i a
p r o p o s t a
- 4 , 0 8 % - 4 , 1 2 % - 3 , 7 1 % - 3 , 6 3 % - 4 , 0 9 % - 3 , 5 9 % - 3 , 2 1 % - 3 , 2 4 % - 3 , 6 0 %
G E O M E T R I A D A C H A P A M O D E L O 2 7 M O D E L O 2 8 M O D E L O 2 9 M O D E L O 3 0 M O D E L O 3 1 M O D E L O 3 2 M O D E L O 3 3 M O D E L O 3 4 M O D E L O 3 5
L a r g u r a ( c m ) 8 , 3 5 0 0 8 , 3 5 0 0 8 , 3 5 0 0 8 , 6 3 0 0 8 , 6 3 0 0 8 , 6 3 0 0 8 , 6 3 0 0 8 , 6 3 0 0 8 , 6 3 0 0
E s p e s s u r a ( c m ) 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 , 7 1 4 0
D iâ m e t r o d o f u r o ( c m ) 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 , 6 2 0 0
F i l a s d e f u r a ç ã o 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0 2 , 0 0 0 0
e
2
/ g 0 , 5 4 9 0 0 , 6 2 8 4 0 , 7 1 7 2 0 , 3 9 3 4 0 , 4 4 9 5 0 , 5 1 2 9 0 , 5 8 4 2 0 , 6 6 6 2 0 , 7 5 8 0
c a r g a a p l i c a d a ( k g f ) 1 4 5 9 4 , 1 6 1 4 5 9 4 , 1 6 1 4 5 9 4 , 1 6 1 5 3 9 3 , 8 4 1 5 3 9 3 , 8 4 1 5 3 9 3 , 8 4 1 5 3 9 3 , 8 4 1 5 3 9 3 , 8 4 1 5 3 9 3 , 8 4
N B R 8 8 0 0 / A I S C / E u r o c ó d i g o 3
( k g f )
1 4 . 5 9 4 , 1 6 1 4 . 5 9 4 , 1 6 1 4 . 5 9 4 , 1 6 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 . 3 9 3 , 8 4 1 5 . 3 9 3 , 8 4
B S 5 9 5 0 - 1 ( k g f )
1 0 9 4 5 , 6 2 1 0 9 4 5 , 6 2 1 0 9 4 5 , 6 2 1 1 5 4 5 , 3 8 1 1 5 4 5 , 3 8 1 1 5 4 5 , 3 8 1 1 5 4 5 , 3 8 1 1 5 4 5 , 3 8 1 1 5 4 5 , 3 8
C
t
0 , 8 9 0 0 0 , 8 8 0 0 0 , 8 6 5 0 0 , 9 0 5 0 0 , 9 0 0 0 0 , 8 9 5 0 0 , 8 8 5 0 0 , 8 7 0 0 0 , 8 5 5 0
C a r g a d e r u p t u r a d a s i m u l a ç ã o
( k g f )
1 2 9 8 8 , 8 0 1 2 8 4 2 , 8 6 1 2 6 2 3 , 9 5 1 3 9 3 1 , 4 3 1 3 8 5 4 , 4 6 1 3 7 7 7 , 4 9 1 3 6 2 3 , 5 5 1 3 3 9 2 , 6 4 1 3 1 6 1 , 7 3
% e n t r e s i m u l a ç ã o e N R B
8 8 0 0 / A I S C / E u r o c ó d i g o 3
- 1 2 , 3 6 % - 1 3 , 6 4 % - 1 5 , 6 1 % - 1 0 , 5 0 % - 1 1 , 1 1 % - 1 1 , 7 3 % - 1 2 , 9 9 % - 1 4 , 9 4 % - 1 6 , 9 6 %
% e n t r e s i m u l a ç ã o e B S 5 9 5 0 - 1
1 5 , 7 3 % 1 4 , 7 7 % 1 3 , 2 9 % 1 7 , 1 3 % 1 6 , 6 7 % 1 6 , 2 0 % 1 5 , 2 5 % 1 3 , 7 9 % 1 2 , 2 8 %
R e s i s t ê n c i a à r u p t u r a p r o p o s t a
1 2 . 5 3 0 , 9 9 1 2 . 3 8 0 , 3 8 1 2 . 2 1 1 , 8 7 1 3 . 5 2 9 , 0 5 1 3 . 4 1 6 , 8 3 1 3 . 2 8 9 , 8 3 1 3 . 1 4 7 , 2 3 1 2 . 9 8 3 , 0 4 1 2 . 7 9 9 , 3 3
% e n t r e s i m u l a ç ã o e r e s i s t ê n c i a
p r o p o s t a
- 3 , 5 2 % - 3 , 6 0 % - 3 , 2 6 % - 2 , 8 9 % - 3 , 1 6 % - 3 , 5 4 % - 3 , 5 0 % - 3 , 0 6 % - 2 , 7 5 %
V A R I Á V E L R E L A Ç Ã O e
2
/ g D E C H A P A S C O M D U A S F I L A S D E F U R A Ç Ã O
V A R I Á V E L R E L A Ç Ã O e
2
/ g D E C H A P A S C O M D U A S F I L A S D E F U R A Ç Ã O
151
Tabela 7.7 – Comparação de resultados para a variável “ ge
2
” em chapas com três filas de furação.
