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ESTUDO TÉORICO E EXPERIMENTAL DAS
PRESSÕES EM TREMONHAS CÔNICAS E
PIRAMIDAIS DE SILOS METÁLICOS
ESBELTOS
LUCIANO HENRIQUE DE SOUZA VIEIRA
2009
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LUCIANO HENRIQUE DE SOUZA VIEIRA
ESTUDO TEÓRICO E EXPERIMENTAL DAS
PRESSÕES EM TREMONHAS CÔNICAS E
PIRAMIDAIS PARA SILOS METÁLICOS ESBELTOS
Dissertação apresentada à Universidade
Federal de Lavras como parte das
exigências do Programa de Pós-graduação
em Engenharia Agrícola, área de
concentração em Construções e
Ambiência, para obtenção do título de
"Mestre".
Orientador
Prof. Dr. Francisco Carlos Gomes
LAVRAS
MINAS GERAIS - BRASIL
2009
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Vieira, Luciano Henrique de Souza.
Estudo teórico e experimental das pressões em tremonhas
cônicas e piramidais de silos metálicos esbeltos / Luciano Henrique
de Souza Vieira. – Lavras : UFLA, 2009.
110 p. : il.
Dissertação (mestrado) – Universidade Federal de Lavras, 2009.
Orientador: Francisco Carlos Gomes.
Bibliografia.
1. AS 3774:1996. 2. EN 1991-4:2006. 3. Silo. 4. Pressão
estática. I. Universidade Federal de Lavras. II. Título.
CDD – 681.7631
Ficha Catalográfica Preparada pela Divisão de Processos Técnicos da
Biblioteca Central da UFLA
LUCIANO HENRIQUE DE SOUZA VIEIRA
ESTUDO TEÓRICO E EXPERIMENTAL DAS
PRESSÕES EM TREMONHAS CÔNICAS E
PIRAMIDAIS DE SILOS METÁLICOS ESBELTOS
Dissertação apresentada à Universidade
Federal de Lavras como parte das
exigências do Programa de Pós-
Graduação em Engenharia Agrícola, área
de concentração em Construções e
Ambiência, para obtenção do título de
"Mestre".
APROVADA em 25 de setembro de 2009.
Profª. Drª. Maria Cecília Amorim Teixeira da Silva FEC/UNICAMP
Prof. Dr. Tadayuki Yanagi Junior DEG/UFLA
Prof. Dr. Francisco Carlos Gomes DEG/UFLA
Prof. Dr. Francisco Carlos Gomes
DEG/UFLA
(Orientador)
LAVRAS
MINAS GERAIS - BRASIL
Ao meu avô Garcia Moreno dos Santos Vieira (in memoriam),
Por ser sempre minha fonte de inspiração;
OFEREÇO
A minha avó Cleide Maria dos Santos Vieira, por me incentivar nessa
empreitada;
A minha madrinha Cleide Maria Vieira, pela dedicação total e irrestrita;
DEDICO
AGRADECIMENTOS
À Universidade Federal de Lavras, em especial ao Departamento de
Engenharia Agrícola pela oportunidade de realização do trabalho;
A EESC/USP/LaMEM pela oportunidade de estágio;
Ao Professor Carlito Calil Junior da EESC/USP/LaMEM pelas
considerações e orientações;
A todo o pessoal que trabalha na EESC/USP/LaMEM pela ajuda e
amizade;
Ao Professor Tomás de Aquino do Laboratório de Protótipos do
DEG/UFLA pela ajuda crucial na realização dos ensaios;
Aos meus grandes amigos Diogo Tubertini Maciel, Vinícius Murata
Saito e Ewerton Felipe do Prado Machado, sem vocês não teria conseguido!
Ao Professor Francisco Carlos Gomes pela orientação, apoio e muita
amizade na graduação e mestrado.
Ao Senhor Roberto do Laboratório de Protótipos do DEG/UFLA pela
ajuda nos ensaios;
Aos meus amigos do setor de Construções e Ambiência Hellen, Adriana,
Raphaela e Humberto pela amizade e companheirismo;
Ao meu pai João Luciano dos Santos Vieira pelos ensinamentos;
Aos meus tios Francisco, Marcelo e Fernando por todos esses anos de
dedicação e amizade;
As minhas irmãs Nayara, Mayra e Luciana e primos, Marcelinho,
Juninho, Vinícius e Larissa pela amizade;
Por fim, a todos aqueles que fazem parte da minha vida e contribuem
para que eu me torne uma pessoa cada dia melhor!
SUMÁRIO
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS ....................................................................... i
LISTA DE SÍMBOLOS ................................................................................................... ii
RESUMO ........................................................................................................................ ix
ABSTRACT ......................................................................................................................x
1 INTRODUÇÃO..............................................................................................................1
2 REFERENCIAL TEÓRICO...........................................................................................3
2.1 Estudo de silos.............................................................................................................3
2.1.1 Importância econômica.............................................................................................3
2.1.2 Caracterização e classificação dos silos....................................................................5
2.1.3 Classificação das tremonhas.....................................................................................7
2.2 Propriedades físicas dos produtos armazenados........................................................10
2.2.1 Importância.............................................................................................................10
2.2.2 Tensões do produto no silo.....................................................................................13
2.2.3 Fatores que influenciam as propriedades físicas.....................................................14
2.2.4 Ensaio de cisalhamento na TSG 70-140.................................................................15
2.2.5 Determinação das principais propriedades do produto...........................................16
2.2.5.1 Ângulo de atrito interno e efetivo ângulo de atrito interno..................................16
2.2.5.2 Ângulo de atrito cinemático (dinâmico) com a parede........................................20
2.2.5.3 Determinação dos valores característicos superior e inferior ..............................24
2.3 Fluxo..........................................................................................................................25
2.3.1 Vantagens e desvantagens do tipo de fluxo............................................................32
2.3.2 Obstruções de fluxo................................................................................................33
2.3.3 Função fluxo...........................................................................................................34
2.3.4 Fator fluxo da tremonha .........................................................................................35
2.3.5 Obstrução em “tubo” ..............................................................................................36
2.3.5.6 Obstrução em “arco” ...........................................................................................37
2.3.5.7 Determinação da dimensão mínima da boca de descarga....................................38
2.3.5.7.1 Dimensão mínima da boca de descarga para fluxo de massa ...........................38
2.3.5.7.2 Dimensão mínima da boca de descarga para fluxo de funil..............................40
2.3.5.8 Determinação da inclinação das paredes da tremonha.........................................41
2.4 Pressões em paredes de tremonhas............................................................................42
2.4.1 Pressões em paredes de tremonha pelo método de Baikov.....................................42
2.4.2 Pressões em paredes de tremonha pelo método de Walker ....................................45
2.4.2.1 Pressões estáticas na tremonha ............................................................................47
2.4.2.2 Pressões de descarga (dinâmicas) na tremonha ...................................................48
2.4.3 Pressões em paredes de tremonha - AS 3774-1996................................................49
2.4.4 Pressões em paredes de tremonha - EN 1991-4:2006.............................................52
2.4.4.1 Primeiro método de cálculo das pressões em tremonhas - EN 1991-4:2006.......52
2.4.4.2 Segundo método de cálculo das pressões em tremonhas - EN 1991-4:2006.......54
2.4.5 Pressões em paredes de tremonhas excêntricas ......................................................55
2.4.5.1 Pressões em tremonhas excêntricas - AS 3774-1996...........................................56
2.4.5.2 Pressões em tremonhas excêntricas – Guaita et al. (2003) ..................................58
3 MATERIAL E MÉTODOS..........................................................................................63
3.1 Produto granular ........................................................................................................63
3.2 Modelos físicos propostos .........................................................................................64
3.3 Construção das tremonhas.........................................................................................66
3.4 Plataforma para atuação das cargas ...........................................................................68
3.5 Atuador de cargas......................................................................................................69
3.6 Aquisição de dados....................................................................................................70
3.7 Medida da deformação nas paredes da chapa............................................................71
3.8 Métodos de ensaio .....................................................................................................72
3.9 Ensaio especial ..........................................................................................................75
3.10 Transformação das deformações em pressões.........................................................76
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO..................................................................................81
4.1 Resultados dos ensaios na tremonha piramidal .........................................................81
4.2 Resultados dos ensaios na tremonha cônica ..............................................................91