G E O M E T R I A D A C H A P A
M O D E L O
3 6
M O D E L O
3 7
M O D E L O
3 8
M O D E L O
9
M O D E L O
3 9
M O D E L O
4 0
M O D E L O
4 1
M O D E L O
4 2
M O D E L O
4 3
M O D E L O
4 4
L a r g u r a ( c m ) 1 0 ,6 8 0 0 1 1 , 1 2 0 0 1 1 , 1 2 0 0 1 1 ,5 8 0 0 1 1 , 5 8 0 0 1 1 , 5 8 0 0 1 2 , 0 4 0 0 1 2 ,0 4 0 0 1 2 , 0 4 0 0 1 2 , 0 4 0 0
E s p e s s u ra (c m ) 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0
D iâ m e tr o d o f u ro ( c m ) 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0
F il a s d e f u ra ç ã o 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0
e
2
/g 0 , 5 5 2 3 0 ,5 1 9 1 0 ,6 1 6 3 0 ,4 8 8 4 0 ,5 8 2 0 0 ,6 8 3 1 0 ,4 6 1 2 0 ,5 4 7 6 0 , 6 4 4 8 0 ,7 5 0 0
c a rg a a p lic a d a ( k g f ) 1 6 .6 2 1 , 9 2 1 7 .8 7 8 ,5 6 1 7 . 8 7 8 ,5 6 1 9 . 1 9 2 ,3 2 1 9 . 1 9 2 ,3 2 1 9 .1 9 2 ,3 2 2 0 .5 0 6 ,0 8 2 0 .5 0 6 ,0 8 2 0 .5 0 6 , 0 8 2 0 .5 0 6 , 0 8
N B R 8 8 0 0 /A IS C /E u ro c ó d i g o 3 ( k g f )
1 6 .6 2 1 ,9 2 1 7 . 8 7 8 ,5 6 1 7 . 8 7 8 ,5 6 1 9 . 1 9 2 ,3 2 1 9 .1 9 2 ,3 2 1 9 .1 9 2 ,3 2 2 0 .5 0 6 ,0 8 2 0 .5 0 6 ,0 8 2 0 .5 0 6 , 0 8 2 0 .5 0 6 , 0 8
B S 5 9 5 0 -1 (k g f)
1 2 .4 6 6 ,4 4
1 3 .4 0 8 ,9 2
1 3 .4 0 8 ,9 2
1 4 . 3 9 4 ,2 4
1 4 . 3 9 4 ,2 4
1 4 . 3 9 4 ,2 4
1 5 . 3 7 9 ,5 6
1 5 . 3 7 9 ,5 6
1 5 .3 7 9 ,5 6
1 5 .3 7 9 ,5 6
C
t
0 ,9 0 0 0 0 ,9 1 0 0 0 ,8 9 0 0 0 ,9 1 5 0 0 ,9 0 5 0 0 ,8 8 5 0 0 ,9 2 0 0 0 ,9 0 5 0 0 , 8 9 0 0 0 ,8 7 5 0
C a r g a d e r u p tu r a d a s i m u la ç ã o
( k g f )
1 4 .9 5 9 ,7 3 1 6 . 2 6 9 ,4 9 1 5 . 9 1 1 ,9 2 1 7 . 5 6 0 ,9 7 1 7 .3 6 9 ,0 5 1 6 .9 8 5 ,2 0 1 8 .8 6 5 ,5 9 1 8 .5 5 8 ,0 0 1 8 .2 5 0 , 4 1 1 7 .9 4 2 , 8 2
% e n tre s i m u la ç ã o e N R B
8 8 0 0 / A I S C / E u ro c ó d ig o 3
- 1 1 ,1 1 % - 9 , 8 9 % - 1 2 , 3 6 % - 9 ,2 9 % - 1 0 , 5 0 % -1 2 ,9 9 % - 8 ,7 0 % - 1 0 , 5 0 % - 1 2 ,3 6 % - 1 4 , 2 9 %
% e n tre s i m u la ç ã o e B S 5 9 5 0 - 1
1 6 ,6 7 % 1 7 , 5 8 % 1 5 ,7 3 % 1 8 , 0 3 % 1 7 ,1 3 % 1 5 ,2 5 % 1 8 , 4 8 % 1 7 ,1 3 % 1 5 , 7 3 % 1 4 ,2 9 %
R e s is tê n c i a à r u p t u r a p r o p o s t a
1 4 .2 6 4 ,8 9 1 5 . 4 2 0 ,5 0 1 5 . 1 9 4 ,7 0 1 6 . 6 3 0 ,2 2 1 6 .3 9 6 ,8 5 1 6 .1 4 4 ,4 2 1 7 .8 4 1 ,2 9 1 7 .6 1 0 ,9 8 1 7 .3 5 1 , 7 3 1 7 .0 7 1 , 3 1
% e n t r e s im u la ç ã o e r e s i s t ê n c i a
p r o p o s ta
- 4 ,6 4 % - 5 , 2 2 % - 4 ,5 1 % - 5 ,3 0 % - 5 , 6 0 % - 4 , 9 5 % - 5 ,4 3 % - 5 , 1 0 % - 4 , 9 2 % - 4 ,8 6 %
G E O M E T R I A D A C H A P A
M O D E L O
4 5
M O D E L O
4 6
M O D E L O
4 7
M O D E L O
4 8
M O D E L O
4 9
M O D E L O
5 0
M O D E L O
5 1
M O D E L O
5 2
M O D E L O
5 3
M O D E L O
5 4
M O D E L O
5 5
L a r g u r a ( c m ) 1 2 ,4 8 0 0 1 2 , 4 8 0 0 1 2 , 4 8 0 0 1 2 ,4 8 0 0 1 2 , 4 8 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 ,9 4 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 , 9 4 0 0 1 2 ,9 4 0 0
E s p e s s u ra (c m ) 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0 0 ,7 1 4 0 0 , 7 1 4 0
D iâ m e tr o d o f u ro ( c m ) 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 ,6 2 0 0 1 , 6 2 0 0 1 ,6 2 0 0
F il a s d e f u ra ç ã o 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 ,0 0 0 0 3 , 0 0 0 0 3 ,0 0 0 0
e
2
/g 0 , 4 3 7 8 0 ,5 1 4 6 0 ,6 0 4 1 0 ,7 0 4 9 0 ,8 1 4 0 0 ,4 1 5 8 0 ,4 9 0 8 0 ,5 7 0 4 0 , 6 6 3 2 0 ,7 6 7 8 0 ,8 8 0 8
c a rg a a p lic a d a ( k g f ) 2 1 .7 6 2 , 7 2 2 1 .7 6 2 ,7 2 2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 , 4 8 2 3 .0 7 6 , 4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8
N B R 8 8 0 0 /A IS C /E u ro c ó d i g o 3 ( k g f )
2 1 .7 6 2 ,7 2 2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 1 . 7 6 2 ,7 2 2 1 .7 6 2 ,7 2 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8 2 3 .0 7 6 , 4 8 2 3 .0 7 6 , 4 8 2 3 .0 7 6 ,4 8
B S 5 9 5 0 -1 (k g f)
1 6 .3 2 2 ,0 4
1 6 .3 2 2 ,0 4
1 6 .3 2 2 ,0 4
1 6 . 3 2 2 ,0 4
1 6 . 3 2 2 ,0 4
1 7 . 3 0 7 ,3 6
1 7 . 3 0 7 ,3 6
1 7 . 3 0 7 ,3 6
1 7 .3 0 7 ,3 6
1 7 .3 0 7 ,3 6
1 7 .3 0 7 ,3 6
C
t
0 ,9 2 0 0 0 ,9 0 5 0 0 ,8 9 5 0 0 ,8 8 0 0 0 ,8 6 5 0 0 ,9 2 0 0 0 ,9 1 0 0 0 ,9 0 0 0 0 , 8 8 5 0 0 ,8 7 0 0 0 , 8 6 0 0
C a r g a d e r u p tu r a d a s i m u la ç ã o
( k g f )
2 0 .0 2 1 ,7 0 1 9 . 6 9 5 ,2 6 1 9 . 4 7 7 ,6 3 1 9 . 1 5 1 ,1 9 1 8 .8 2 4 ,7 5 2 1 .2 3 0 ,3 6 2 0 .9 9 9 ,6 0 2 0 .7 6 8 ,8 3 2 0 .4 2 2 , 6 8 2 0 .0 7 6 , 5 4 1 9 .8 4 5 ,7 7
% e n tre s i m u la ç ã o e N R B
8 8 0 0 / A I S C / E u ro c ó d ig o 3
- 8 , 7 0 % - 1 0 , 5 0 % - 1 1 , 7 3 % - 1 3 , 6 4 % - 1 5 ,6 1 % - 8 ,7 0 % - 9 , 8 9 % - 1 1 ,1 1 % - 1 2 , 9 9 % - 1 4 ,9 4 % - 1 6 ,2 8 %
% e n tre s i m u la ç ã o e B S 5 9 5 0 - 1
1 8 ,4 8 % 1 7 , 1 3 % 1 6 ,2 0 % 1 4 , 7 7 % 1 3 ,2 9 % 1 8 ,4 8 % 1 7 , 5 8 % 1 6 ,6 7 % 1 5 , 2 5 % 1 3 ,7 9 % 1 2 ,7 9 %
R e s is tê n c i a à r u p t u r a p r o p o s t a
1 9 .0 0 0 ,7 6 1 8 . 7 8 3 ,5 5 1 8 . 5 3 0 ,2 0 1 8 . 2 4 5 ,0 1 1 7 .9 3 6 ,5 3 2 0 .2 1 3 ,8 9 1 9 .9 8 8 ,8 0 1 9 .7 4 9 ,9 9 1 9 .4 7 1 , 4 5 1 9 .1 5 7 , 8 9 1 8 .8 1 8 ,7 4
% e n t r e s im u la ç ã o e r e s i s t ê n c i a
p r o p o s ta
- 5 ,1 0 % - 4 , 6 3 % - 4 ,8 6 % - 4 ,7 3 % - 4 , 7 2 % - 4 , 7 9 % - 4 ,8 1 % - 4 , 9 1 % - 4 , 6 6 % - 4 ,5 8 % - 5 ,1 8 %
V A R IÁ V E L R E L A Ç Ã O e
2
/g D E C H A P A S C O M T R Ê S F IL A S D E F U R A Ç Ã O
V A R IÁ V E L R E L A Ç Ã O e
2
/g D E C H A P A S C O M T R Ê S F IL A S D E F U R A Ç Ã O
152
Analisando a Tabela 7.6 e Tabela 7.7, verifica-se, como nos casos anteriores,
que as resistências obtidas segundo o critério de cálculo das normas NBR
8800, AISC e Eurocódigo 3 são maiores que as obtidas na simulação numérica
e que as resistências obtidas segundo o critério de cálculo da norma BS 5950-1
são menores. As diferenças percentuais entre os resultados preconizados
pelas normas NBR 8800, AISC e Eurocódigo 3 e os resultados obtidos na
simulação variam de 10,50% (modelos 19, 22, 2 e 30) a 16,96% (modelo 35),
para chapas com duas filas de furação, e de 8,70% (modelos 41, 45 e 50) a
16,28% (modelo 55), para chapas com três filas de furação. As diferenças
percentuais entre os resultados obtidos com o critério da norma BS 5950-1 e os
resultados obtidos na simulação variam de 12,28% (modelo 35) a 17,13%
(modelos 19, 22, 2 e 30) , para chapas com duas filas de furação, e de 12,79%
(modelo55) a 18,48% (modelos 41, 45 e 50), para chapas com três filas de
furação.
Verifica-se ainda, nos resultados da análise comparativa em questão, que, para
chapas de mesma largura, a faixa de variação das diferenças percentuais entre
os resultados obtidos pelas normas NBR 8800, AISC e Eurocódigo 3 e os
resultados obtidos na simulação é diferente da faixa de variação das diferenças
entre os resultados obtidos pela norma BS 5950-1 e pela simulação. O mesmo
foi verificado na análise dos resultados obtidos para a variável “número de filas
de furação”.
As resistências sugeridas foram calculadas segundo os critérios de cálculo
propostos no capítulo anterior, ou seja,
)/(13,093,0
2
geC
t
−=
, para chapas com
duas e três filas de furação. Estas resistências são menores que as obtidas na
simulação em até 4,12%, para chapas com duas filas de furação, e 5,6%, para
chapas com três filas de furação.
A Figura 7.2 e a Figura 7.3 mostram, em forma de gráficos, os resultados
contidos nas tabelas para as chapas de maiores larguras, com duas e três filas
de furação, respectivamente.
153
11000,00
11500,00
12000,00
12500,00
13000,00
13500,00
14000,00
14500,00
15000,00
15500,00
16000,00
0,3500 0,4500 0,5500 0,6500 0,7500 0,8500
Relação e
2
/g - duas filas de furação
Resistência em kgf
Simulação
BS 5950-1
Demais normas
Resistência proposta
Figura 7.2 – Comparação de resultados para a variável “
ge
2
” em chapas com
duas filas de furação.
15.000,00
16.000,00
17.000,00
18.000,00
19.000,00
20.000,00
21.000,00
22.000,00
23.000,00
24.000,00
0,3000 0,4000 0,5000 0,6000 0,7000 0,8000 0,9000 1,0000
Relação e
2
/g- três filas de furação
Resistência em kgf
Simulação
BS 5950-1
Demais Normas
Resistência proposta
Figura 7.3 – Comparação de resultados para a variável “
ge
2
” em chapas com
três filas de furação.
154
7.2 Análise comparativa das cantoneiras
A maior parte das normas abordadas neste trabalho considera que as
cantoneiras ligadas excentricamente são peças que não apresentam uma
distribuição de tensões uniforme e, por isso, não apresentam aproveitamento
total da seção transversal líquida. Estas normas consideram, como modo de
falha destas peças, a ruptura da área líquida. A norma BS 5950-1, como já dito,
difere-se das demais por seu critério de cálculo considerar como modo de falha
o escoamento da seção líquida de peças tracionadas e ligadas por parafusos e
ainda por considerar um coeficiente de 1,2 a ser multiplicado à resistência, para
o tipo de aço estudado neste trabalho, o ASTM A-36 que equivale ao S 275
desta norma.
Como no caso das chapas, as tabelas usadas na análise comparativa, que são
apresentadas a seguir, mostram a carga aplicada a cada modelo, as cargas
resistentes calculadas segundo os critérios das normas abordadas neste
trabalho, a carga de ruptura obtida na simulação, as diferenças percentuais
entre estas cargas e a resistência da cantoneira, calculada segundo critério
proposto no capítulo 6.
As Tabela 7.8 e Figura 7.4 apresentam a comparação dos resultados obtidos
para as cantoneiras utilizadas na análise da influência da variável “número de
parafusos”.
155
Tabela 7.8 - Comparação de resultados para a variável “número de parafusos”
em cantoneiras.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO60 MODELO 57 MODELO 61 MODELO 62 MODELO 63
Largura da aba (cm) 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Espessura (cm) 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
Parafusos/fila 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000 7,0000
l
c
12,7000 19,0500 25,4000 31,7500 38,1000
CARGAS CALCULADAS E
APLICADA
NBR 8800 vigente (kgf) 28.777,60 28.777,60 28.777,60 28.777,60 28.777,60
NBR 8800 revisão ago/03 (kgf)
30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40
AISC (kgf) 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40
Eurocódigo 3 (kgf) 23.699,20 23.699,20 23.699,20 23.699,20 23.699,20
BS 5950-1 (kgf) 19.692,00 19.692,00 19.692,00 19.692,00 19.692,00
Carga aplicada (kgf) 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00
C
t
0,5034 0,7629 0,8220 0,8226 0,8227
Carga de ruptura (kgf)
17.043,11
25.828,74
27.829,63
27.849,95
27.853,33
DIFERENÇA PERCENTUAL
ENTRE RESULTADO E NORMA
% entre simulação e NBR 8800
vigente 68,85% 11,42% 3,41% 3,33% 3,32%
%entre simulação e NBR 8800
revisão ago/03
78,78% 17,97% 9,49% 9,41% 9,40%
% entre simulação e AISC
78,78%
17,97%
9,49%
9,41%
9,40%
% entre simulação e Eurocódigo
3 39,05% -8,24% -14,84% -14,90% -14,91%
%entre simulação e BS 5950-1
15,54%
-23,76%
-29,24%
-29,29%
-29,30%
Resistência à ruptura
proposta
20.711,81 23.766,91 26.407,68 26.407,68 26.407,68
% entre simulação e
resistência proposta
21,53% -7,98% -5,11% -5,18% -5,19%
VARIÁVEL Nº PARAFUSOS EM CANTONEIRAS
156
0
10.000
20.000
30.000
40.000
50.000
60.000
70.000
80.000
2,0000 3,0000 4,0000 5,0000 6,0000 7,0000 8,0000
N° de parafusos
Resistência em kgf
NBR 8800 VIGENTE
REVISÃO NBR 880 E AISC
EUROCÓDIGO
BS 5950-1
SIMULAÇÃO
RESISTÊNCIA PROPOSTA
Figura 7.4 - Comparação de resultados para a variável “número de parafusos”
em cantoneiras.