5 CONCLUSÕES..........................................................................................................105
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .......................................................................106
i
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
ACI American Concrete Institute
AS Australian Standard
CBFC Canadian Farm Building Code
CONAB Companhia Nacional de Abastecimento
CZC Chapa zincada
DEG Departamento de Engenharia
DIN Deutsches Institut für Normung
EN European Committee of Standardization
LVDT Linear Variable Differential Transformer
MEF Método dos Elementos Finitos
OSB Oriented Strand Board
RC Relógio Comparador
SSTT
Standard Shear Testing Technique for Particulate Solids Using the
Jenike Shear Cell
TGD Teoria dos Grandes Deslocamentos
UFLA Universidade Federal de Lavras
ii
LISTA DE SÍMBOLOS
Letras romanas minúsculas
a
w
Fator de contato na parede
b coeficiente empírico
b
c
Orifício de saída para tremonha axissimétrica
b
f
Dimensão mínima da boca de descarga para fluxo de funil
b
min
Dimensão mínima da boca de descarga
b
p
Orifício de saída para tremonha plana
c Coesão entre partículas
c
c
Coeficiente de fluxo geométrico
c
nf
Multiplicador de pressão normal na parede
d Diâmetro do silo
d
c
Diâmetro do silo
d
e
Distância próxima à saída do eixo de excentricidade
d
z
Função relativa à altura efetiva da superfície e a característica de
Janssen
e
i
Excentricidade de carregamento do silo
e
o
Excentricidade da tremonha
f(h) Função-objetivo
ff Fator Fluxo da tremonha
iii
h Altura do silo
h
b
Altura total efetiva da massa de grãos armazenados
h
ch
Altura do cone
h
D
Altura da transição no lado de maior excentricidade
h
h
Altura vertical da tremonha
l
h
Comprimento da parede da tremonha
p
ef, max
Pressão efetiva máxima no lado de maior excentricidade
p
ef, red
Pressão efetiva de redução no lado de menor excentricidade
p
h
Pressão horizontal
p
HT
Pressão horizontal na tremonha
p
n
Pressão normal na tremonha
p
n1
Pressão na tremonha devido a pressão vertical causada pelo
armazenamento do produto no silo na região de transição
p
n2
Pressão na tremonha devido a pressão vertical causada pelo
armazenamento do produto no silo na saída da tremonha
p
n3
Pressão na tremonha devido ao peso do produto na mesma
p
nf
Pressão normal na parede durante o fluxo
p
nhi
Pressão normal inicial (estática) na parede da tremonha
p
ni
Pressão inicial normal na parede
p
NT
Pressão normal na superfície média das paredes da tremonha
ps
elevação de pressão na transição
p
t
Pressão de atrito na tremonha
iv
p
TT
Pressão tangencial na superfície média das paredes da tremonha
p
v
Pressão vertical
p
vf
Pressão vertical
p
vft
Pressão vertical na região de transição
p
vit
Pressão vertical média quando z=h
o
+h
c
p
VT
Pressão vertical na transição
p
V,tr
Pressão vertical dinâmica na transição
VT
p
Pressão vertical média na tremonha
q Pressão de atrito
r
c
Dimensão característica
t Espessura da parede (chapa)
u
2
Fator de contato na parede trapezoidal
u
3
Fator de contato na parede ondulada
x Coordenada vertical da pressão na tremonha
x
Propriedade média
z Altura equivalente
z’ Distância a partir do vértice da tremonha
z
h
Altura vertical da tremonha
Letras romanas maiúsculas
C
b
Fator para majoração das ações no fundo do silo
v
D Diâmetro ou lado do silo
D1 Superfície da parede do silo polida
D2 Superfície da parede do silo lisa
D3 Superfície da parede do silo rugosa
E Módulo de elasticidade
F Tensão de cisalhamento
F
f
Valor característico da relação de pressão na tremonha
FF Função Fluxo
G(
i
φ
)
Fator de tubo
H Altura do silo
H(α) Função dependente da forma geométrica e da inclinação da tremonha
I Momento de inércia
K Relação entre as pressões horizontais e verticais
K
h
Relação entre as pressões horizontais e verticais
K
l
Valor característico inferior da relação de pressão lateral
K
m
Relação entre as pressões horizontais e verticais
L Comprimento mínimo da abertura da boca da tremonha
M Momento fletor
N Tensão normal
P Tensão de cisalhamento
P
pre
Tensão de pré-cisalhamento
vi
R Raio hidráulico
S Coeficiente devido ao formato da tremonha
YL Lugar geométrico de deslizamento
Z Profundidade
Letras gregas minúsculas
α Inclinação da tremonha com a vertical
α
1
Ângulo da parede de união da tremonha
α
2
Ângulo da parede de união da tremonha
ε Deformação específica
γ Peso específico do produto
γ
h
Valor característico superior do peso específico
γ
i
Valor inferior da densidade do produto
e
φ
Efetivo ângulo de atrito interno
,es
φ
Valor superior do efetivo ângulo de atrito interno
i
φ
Ângulo estático de atrito interno
im
φ
Valor médio do ângulo de atrito interno
r
φ
Ângulo de repouso
w
φ
Ângulo de atrito entre o produto e a parede do silo
,wc
φ
Ângulo de atrito da parede
vii
ws
φ
Valor superior do ângulo de atrito entre o produto e a parede do silo
σ Tensão normal
σ
1
Maior tensão principal de consolidação
σ
1
’ Tensão atuante em um arco estável imaginário
1
σ
Tensão atuante nos apoios de um arco formado pelo produto
σ
c
Tensão confinada de ruptura
σ
crit
Tensão crítica
σ
f
Tensão de flexão
σ
ic
Tensão inconfinada
σ
p
Tensão normal principal
σ
w
Tensão normal de cisalhamento entre o produto e a parede do silo
σ
x
Tensão normal na direção x
σ
y
Tensão normal na direção y
σ
y,o
Tensão normal na direção y
σ
z
Tensão normal na direção z
τ Tensão de cisalhamento
τ
pre
Tensão de pré-cisalhamento
τ
w
Tensão de cisalhamento entre o produto e a parede do silo
ν Coeficiente de Poisson
µ Coeficiente de atrito entre produto e parede
µ
h
Valor característico inferior do coeficiente de atrito entre produto e
viii
parede da tremonha
µ
hef
Efetivo coeficiente de atrito na parede
µ
heff
Valor característico do coeficiente de atrito entre o produto e a parede
da tremonha
µ
i
Coeficiente de atrito interno
µ
w
Coeficiente de atrito entre produto e parede
µ
w,c
Coeficiente de atrito da parede do corpo do silo
β Ângulo de inclinação da tremonha com a vertical
β
e
Ângulo circunferencial
δ Coeficiente de variação
ψ Ângulo de dilatação
Letras gregas maiúsculas
Φ Ângulo de atrito interno
ix
RESUMO
VIEIRA, Luciano Henrique de Souza. Estudo teórico e experimental das
pressões em tremonhas cônicas e piramidais de silos metálicos esbeltos.
2009. 110 p. Dissertação (Mestrado em Engenharia Agrícola) – Universidade
Federal de Lavras, Lavras.