Analisando a Tabela 7.8, verifica-se que o modelo com três parafusos, em que
o modo de falha, apesar de ser a ruptura da área líquida, mostra uma
distribuição de tensões próxima do rasgamento, apresenta resultados com
grandes diferenças percentuais não conservadoras. Isto confirma o fato, já
comentado no capítulo anterior, de que as peças que rompem por rasgamento
apresentam um coeficiente de aproveitamento do material muito inferior aos
das peças que rompem na seção líquida. O fenômeno do rasgamento precisa
ser mais bem estudado, de modo a se melhorar a compreensão do
comportamento de peças tracionadas parafusadas.
Os resultados expostos nesta tabela indicam que o Eurocódigo 3 e são
conservadoras em relação aos resultados da simulação e as demais normas
apresentam resultados não-conservadores, sendo o Eurocódigo 3 menos
conservador do que a BS 5950-1. Esta tabela mostra ainda que a NBR 8800
vigente é a norma que mais se aproxima dos resultados obtidos na simulação,
porém com resultados não conservadores.
157
A diferença percentual entre a resistência calculada com o auxílio das
equações (6.2) e (6.3) e a obtida na simulação situa-se em torno de 8% para o
modelo com quatro parafusos e em torno de 5% para os modelos com cinco ou
mais parafusos.
A Tabela 7.9, a Figura 7.5 e a Figura 7.6 apresentam a comparação dos
resultados obtidos para as cantoneiras utilizadas na análise da influência da
variável “espaçamento longitudinal entre furos”.
158
Tabela 7.9 - Comparação de resultados para a variável “espaçamento
longitudinal entre furos” em cantoneiras.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 95 MODELO 94 MODELO 99 MODELO 57 MODELO 67
Largura da aba (cm) 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Espessura (cm) 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
Parafusos/fila 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000 4,0000
s 4,4500 5,0800 5,7150 6,3500 6,9900
l
c
13,3500 15,2400 17,1450 19,0500 20,9700
CARGAS CALCULADAS E
APLICADA
NBR 8800 vigente (kgf) 28.777,60 28.777,60 28.777,60 28.777,60 28.777,60
NBR 8800 revisão ago/03 (kgf)
30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40
AISC (kgf) 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40
Eurocódigo 3 (kgf) 19.636,48 20.990,72 22.344,96 23.699,20 23.699,20
BS 5950-1 (kgf) 19.692,00 19.692,00 19.692,00 19.692,00 19.692,00
Carga aplicada (kgf) 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00
C
t
0,7438 0,7537 0,7598 0,7629 0,7638
Carga de ruptura (kgf) 25.182,09 25.517,27 25.723,79 25.828,74 25.859,21
DIFERENÇA PERCENTUAL
ENTRE RESULTADO E NORMA
% entre simulação e NBR 8800
vigente
14,28% 12,78% 11,87% 11,42% 11,29%
%entre simulação e NBR 8800
revisão ago/03
21,00% 19,41% 18,45% 17,97% 17,83%
% entre simulação e AISC
21,00% 19,41% 18,45% 17,97% 17,83%
% entre simulação e
Eurocódigo 3
-22,02% -17,74% -13,14% -8,24% -8,35%
%entre simulação e BS 5950-1
-21,80% -22,83% -23,45% -23,76% -23,85%
Resistência à ruptura
proposta
23.766,91 23.766,91 23.766,91 23.766,91 23.766,91
% entre simulação e
resistência proposta
-5,62% -6,86% -7,61% -7,98% -8,09%
VARIÁVEL s DE CANTONEIRAS
159
DADOS DA CANTONEIRA MODELO 82 MODELO 83 MODELO 84 MODELO 62 MODELO 85
Largura da aba (cm) 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000 6,5000
Espessura (cm) 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000 0,8000
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
e
2
4,1000 4,1000 4,1000 4,1000 4,1000
e
c
0,4816 0,4816 0,4816 0,4816 0,4816
Parafusos/fila 6,0000 6,0000 6,0000 6,0000 6,0000
s 3,4300 3,8100 5,0800 6,3500 6,9900
l
c
17,1500 19,0500 25,4000 31,7500 34,9500
CARGAS CALCULADAS E
APLICADA
NBR 8800 vigente (kgf) 28.777,60 28.777,60 28.777,60 28.777,60 28.777,60
NBR 8800 revisão ago/03 (kgf)
30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40
AISC (kgf) 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40 30.470,40
Eurocódigo 3 (kgf) 17.469,70 18.282,24 23.699,20 23.699,20 23.699,20
BS 5950-1 (kgf) 19.692,00 19.692,00 19.692,00 19.692,00 19.692,00
Carga aplicada (kgf) 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00 33.856,00
C
t
0,8218 0,8227 0,8235 0,8226 0,8220
Carga de ruptura (kgf) 27.822,86 27.853,33 27.879,06 27.849,95 27.829,63
DIFERENÇA PERCENTUAL
ENTRE RESULTADO E NORMA
% entre simulação e NBR 8800
vigente
3,43% 3,32% 3,22% 3,33% 3,41%
%entre simulação e NBR 8800
revisão ago/03
9,52% 9,40% 9,29% 9,41% 9,49%
% entre simulação e AISC
9,52% 9,40% 9,29% 9,41% 9,49%
% entre simulação e
Eurocódigo 3
-37,21% -34,36% -14,99% -14,90% -14,84%
%entre simulação e BS 5950-1
-29,22% -29,30% -29,37% -29,29% -29,24%
Resistência à ruptura
proposta
26.407,68 26.407,68 26.407,68 26.407,68 26.407,68
% entre simulação e
resistência proposta
-5,09% -5,19% -5,28% -5,18% -5,11%
VARIÁVEL s DE CANTONEIRAS
160
0
10.000
20.000
30.000
40.000
50.000
60.000
70.000
80.000
4,0000 4,5000 5,0000 5,5000 6,0000 6,5000 7,0000 7,5000
Espaçamento longitudinal
Resistência em kgf
NBR 8800 VIGENTE
REVISÃO NBR 880 E AISC
EUROCÓDIGO
BS 5950-1
SIMULAÇÃO
RESISTÊNCIA PROPOSTA
Figura 7.5 - Comparação de resultados para a variável “espaçamento
longitudinal entre furos” para cantoneiras com quatro parafusos.
0
10.000
20.000
30.000
40.000
50.000
60.000
70.000
80.000
2,5000 3,5000 4,5000 5,5000 6,5000 7,5000
Espaçamento longitudinal
Resistência em kgf
NBR 8800 VIGENTE
REVISÃO NBR 880 E AISC
EUROCÓDIGO
BS 5950-1
SIMULAÇÃO
RESISTÊNCIA PROPOSTA
Figura 7.6 - Comparação de resultados para a variável “espaçamento
longitudinal entre furos” para cantoneiras com seis parafusos.
A Tabela 7.9 confirma os comentários feitos para variável “número de
parafusos”, ou seja, as normas NRB 8800 vigente, revisão da NBR 8800 e
AISC apresentam resultados não conservadores e as normas Eurocódigo 3 e
BS 5950-1 apresentam resultados conservadores. O Eurocódigo 3 é a norma
161
com resistências mais próximas das obtidas na simulação para cantoneiras
com quatro parafusos. Em cantoneiras com seis parafusos, a norma NBR 8800
vigente é a que apresenta resistências mais próximas das obtidas na
simulação, porém com resultados não conservadores.
As resistências calculadas com o auxílio das equações (6.2) e (6.3) diferem das
obtidas na simulação em percentuais que variam de 5,62% (modelo 95) a
8,09% (modelo 67), para os modelos com quatro parafusos, e que situam-se
algo acima de 5%, para os modelos com seis parafusos.
As Tabela 7.10 e Figura 7.7 apresentam a comparação dos resultados obtidos
para as cantoneiras utilizadas na análise da influência da variável “
2
e
”.
162
Tabela 7.10 - Comparação de resultados para a variável “
2
e
” em cantoneiras.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 127 MODELO 128 MODELO 133 MODELO 130
Largura da aba (cm) 4,0579 4,9923 6,0597 6,9936
Espessura (cm) 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
e
2
(cm) 1,9000 2,6000 3,4000 4,1000
e
c
0,9600 0,9600 0,9600 0,9600
CARGAS CALCULADAS E
APLICADA
NBR 8800 vigente (kgf) 10.192,86 13.369,82 16.998,98 20.174,24
NBR 8800 revisão ago/03 (kgf)
10.792,44 14.156,28 17.998,92 21.360,96
AISC (kgf) 10.792,44 14.156,28 17.998,92 21.360,96
Eurocódigo 3 (kgf) 8.394,12 11.010,44 13.999,16 16.614,08
BS 5950-1 (kgf) 3.717,39 7.104,59 11.524,29 14.359,30
Carga aplicada (kgf) 11.991,60 15.729,20 19.998,80 23.734,40
Ct 0,8054 0,8132 0,8162 0,7820
Carga de ruptura (kgf) 9.658,03 12.790,99 16.323,02 18.560,30
DIFERENÇA PERCENTUAL
ENTRE RESULTADO E NORMA
% entre simulação e NBR 8800
vigente
5,54% 4,53% 4,14% 8,70%
%entre simulação e NBR 8800
revisão ago/03
11,75% 10,67% 10,27% 15,09%
% entre simulação e AISC
11,75% 10,67% 10,27% 15,09%
% entre simulação e Eurocódigo
3
-13,09% -13,92% -14,24% -10,49%
%entre simulação e BS 5950-1
-61,51% -44,46% -29,40% -22,63%
Resistência à ruptura
proposta
9.272,94 12.268,78 15.599,06 18.512,83
% entre simulação e
resistência proposta
-3,99% -4,08% -4,44% -0,26%
VARIÁVEL e
2
DE CANTONEIRAS
163
0
10.000
20.000
30.000
40.000
50.000
60.000
70.000
80.000
1,5000 2,0000 2,5000 3,0000 3,5000 4,0000 4,5000
Distância e
2
em cm
Resistência em kgf
NBR 8800 VIGENTE
REVISÃO NBR 880 E AISC
EUROCÓDIGO
BS 5950-1
SIMULAÇÃO
RESISTÊNCIA PROPOSTA
Figura 7.7 - Comparação de resultados para a variável “
2
e
” em cantoneiras.
Analisando a Tabela 7.10 e a Figura 7.7, verifica-se, mais uma vez, que a NRB
8800 vigente é a norma que apresenta resistências mais próximas dos
resultados obtidos na simulação, porém são resultados não conservadores. O
Eurocódigo 3 e a BS 5950-1 são as normas que apresentam resistências mais
conservadoras em relação aos resultados da pesquisa, porém, nesta análise, a
norma BS 5950-1 apresentou resultados excessivamente conservadores.
As equações (6.2) e (6.3) fornecem coeficientes de eficiência que conduzem a
resistências que variam de 0,26% (modelo 130) a 4,44% (modelo 133) em
relação aos resultados obtidos na simulação.
As Tabela 7.11 e Figura 7.8 apresentam a comparação dos resultados obtidos
para as cantoneiras utilizadas na análise da influência da variável
“excentricidade”.
164
Tabela 7.11 - Comparação de resultados para a variável “
c
e ” em cantoneiras.
GEOMETRIA DA CANTONEIRA MODELO 131 MODELO 133 MODELO 134 MODELO 135 MODELO 136
Largura da aba (cm) 5,4193 6,0597 6,7001 7,3404 7,9806
Espessura (cm) 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000 0,5000
Diâmetro do furo (cm) 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200 1,6200
e
2
3,4000 3,4000 3,4000 3,4000 3,4000
e
c
(cm)
0,4816 0,9600 1,4400 1,9200 2,4000
CARGAS CALCULADAS E
APLICADA
NBR 8800 vigente (kgf) 14.821,62 16.998,98 19.176,34 21.353,36 23.530,04
NBR 8800 revisão ago/03 (kgf)
15.693,48 17.998,92 20.304,36 22.609,44 24.914,16
AISC (kgf) 15.693,48 17.998,92 20.304,36 22.609,44 24.914,16
Eurocódigo 3 (kgf) 12.206,04 13.999,16 15.792,28 17.585,12 19.377,68
BS 5950-1 (kgf) 10.003,34 11.524,29 13.295,36 15.616,45 17.937,18
Carga aplicada (kgf) 17.437,20 19.998,80 22.560,40 25.121,60 27.682,40
C
t
0,8187 0,8162 0,8104 0,7473 0,6844
Carga de ruptura (kgf) 14.275,84 16.323,02 18.282,95 18.773,37 18.945,83
DIFERENÇA PERCENTUAL
ENTRE RESULTADO E NORMA
% entre simulação e NBR 8800
vigente
3,82% 4,14% 4,89% 13,74% 24,20%
%entre simulação e NBR 8800
revisão ago/03
9,93% 10,27% 11,06% 20,43% 31,50%
% entre simulação e AISC
9,93%
10,27%
11,06%
20,43%
31,50%
% entre simulação e Eurocódigo
3
-14,50% -14,24% -13,62% -6,33% 2,28%
%entre simulação e BS 5950-1
-29,93%
-29,40%
-27,28%
-16,82%
-5,32%
Resistência à ruptura
proposta
14.690,39 14.674,57 14.580,88 18.506,87 18.270,38
% entre simulação e
resistência proposta
2,90% -10,10% -20,25% -1,42% -3,57%
VARIÁVEL e
c
DE CANTONEIRAS
165
0
10.000
20.000
30.000
40.000
50.000
60.000
70.000
80.000
0,0000 0,5000 1,0000 1,5000 2,0000 2,5000
e
c
em cm
Resistência em kgf
NBR 8800 VIGENTE
REVISÃO NBR 880 E AISC
EUROCÓDIGO
BS 5950-1
SIMULAÇÃO
RESISTÊNCIA PROPOSTA
Figura 7.8 - Comparação de resultados para a variável “
c
e ” em cantoneiras.