∗
A tremonha se destaca como uma região de incertezas com relação ao
fluxo de produto e às pressões atuantes. Seu comportamento durante o
carregamento e a descarga dos produtos é pouco conhecido. Devido á
excentricidade na sua boca de descarga, as incertezas aumentam, gerando
projetos antieconômicos ou inseguros. Sendo assim, realizou-se um estudo
teórico baseado nas normas AS 3774:1996 (australiana) e EN 1991-4:2006
(européia). Os resultados obtidos pelos cálculos foram comparados a um estudo
experimental através de dois modelos de tremonhas em escala reduzida, sendo
uma tremonha metálica piramidal, com 33% de excentricidade e outra metálica
cônica, com 55% de excentricidade. Para os ensaios, utilizou-se areia como
produto granular e cargas foram aplicadas através de uma prensa hidráulica,
simulando diferentes relações altura/diâmetro. A partir dos resultados
encontrados, concluiu-se que ambas as normas apresentaram métodos de
cálculos satisfatórios para a determinação das pressões em tremonhas
piramidais. A aplicação do método 2 da EN 1991-4:2006 forneceu valores de
pressões superiores aos encontrados em ensaio, conduzindo a um
dimensionamento mais conservador da estrutura. A norma EN 1991-4:2006
oferece melhores resultados quanto à tremonha cônica,. Porém, a AS 3774:1996
também pode ser utilizada para a determinação das pressões em tremonhas
cônicas excêntricas.
Palavras-chave: AS 3774:1996; EN 1991-4:2006; silo; pressão estática.
∗
Orientador: Francisco Carlos Gomes - UFLA.
x
ABSTRACT
VIEIRA, Luciano Henrique de Souza. A theoretical and experimental study
on pressures in conical and pyramidal hoppers of slender metallic silos.
2009. 110 p. Dissertation (Msc in Agricultural Engineer) – Universidade Federal
de Lavras, Lavras.
∗
The hopper structure is still an area of great uncertainties regarding the product
flow and the acting pressures. Its behavior during loading and downloading products is
little known. With the eccentricity of the discharge hopper, the uncertainties only
increase, resulting, at times, in insecure or anti economic projects. This study design was
based on the AS 3774:1996 (Australian) and on the EN 1991-4:2006 (European) norms.
The results obtained were compared to an experimental study that tests two hopper
models in reduced scale, being one a metallic pyramidal hopper, with 33% of
eccentricity; the other, conic, with 55% of eccentricity. For the tests, sand was used as a
granular product and pressures charges were applied by using a hydraulic press,
simulating different height/diameter ratios. From the research findings, it was concluded
that both norms presented satisfactory calculation methods to determine the pressures in
pyramidal hoppers. The application of the method 2 of EN 1991-4:2006 provided
pressures values superior to the ones found during the tests, leading to a more
conservative dimensioning of its structure. The norm EN 1991-4:2006 offers better
results for the conic hopper. However, the AS 3774:1996 can also be used to determine
the pressures in eccentric conic hoppers.
Key words: AS 3774:1996; EN 1991-4:2006; silo; static pressure.
∗
Adviser: Francisco Carlos Gomes, PhD – UFLA.
1
1 INTRODUÇÃO
O Brasil é um dos maiores exportadores de grãos e carnes do mundo,
gerando um crescente aumento de produção e produtividade do agronegócio
brasileiro. Sendo assim, a preocupação com a armazenagem de produtos como
soja, trigo, milho, farelos e tantos outros deve ser redobrada. Porém, a
armazenagem desses produtos é feita em silos que apresentam características
estruturais muitas vezes desconhecidas pelos técnicos de campo levando a
freqüentes ruínas dessas unidades. Um estudo detalhado do comportamento dos
silos pode levar a resultados que minimizem os acidentes, aumentando os níveis
de segurança e melhorando as técnicas estruturais empregadas atualmente.
Dessa forma, fazem-se necessários estudos que visem a conhecer o
comportamento das estruturas do silo, dado os esforços demandados quando de
seu carregamento, descarga e aumentos de pressões devido a acomodações dos
produtos no interior das unidades.
Uma unidade tecnicamente projetada e bem conduzida pode levar a
vantagens tais como: minimização das perdas de produto devido à quebra
técnica, minimização de ataques de insetos, fungos e ratos, economia de
transporte uma vez que os preços dos fretes aumentam em períodos de safra,
diminuição do custo de transporte pela eliminação de impurezas e excesso de
umidade dos grãos, maior regulagem de oferta e demanda de produtos no
mercado ao longo do ano e menores flutuações de preços devido à regulagem de
demanda/oferta.
Dentre os constituintes do silo, a tremonha deve receber especial atenção
por parte dos pesquisadores e projetistas uma vez que se trata de uma região
fundamental para a caracterização do tipo de fluxo que o silo irá apresentar além
de ser uma região abaixo da transição, ou seja, é um local onde as pressões
possuem comportamentos bastante variáveis. As tremonhas podem apresentar
2
ainda uma excentricidade, ou seja, um deslocamento na boca de saída, tornando
ainda mais complexa a caracterização das pressões atuantes.