Analisando a Tabela 7.11, verifica-se que a NBR 8800 vigente fornece
resultados próximos dos obtidos na simulação para os modelos com pequenas
excentricidades (modelos 131, 133 e 134). À medida que esta variável cresce,
as resistências fornecidas por esta norma se afastam dos valores obtidos na
simulação, tornando-a cada vez mais não conservadora. A revisão da NBR e a
AISC também apresentam resultados conservadores, cujas diferenças
percentuais em relação aos resultados obtidos na simulação crescem
rapidamente com a excentricidade. A BS 5950-1 e o Eurocódigo 3 fornecem
resultados conservadores. O Eurocódigo 3 fornece os resultados mais
próximos dos obtidos pela simulação para os modelos com grandes
excentricidades (modelos 135 e 136).
Resistências calculadas com o auxílio das equações (6.2) e (6.3) apresentam
diferenças, em relação aos resultados obtidos na simulação, que podem variar
de valores muito pequenos a algo em torno de 20% ou mais. No entanto, estas
diferenças são, em geral, conservadoras.
166
8 CONCLUSÃO
Neste capítulo, se mostra, em síntese, os objetivos pretendidos com a
realização deste trabalho e as principais contribuições inerentes ao assunto
estudado nesta pesquisa. Em seguida, apresenta-se as conclusões obtidas
através das análises e estudos realizados para atingir os objetivos propostos e
finalmente são sugeridos pesquisas e trabalhos futuros que podem dar
continuidade a este estudo.
8.1 Síntese
Os critérios usados para conceber e dimensionar estruturas metálicas tornou-
se hoje objeto de reavaliação devido ao constante avanço das tecnologias de
fabricação do aço e de compreensão da estabilidade e da resistência destas
estruturas. O estudo realizado nesta dissertação é motivado pelo intuito de
avaliar os critérios de cálculo adotados pelas principais normas utilizadas no
Brasil para dimensionamento de peças de aço tracionadas e conectadas por
parafusos.
167
Com base nestas premissas, este estudo tem como objetivos:
•
Apresentação e comparação dos critérios de dimensionamento de
peças tracionadas e ligadas por parafusos, utilizados atualmente pelas
principais normas brasileiras e internacionais;
•
Realização de uma análise dos parâmetros de influência em dois dos
tipos de seções de aço mais utilizados para resistir ao esforço de tração
em obras de estruturas metálicas através de simulação numérica de
peças com estas seções;
•
Apresentação de um critério de cálculo que represente o resultado da
simulação numérica;
•
Realização de um estudo comparativo entre os resultados obtidos na
simulação e os obtidos pelos critérios de cálculo adotado pelas normas.
As normas abordadas neste estudo são a NBR 8800 vigente, NBR 8800
revisão de agosto de 2003, AISC, Eurocódigo 3 e BS 5950-1. As seções
escolhidas para realização da análise numérica foram as de chapas
retangulares solicitadas concentricamente e as de cantoneiras de abas iguais
ligadas por uma fila de furação em uma das abas.
As normas adotam dois diferentes conceitos para o modo de falha da área
líquida de chapas. O primeiro considera como modo de falha a ruptura da área
líquida com aproveitamento total da seção líquida, este conceito é adotado
pelas normas brasileiras, americana e européia. O segundo considera o
escoamento da seção líquida como o modo de falha, este conceito é adotado
pela norma britânica apenas. Porém, a norma britânica considera um fator de
eficiência do material que não é considerado pelas demais normas. O critério
de cálculo de resistência de chapas tracionadas e ligadas por parafusos,
adotado pela norma britânica, mostrou-se conservador em relação as demais
normas abordadas neste trabalho.
168
O critério de cálculo adotado pelas normas para a determinação da resistência
de cantoneiras ligadas por uma fila de furação considera que peças deste tipo
não apresentam aproveitamento total da área líquida, devido ao efeito
shear
lag
, que considera a distribuição não uniforme de tensões na seção. Porém, há
uma grande variação entre as normas na consideração dos parâmetros de
influência, do grau de influência destes parâmetros e dos métodos de cálculo
adotados para quantificar a eficiência da referida peça. As normas brasileiras,
americana e européia consideram como modo de falha, também para este tipo
de peça, a ruptura da área liquida, enquanto a norma britânica considera como
modo de falha o escoamento da área líquida.
No critério de cálculo da resistência de cantoneiras tracionadas e ligadas por
uma fila de furação em apenas uma das abas as normas abordadas neste
trabalho apresentam, em geral, a seguinte ordem crescente de
conservadorismo: européia, britânica, americana, revisão da brasileira e
brasileira vigente.
Vistas as divergências entre as normas, foram propostos e estudados os
seguintes parâmetros na simulação numérica, considerando as características
das seções e ligações escolhidas:
•
Espessura do elemento;
•
Relação
n g
A A
;
•
Número de filas de furação;
•
Comprimento da ligação, considerando o número de parafusos por fila
de furação e o espaçamento longitudinal entre furos
s
;
•
Distância do furo a borda
2
e
;
•
Espaçamento transversal entre furos
g
e
169
•
Excentricidade;
Para realizar a análise dos parâmetros citados, foram construídos, com o
auxílio do método de elementos finitos, modelos de peças que apresentavam
variações estratégicas a fim de obter-se resultados para realização de uma
análise comparativa entre os modelos simulados e entre estes e os resultados
teóricos das normas analisadas. A análise computacional foi realizada no
software Ansys, versão 5.5. Todos os modelos construídos possuem as
mesmas considerações no que diz respeito às características de simulação e
simplificações adotadas, diferenciando-se apenas pelas características
geométricas.
Para a análise do parâmetro “espessura”, foram simulados quatro modelos de
chapas que não apresentaram variações nos resultados. Para o parâmetro
“relação
n g
A A
” foram simulados três modelos de chapa que também não
apresentaram variações nos resultados.
O parâmetro “número de filas de furação” foi analisado em chapas e foram
simulados seis modelos que apresentaram uma variação significativa nos
valores do
t
C
, convergindo, porém, a uma assintota, a partir de quatro filas de
furação. Para o parâmetro “número de parafusos por fila de furação” em
chapas foram simulados cinco modelos que não apresentaram variação nos
resultados. Para análise deste parâmetro em cantoneiras, foram simulados
cinco modelos que apresentaram variações significativas, mas com resultados
que convergiram a uma assíntota, a partir de cinco parafusos.
Para o parâmetro “espaçamento longitudinal entre parafusos” foram simulados
seis modelos de chapas e dez modelos de cantoneiras, que não apresentaram
variações significativas. Os parâmetros “espaçamento transversal entre furos” e
“distância de furo a borda” foram estudados, para chapas com duas e três filas
de furação, a partir da “relação
ge
2
”, devido à interdependência entre estes
parâmetros. Foram simulados trinta e nove modelos para quantificar a
170
influência desta relação sobre as chapas, concluindo-se que, assim como o
número de filas de furação, esta relação influencia a resistência deste tipo de
seção. Feita a análise dos resultados obtidos a partir da variação desses
parâmetros, foi proposta a equação (6.1),
g
e
C
t
2
13,093,0
−=
, para chapas com
duas ou mais filas de furação, e a consideração de
83,0
=
t
C , para chapas com
uma fila de furação.