A importância do estudo de tremonhas cônicas e piramidais,
concêntricas ou excêntricas advém do fato de a maioria das normas
internacionais para projetos de silos tratarem apenas dos dois casos, entendendo
que qualquer outro modelo de tremonha é uma derivação destes.
O estudo das pressões em tremonhas excêntricas faz-se necessário uma
vez que poucos trabalhos abordaram esse tema mundialmente e, no Brasil, ainda
não existe uma norma para projetos de silos.
Com este propósito, realizou-se um estudo teórico baseado em duas
normas, a australiana (AS 3774:1996) e a européia (EN 1991-4:2006). Após este
estudo, os valores de pressões gerados por estas normas foram comparados a um
estudo experimental utilizando dois modelos reduzidos de tremonhas, sendo um
modelo piramidal com 33% de excentricidade e um modelo cônico com 55% de
excentricidade.
3
2 REFERENCIAL TEÓRICO
2.1 Estudo de silos
Historicamente, os primeiros silos verticais para armazenamento surgem
com as novas técnicas de concreto armado unidas à revolução industrial do
século XIX que criaram grandes núcleos industriais e elevaram o valor dos
terrrenos, tornando imprescindível a criação de técnicas que pudessem diminuir
o espaço necessário ao armazenamento de diversos produtos (Calil Junior,
1984).
Ainda segundo Calil Junior (1984), no final do século XIX, em zonas de
grande consumo e regiões portuárias, foram erguidos enormes silos de concreto
armado com alta capacidade para armazenamento de cereais e em pouco espaço.
Então, ao surgir tais estruturas, dão-se início as tentativas no intuito de
solucionar os problemas de pressões e esforços nas paredes e elementos de
suporte dos silos.
2.1.1 Importância econômica
Devido ao fato de o Brasil possuir uma economia com características
agrárias, fato este evidenciado pela quantidade de produtos primários que são
produzidos e exportados, o armazenamento e beneficiamento de produtos
agrícolas tornam-se atividades de grande importância para o custo de produção
destes produtos devendo ser dada a devida atenção a tais processos.
O armazenamento de produtos em silos é considerado uma solução de
grande viabilidade devido à economia de espaço físico, mão-de-obra e custo de
transporte, assim como a possibilidade de conservação do produto ensilado.
Segundo a Companhia Nacional de Abastecimento (Conab, 2009), a
capacidade de armazenagem na safra 2008/2009 foi superior a produção (Figura
4
1), porém, apenas uma parcela muito pequena desta produção é armazenada
como mostrado na Tabela 1.
FIGURA 1 Evolução da produção e capacidade de armazenagem no Brasil.
Fonte: (Conab, 2009).
TABELA 1 Capacidade de armazenagem e quantidade armazenda segundo
(Conab, 2009).
UF
Capacidade de
Armazenagem
Quantidade
Armazenada
Centro-oeste 43.954.562 3.907
Nordeste 7.240.400 1.156
Norte 2.462.504 453
Sudeste 20.522.481 2.783
Sul 125.509.188 16.529
Total
199.689.135 24.828
* Dados da Conab, emissão em 05/11/08.
** Valores em mil toneladas.
5
2.1.2 Caracterização e classificação dos silos
Atualmente podemos caracterizar silos como estruturas destinadas a
armazenar algum tipo de produto que podem ser grãos, sementes, materiais
pulverulentos, rações para animais entre outras finalidades.
Para uma maior definição do que vem a ser um silo, a Figura 2 apresenta
seus constituintes e as principais pressões atuantes na estrutura.
FIGURA 2 Principais constituintes de um silo e pressões atuantes.
Fonte: (Palma, 2005).
Os silos possuem diversas classificações com base nas suas dimensões,
sua construção em relação ao solo e com relação a entrada ou não de ar dentro
dos mesmos. Entre as quais podemos citar:
Classificação quanto a relação altura-diâmetro:
- Silos baixos (relação altura/diâmetro ou lado menor que 1);
6
- Silos esbeltos (normalmente são aqueles cuja relação altura/diâmetro
ou lado é maior que 2);
- Silos horizontais (possuem o comprimento longitudinal maior que as
outras dimensões).
Classificação quanto a construção em relação ao solo:
- Silos elevados (são construídos acima do solo e sustentados por
pilares);
- Silos não elevados (possuem sua base ou fundo em contato com o
solo).
A Tabela 2 apresenta a classificação dos silos quanto à esbeltez segundo
as principais normas internacionais utilizadas para projetos de silos.
TABELA 2 Classificação de silos quanto à esbeltez pelas principais normas
internacionais.
Classificação
Norma
Baixos
Medianemente
esbeltos
Esbeltos
Australina
AS3774:1996
H/D < 1,0 1,0 ≤ H/D ≤3,0 H/D > 3,0
Européias
EN 1991-
4:2006
DIN 1055-
03:2005
0,4 ≤ H/D ≤1,0 1,0 ≤ H/D ≤ 2,0 H/D ≥ 2,0
Americanas
ACI-313:1991
ANS/ASAE
EP433:2001
H/D < 2,0 - H/D > 2,0
Canadense
CFBC:1983
H/D ≤ 1,0 ou
H/D <
2
tan ( /2 /4)
e
φπ
+
-
H/D > 1,0 e H/D ≥
2
tan ( / 2 / 4)
e
φπ
+
Fonte: Calil Junior & Cheung (2007). Sendo: H – Altura do silo com a
tremonha, D – Diâmetro do corpo do silo,
e
φ
- Efetivo ângulo de atrito interno.
7
Classificação quanto a entrada de ar:
- Silos herméticos (não possuem contato com o ar atmosférico);
- Silos não–herméticos (possuem contato com o ar atmosférico).
2.1.3 Classificação das tremonhas
As tremonhas são estruturas com o objetivo de facilitar o fluxo de
produtos armazenados em silos. Nesse sentido, desempenham um papel muito
importante uma vez que sua geometria irá determinar o tipo de fluxo que
ocorrerá durante o esvaziamento do silo.
Existem atualmente vários tipos de tremonhas no mercado podendo ser
escolhidas para atender determinadas características do projeto. Quanto ao fluxo,
podem ser divididas em tremonha de fluxo plano e tremonha de fluxo
axissimétrico. Também podem ser classificadas quanto a sua forma geométrica
em tremonhas de fundo plano, tremonhas com saída excêntrica e tremonhas com
saída concêntrica.
8
A Figura 3 ilustra as formas mais comumente encontradas no mercado.
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
FIGURA 3 (a) Cônica; (b) Saída quadrada; (c) Transição; (d) Bisel; (e)
Piramidal; (f) Cunha.
9
Segundo Palma (2005), para um determinado produto, o ângulo de
inclinação (α) para uma tremonha cônica será normalmente menor que o ângulo
de uma em cunha. Jenike (1964) ressalta que as tremonhas em cunha (fluxo
plano) permitem inclinações um pouco maiores (geralmente de 8º a 10º) para
produtos com as mesmas propriedades. Portanto, a tremonha em cunha necessita
de menor altura quando comparada com a tremonha cônica. Além disso, a
dimensão da boca de saída b
c
para a tremonha cônica é normalmente maior que a
largura b
p
para a tremonha em cunha (Figura 4).
FIGURA 4 Dimensões da boca de saída b
c
e b
p
.
Fonte: (Palma, 2005).
A desvantagem da tremonha em cunha é que a abertura de descarga tem
comprimento igual à largura do silo, sendo assim, torna-se necessário a
utilização de transportadores mecânicos instalados na boca da tremonha para a
retirada do produto. O comprimento mínimo da abertura é L = 3 b
p
, que, na
prática, é muito menor que a largura do silo. Por essa razão, a tremonha em
transição vem sendo utilizada.
Para se obter fluxo constante de todo produto no esvaziamento do silo
com a tremonha piramidal as arestas da mesma devem ser arredondadas
10
internamente para que o produto supere o atrito com a parede nos dois lados que
suportam a formação de zonas estagnadas. A forma em bisel é simples e eficaz,
mas tem a desvantagem do produto formar vazios dentro da tremonha,
impedindo o fluxo. O mesmo ocorre para a forma piramidal com saída quadrada
(Schulze, 1998).
No caso de silos que apresentam uma região estagnada de produto
próximo às paredes, o ângulo de inclinação da tremonha com a vertical é maior
se comparado a um fluxo de esvaziamento uniforme. Portanto, a tremonha neste
tipo de fluxo tem menor altura e pode ser usada em locais onde a altura do silo é
limitada. Contudo, dispositivos promotores de fluxo como vibradores podem ser
necessários para evitar obstruções de fluxo (Palma, 2005).
2.2 Propriedades físicas dos produtos armazenados
2.2.1 Importância
Segundo Calil Junior et al. (1997), para o entendimento e
dimensionamento das pressões que ocorrem em silos é de fundamental
importância a determinação das propriedades físicas dos produtos armazenados
uma vez que este é o primeiro passo para o projeto de fluxo e das estruturas de
silos. É importante ressaltar que a utilização das propriedades físicas devem ser
realizadas para as condições mais severas das que são esperadas de ocorrer em
um silo. Os parâmetros mais importantes a serem avaliados são:
• Peso específico (γ);
• Granulometria;
• Ângulo de repouso do produto (
r
φ
);
• Ângulo estático de atrito interno (
i
φ
);
• Efetivo ângulo de atrito interno (
e
φ
);
11
• Ângulo cinemático (dinâmico) de atrito entre o produto e a parede
do silo (
w
φ
);
• Função Fluxo (FF);
• Fator fluxo da tremonha (ff).
Das propriedades listadas acima, a função fluxo e o fator fluxo da
tremonha estão ligados à forma como o produto irá se comportar dentro do silo,
podendo portanto, ser consideradas como propriedades físicas dos produtos uma
vez que a determinação do seu valor é muito importante para caracterizar a
escoabilidade ou fluidez do produto quando o silo está sendo descarregado.
As normas internacionais apresentam tabelas com os valores das
propriedades físicas para alguns produtos e também métodos e equipamentos
para sua determinação caso o produto a ser armazenado não conste na norma
(Tabela 3).
TABELA 3 Valores característicos das propriedades físicas dos produtos
armazenados.