O parâmetro “distância do furo a borda” foi analisado nas seções de
cantoneiras com a simulação de quatro modelos e o parâmetro “excentricidade”
com a simulação de cinco modelos. Estes parâmetros, assim como o número
de parafusos por fila de furação, influenciam a eficiência de cantoneiras quanto
à ruptura da área líquida, Feita a análise destes fatores, foi proposto o seguinte
critério de cálculo para resistência destas peças:
67,019,045,1
2
2
2
2
<
+
−
+
=
cc
t
ee
e
ee
e
C
para ,
e
67,078,0
2
2
≥
+
=
c
t
ee
e
C
para ,
.
Para ligações com três e quatro parafusos, sugere-se multiplicar o
t
C por 0,6 e
0,9, respectivamente.
No total, foram simulados sessenta modelos de chapas e vinte e três de
cantoneiras a fim de se obter os resultados requeridos para realização de uma
análise apurada sobre o assunto.
Após simulação e análise dos modelos foi desenvolvida uma análise
comparativa entre estes resultados e as resistências destes mesmos modelos
calculadas segundo as normas abordadas, onde se verificou a diferença
percentual entre estas normas e os resultados da simulação.
171
8.2 Conclusão
Realizadas as análises comparativas entre as normas, a simulação numérica e
a análise comparativa entre os resultados da simulação e os resultados
teóricos das normas, conclui-se que:
•
Há atualmente uma grande divergência entre as normas para
quantificação da eficiência de peças tracionadas, principalmente das
que possuem ligação assimétrica.
•
Não existem muitos estudos que abordam o assunto deste trabalho e os
que foram realizados baseiam-se em testes experimentais. A análise
numérica aliada aos testes experimentais é uma forma de estudo capaz
de identificar os fatores de influência e grau de influência destes fatores,
através de um estudo paramétrico com maior precisão, devido à
possibilidade de mais facilmente obter-se uma quantidade considerável
de resultados para a análise da distribuição de tensões nas peças.
•
Além de serem poucos os estudos sobre o assunto, algumas normas
apresentam falhas no seu procedimento de cálculo como, por exemplo,
a AISC que não estabelece um valor mínimo para o coeficiente de
eficiência, permitindo que este valor chegue a valores próximos de zero
ou até negativos.
•
O estudo realizado por Bartels (2000) mostra que fatores importantes
para o cálculo de perfis T ligados apenas pela alma não tinham sido
considerados em nenhum estudo até então, como o momento fletor,
devido à excentricidade da ligação, associado ao momento restaurador
de 2ª ordem. Esta associação é responsável pela resistência deste tipo
de perfil ser maior que a resistência teórica à ruptura calculada como se
o perfil fosse sujeito à tração e ao momento fletor simultaneamente, e
172
menor que a resistência teórica do mesmo à ruptura calculada como
sendo sujeito somente à tração. Bartels propõe uma equação linear
para considerar todos os fatores de influência deste tipo de seção,
estudado por ele.
•
Através da simulação numérica, pôde-se verificar que os fatores de
influência para a resistência à ruptura da área líquida em chapas foram
o número de filas de furação e a relação
ge
2
, contradizendo os
critérios de cálculo adotados pelas normas, que consideram perfis
tracionados e conectados por parafusos em todos os elementos que o
compõem como tendo aproveitamento total da sua área líquida.
•
Através da simulação numérica, pôde-se verificar que os fatores de
influência para resistência à ruptura da área líquida em cantoneiras
foram o número de parafusos, a distância transversal de furo a borda e
a excentricidade. Este resultado confirma alguns parâmetros de
influência adotados em algumas normas. Por exemplo:
•
O número de parafusos é um parâmetro adotado pela NBR 8800
vigente e pelo Eurocódigo 3 explicitamente e indiretamente pela
Revisão da NBR 8800 e pela AISC que consideram o
comprimento da ligação como um todo como parâmetro de
influência, sendo que o número de parafusos é um dos
parâmetros que compõe a variável comprimento da ligação.
•
A excentricidade é um parâmetro considerado pela Revisão da
NBR 8800 e pela AISC, diretamente.
•
A distância transversal de furo à borda é um parâmetro para o qual as
normas estabelecem apenas os limites máximo e mínimo. Porém, foi
verificado que este é um parâmetro de influência na resistência tanto de
chapas como de cantoneiras. Grandes valores desta distância fazem
reduzir a eficiência da seção e nenhuma norma aborda este aspecto.
173
Os modelos de cantoneira que apresentaram maior aproveitamento da
seção líquida foram os que romperam em toda a distância
2
e
. Portanto,
a influência desta distância na resistência de peças tracionadas deve
ser reavaliada pelas normas.
•
A excentricidade e a distância transversal de furo a borda estão
diretamente relacionados, e a relação entre estes parâmetros é uma
variável de influência na resistência de cantoneiras com ligações
assimétricas.
•
O espaçamento longitudinal entre furos não se revelou um parâmetro
de influência na resistência de chapas ou de cantoneiras, desde que
sejam respeitados os valores mínimos já preconizados pelas normas.
Assim, o comprimento da ligação influencia a sua resistência apenas
através do número de parafusos, resultado este que diverge dos
critérios de algumas normas que consideram esse parâmetro na
determinação do comprimento da ligação, como dito no item que
relaciona o parâmetro número de parafusos em cantoneiras com as
normas.
•
Os demais parâmetros considerados pelas normas, tais como variações
nas dimensões relativas da seção, tipo de furo e variações no tipo de
ligação, não foram analisados na simulação, por não estarem
contemplados no objeto na pesquisa.
•
Nas simulações de modelos do tipo cantoneiras, houve rasgamento da
aba, não previsto pelos critérios preconizados pelas normas, o que
revela a necessidade de estudos mais aprofundados do tema.
•
Para os resultados da simulação dos modelos de chapa, verificou-se
que as normas abordadas neste trabalho dividem-se em dois tipos de
resultados: um composto pelas normas brasileiras, americana e
européia e um composto pela norma britânica apenas. O primeiro tipo
174
apresenta resultados para a resistência maior que a verificada nos
modelos simulados e o segundo apresenta resultados conservadores
em relação aos modelos simulados. Através desta análise, é possível
verificar que o modo de falha da seção líquida de chapas de aço
tracionadas e ligadas por parafusos não é o seu escoamento, como
preconiza a norma britânica, e também que a seção líquida não alcança
a tensão última com eficiência total, como preconizam as demais
normas. Logo, se propõe, neste trabalho, um critério de cálculo, para a
resistência deste tipo de seção, que considera a distribuição não
uniforme de tensões que na realidade existe.
•
Para os resultados da simulação dos modelos de cantoneiras verificou-
se que as normas abordadas se dividem em três grupos: o primeiro
composto pelas normas brasileiras e americana, que considera a
ruptura da seção líquida como modo de falha; o segundo, composto
pela norma britânica, que considera como modo de falha o escoamento
da seção líquida e o terceiro, composto pela norma européia, que
considera a ruptura na área líquida como modo de falha, porém com
uma resistência à ruptura menor que o a resistência ao escoamento da
dessa seção, para espaçamentos transversais entre furos de até 4,5d.