Efetivo ângulo
de atrito interno
(ø
i
), em graus (º)
Ângulo de atrito com a parede (ø
w
), em graus (º)
Peso específico
(ץ), KN/m³
Tipo D1* Tipo D2* Tipo D3*
Tipo de produto
Inferior Superior
Inferior Superior Inferior Superior Inferior Superior
Médio Superior
Farinha de trigo 23 30 15 23 25 28 25 35 6,5 7,5
Milho 28 33 15 25 20 30 25 32 7 8,5
Areia (Grossa, seca) 30 40 15 25 22 28 25 35 14 17
Soja 25 32 10 15 12 18 14 20 7 8
Trigo 26 32 15 25 18 30 25 32 7,5 9
* Os valores descritos para o Tipo D1 diz respeito a uma parede de silo polida,
Tipo D2 é lisa e Tipo D3 é rugosa.
Fonte: (Australian Standard – AS, 1996).
12
Mundialmente, o equipamento mais utilizado para a determinação das
propriedades físicas é o aparelho de cisalhamento de translação conhecido
internacionalmente como
“Jenike Shear Cell” TSG 70-140 e o teste padrão de
ensaio
“Standard Shear Testing Technique for Particulate Solids Using the
Jenike Shear Cell”
(European Federation of Chemical Engineering – EFCE,
1989) proposto pela Federação Européia de Engenheiros Químicos (Figura 5 e
6).
FIGURA 5 Foto da Jenike Shear Cell em ensaio de cisalhamento.
13
FIGURA 6 Desenho esquemático da Jenike Shear Cell. Fonte: (British Standard
Institution - BSI, 2006). Sendo:
F = força de cisalhamento; τ =
tensão cisalhante;
N = carga de cisalhamento; σ
r
= ângulo de
repouso;
D = diâmetro da célula; t = espessura da parede da célula e
H = altura do célula.
Calil Junior & Cheung (2007) ressaltam que as amostras a serem usadas
para os testes devem representar os extremos relevantes para as propriedades do
produto tanto para o fluxo quanto para a pressão no silo. Portanto, as amostras
devem estabelecer para cada produto armazenado:
• Umidades máxima e mínima;
• Dimensões médias das maiores e menores partículas, caso estas
variem com o tempo;
• Uma amostra consolidada para o tempo máximo de armazenagem e
uma instantânea, caso existam variações em função do tempo;
• Condições extremas que venham a afetar a coesão e as propriedades
físicas do material a armazenar.
2.2.2 Tensões do produto no silo
Uma característica importante que distingue os produtos armazenados
(sólidos) e os fluidos deve-se ao fato de os sólidos serem capazes de transmitir
14
tensões de atrito entre os grãos e as paredes do silo e da tremonha
diferentemente dos fluidos que estão sujeitos apenas a tensões hidrostáticas
(Figura 7).
FIGURA 7 Estado de tensões em dois pontos do produto. Fonte: Calil Junior e
Cheung (2007). Sendo:
Φ
r
= ângulo de repouso do produto; τ =
tensão de cisalhamento;
σ
1
= tensão de atrito vertical; σ
2
= tensão de
atrito horizontal;
σ
w
= tensão de atrito entre produto e parede do silo
e
Φ
w
= ângulo de atrito entre produto e parede do silo.
Sendo assim, os produtos armazenados apresentam diversas
características que influenciam no seu estado de tensões dentro do silo (Calil
Junior & Cheung, 2007).
2.2.3 Fatores que influenciam as propriedades físicas
Diversos fatores podem influenciar as propriedades dos produtos
armazenados sendo que, os principais abordados mundialmente são (Calil
Junior, 2007):
15
• Peso específico;
• Compactação;
• Compressibilidade;
• Tamanho das partículas;
• Ângulo de repouso;
• Degradação;
• Corrosão;
• Abrasão.
2.2.4 Ensaio de cisalhamento na TSG 70-140
Em resumo, o teste de cisalhamento constitui-se de duas fases sendo que,
na primeira fase a amostra é cisalhada na tensão de pré-cisalhamento (
pré-shear)
para a obtenção de um fluxo estável e definição do lugar geométrico de
deslizamento (
Yeld Locus). Na segunda fase, é aplicada uma tensão de
cisalhamento (
shear) para a determinação real das tensões de cisalhamento. Os
valores da tensão de cisalhamento serão sempre menores que os valores de pré-
cisalhamento e determinarão as tensões cisalhantes necessárias para o
deslizamento (ruptura) do produto (Palma, 2005).
No Brasil, Milani (1993) desenvolveu um trabalho com base em estudos
teóricos e experimentais utilizando o equipamento de Jenike TSG 70-140. O
resultado deste trabalho foi uma proposta de metodologia de ensaio para a
determinação das propriedades dos produtos armazenados. Segue abaixo uma
tabela com os valores das tensões de pré-cisalhamento (P
pre
) e cisalhamento (P)
propostos pela metodologia (Tabela 4).
16
TABELA 4 Valores para tensões de pré-cisalhamento (P
pre
) e cisalhamento (P)
propostos por Milani (1993).
Yield Locus 1 Yield Locus 2 Yield Locus 3
P
pre
(N) P (N) P
pre
(N) P (N) P
pre
(N) P (N)
100 70 70 50 50 35
100 50 70 35 50 20
100 35 70 20 50 10
A determinação das propriedades dos produtos armazenados depende do
conhecimento dos lugares geométricos de deslizamento (YL), determinados pela
relação entre a tensão de cisalhamento (τ) e a tensão normal (σ) para o produto
armazenado como será descrito posteriormente.