O critério de cálculo adotado pela norma européia é a que melhor se
aproxima dos resultados dos modelos, principalmente das cantoneiras
com os maiores valores de excentricidade e dos modelos onde a
ruptura se dá do furo à borda da peça.
8.3 Sugestões para pesquisas e estudos futuros
Como sugestões para futuros trabalhos, que venham a dar prosseguimento ao
estudo desta dissertação e a definir de forma mais precisa os critérios de
cálculos adotados por normas para cálculo de elementos de aço submetidos à
tração, podem-se citar:
175
•
O estudo dos modos falha de rasgamento e ruptura da seção líquida,
verificando-se e estabelecendo limites entre eles, pois foi visto neste
trabalho que, a diferença na resistência da peça é significativa entre
estes dois modos de falha.
•
O estudo dos limites mínimos e máximos de
2
e
, considerando que o
aproveitamento total desta distância na ruptura da peça está diretamente
relacionado a um maior coeficiente de eficiência.
•
O estudo das demais peças e ligações parafusadas normalmente
utilizadas para elementos estruturais tracionados, tais como cantoneiras
conectadas por mais de uma fila de furação, cantoneiras de abas
desiguais, perfis U e a associação destes perfis.
•
O estudo de elementos estruturais tracionados e conectados por solda,
ou por uma associação de solda e parafusos.
•
O estudo experimental dos modelos simulados, para comprovação desta
pesquisa.
•
O estudo da influência de ligações protendidas e ligações por “atrito”.
•
O estudo de ligações que envolvam mais de uma chapa e atritam entre
si.
176
9 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
AMERICAN INSTITUTE OF STEEL CONSTRUCTION, INC. - AISC(1995).
Metric load and resistance factor design specification for structural
steel buildings.
Item B2: Net area, B3: Effective net area for tension
members e D: Tension members.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT – COMITÊ
BRASILEIRO DE CONSTRUÇÃO CIVIL – CB-2 (1986).
Projeto e
execução de estruturas de aço de edifícios- NBR 8800.
Item 5.2: Barras
tracionadas.
ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS – ABNT (2003).
Projeto de revisão da NBR 8800 – Projeto e execução de estruturas de
aço e de estruturas mistas aço-concreto de edifícios.
Item 5.2: Barras
prismáticas submetidas à força normal de tração.
BARTELS, P.A. (2000). Net section rupture in tension members with
connection eccentricity.
Thesis submitted to the College of Engineering
and Mineral Recourses at West Virginia University.
BRITISH STANDARD INSTUTION (2001).
BS 5950-1 - Structural use of
steelwork in building
. Parte1: Section 3.4: Section properties e Section
4.6: Tension members.
CHESSON, E. JR., AND MUNSE, W. H., Transactions,
ASCE
, Vol. 123,
1958, pp. 1087-1128.
CHESSON, E. JR., Behavior of Large Riveted and Bolted Structural
Connections,
Thesis presented to the University of Illinois, at Urban
, IL,
in 1959, in partial fulfillment of the requirements for the degree of Doctor of
Philosophy.
177
DOWLING, P.J.; HARDING, J.E.; BJORHOVDE,R. (1992). Constructional
steel design an international guide.
Elsevier Applied Science London and
New York.
Item 2.1: Tension members.
EPSTEIN, HOWARD I., Block Shear of Structural Tees in Tension-Alternate
Paths,
AISC Journal of Engineering
, Vol. 33, 4th quarter, 1996, pp. 147-
152.
EPSTEIN, HOWARD I., An Experimental Study of Block Shear Failure of
Angles in Tension,
AISC Engineering Journal
, Vol. 29, 1992, pp. 75-84.
EUROPEAN COMMITTEE FOR STANDARDIZATION (1993).
Eurocode 3
– Design of steel structures – Part 1-1: General rules – Supplementary
rules for cold-formed thin gauge members and sheeting.
Féodosiev, V. (1977). Resistência dos materiais.
Edições Lopes da Silva -
Porto
, Capítulo I: Tração e compressão, Capítulo XIII:Resistência no caso
de tensões que variam ciclicamente.
GAYLORD, E. H. JR., GAYLORD, C. N., AND STALLMEYER, J. E. Design
of Steel Structures, 3rd edition, New York, NY:
McGraw-Hill Inc
., 1992.
KIM, H.J.; YURA, J.A. (1998). The effect of ultimate-to-yeld ratio on the
bearing strength of bolted connections.
Journal of Constructional Steel
Research
, 49, pg 255-269.
KULAK, GEOFFREY L., AND WU, ERIC YUE, Shear Lag in Bolted Tension
Members,
ASCE Journal of Structural Engineering
, Vol. 123, No. 9,
September, 1997, pp.1144-1152.
MUNSE, W. H., AND CHESSON, E., J.R., Riveted and Bolted Joints: Net
Section Design,
ASCE Journal of Structural Engineering
, Vol. 89, No.
ST1, February, 1963, pp. 107-126.
178
PFEIL, M.; PFEIL, W. (2000). Estruturas de aço – Dimensionamento prático.
LTC – Livros Técnicos e Científicos Editora S.A.
Capítulo 2.
WU, Y., AND KULAK, G. L., Shear Lag in Bolted Single and Double Angle
Tension Members,
Struct. Engrg. Rep. No. 187
, Dept of Civl Engrg., Univ.
of Alberta, Edmonton, Canada, 1993.
179
10 BIBLIOGRAFIA CONSULTADA
AMERICAN IRON AND STEEL INSTITUTE (1996).
Specification for the
design of cold-formed steel structural members – Cold-formed steel
design manual.
Parte V: C2: Tension members e E3.2: Tension in each
connected part.
BELLEI, I.H. (2003). Edifícios industriais em aço – projeto e cálculo.
Pini.
Capítulo 4: Ligações parafusadas.
COMISSÃO DE ESTUDOS DE PROJETOS E EXECUÇÃO DE ESTRUTURAS
METÁLICAS (2001).
Projeto de norma de revisão da NB 143 -
Dimensionamento de estruturas de aço constituídas por perfis formados
a frio – Procedimento.
Item 7.6: Barras submetidas à tração.
FEODOSIEV, V.I. (1976). Resistência de materiales.
Ediciones Sapiens.
Capítulo VII: Fundamentos de la teoria de los estados tensional e
deformacional, Capítulo VIII: Teoria de los estados tensionales limites.
FERREIRA, W.G. (2004). Dimensionamento de elementos de perfis de aço
laminados e soldados - com exemplos numéricos.
Grafer editora.
Capítulo 3:
elementos tracionados.
PINHEIRO, A.C.F.B. (2001). Estruturas metálicas – Cálculos, detalhes,
exercícios e projetos.
Editora Edgard Blücher Ltda.
Capítulo 5: barras
tracionadas.
QUEIROZ, G. (1988). Elementos da estruturas de aço.
Imprensa
Universitária – Universidade Federal de Minas Gerais - UFMG.
Item 7.1:
Barras tracionadas.
SANTOS, A.F. DOS (1977). Estruturas metálicas - Projetos e detalhes para
fabricação.
Editora McGraw-Hill.
Capítulo 3: Dispositivos de união.
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