2.2.5 Determinação das principais propriedades do produto
2.2.5.1 Ângulo de atrito interno e efetivo ângulo de atrito interno
O ensaio que permite a determinação do ângulo de atrito interno e do
efetivo ângulo de atrito interno a partir da máquina de cisalhamento de Jenike
seguem os seguintes passos:
1º - O produto é acondicionado nos anéis superior e inferior da máquina;
2º - Aplicando sobre a tampa dos anéis a carga de pré-cisalhamento
(“
pré-shear”), são feitas 25 translações a fim de se acomodar o produto;
3º - A amostra é pré-cisalhada, ou seja, a máquina imprime uma força de
cisalhamento à amostra. Esse estágio é interrompido quando a tensão cisalhante
atinge o valor máximo ficando constante a partir desse ponto. Este é o momento
em que é definido o plano de deslizamento e a amostra atinge o estado de fluxo
estável (Figura 8);
4º - Aplicando as cargas de cisalhamento (“
shear”), a amostra será
cisalhada. Após o cisalhamento da amostra, os valores de tensão de
17
cisalhamento τ e a tensão de ruptura σ apresentada pelo material são plotados em
uma gráfico τ x σ. Tais valores são importantes o traçado da reta que define o
lugar geométrico de deslizamento (Figura 9).
FIGURA 8 Gráfico gerado pelo Plotter.
Fonte: (Teixeira, 2006).
Para entender as propriedades de produtos armazenados e a obtenção dos
seus valores a partir da máquina de Jenike é necessário entender os critérios de
resistência que apresentam comportamento similar aos solos com algumas
particularidades sobre o estado de tensões. Os produtos armazenados seguem o
critério de estados limites clássicos de Mohr-Coulomb, ou seja, assume-se uma
relação linear entre a tensão normal aplicada sobre o produto e a tensão de
cisalhamento impressa pela máquina. Segundo este critério, admite-se que a
ruptura ocorra localmente, uma vez atingido um valor-limite da tensão de
cisalhamento e esta sendo influenciada pela tensão normal atuante no mesmo
plano (Calil Junior & Cheung, 2007).
18
A Figura 9 ilustra o comportamento do produto dentro da máquina em
um típico ensaio de cisalhamento e a Figura 10 representa graficamente o ensaio
com a obtenção do lugar geométrico de deslizamento.
FIGURA 9 Representação do produto dentro dos anéis da máquina de Jenike
durante ensaio de cisalhamento.
Fonte: Tykhoniuk et al. (2003).
A Figura 10 mostra que a tensão confinada de ruptura (σ
c
) expressa o
maior valor de tensão normal de pré-cisalhamento enquanto que a tensão
inconfinada (σ
ic
) corresponde ao maior valor da tensão normal de cisalhamento,
após o pré-cisalhamento, quando o semi-círculo de Mohr toca a origem do
plano. Para o traçado do maior semi-círculo, o valor de tensão cisalhante de pré-
cisalhamento (τ
pre
) corresponderá a uma tensão normal principal (σ
p
).
19
FIGURA 10 Ensaio para a determinação do ângulo de atrito interno (
i
φ
), do
efetivo ângulo de atrito interno (
e
φ
) e da coesão (c) do produto.
Adaptado de Schwedes (2002).
Obtidos os valores acima citados podem ser traçados o maior e o menor
semi-círculos de Mohr e a reta que caracteriza o lugar geométrico de
deslizamento, lugar este tangente aos semi-círculos. O ângulo de atrito interno
(
i
φ
) será o ângulo formado entre a reta que representa o lugar geométrico de
deslizamento e a reta das tensões normais (eixo
x). O efetivo ângulo de atrito
interno (
e
φ
) será o ângulo formado entre a linha tangente ao maior semi-círculo
passando pela origem (Figura 11).
Os produtos coesivos são aqueles que apresentam, além do atrito interno
entre os grãos, uma coesão entre as partículas, gerando um acréscimo de
resistência ao cisalhamento. Essa coesão, que é representada pela letra
c, pode
ser encontrada estendendo-se o lugar geométrico de deslizamento para
interceptar o eixo τ (Palma, 2005).
20
FIGURA 11 Obtenção do ângulo de atrito interno e efetivo ângulo de atrito
interno.
Fonte: Calil Junior & Cheung (2007).
2.2.5.2 Ângulo de atrito cinemático (dinâmico) com a parede
As pressões dentro de um produto no silo são dependentes do coeficiente
de atrito µ entre o sólido e a parede do silo. A determinação do atrito do produto
armazenado com a parede do silo pode ser feita substituindo-se a base da célula
de cisalhamento por uma amostra do material da parede que será avaliada.
Na obtenção do ângulo de atrito com parede, a máquina de Jenike irá
imprimir uma tensão de cisalhamento (τ
w
) que irá variar com o deslocamento da
célula sobre a amostra da parede do silo. Realizando-se este ensaio sob
diferentes níveis de tensões de cisalhamento (σ
w
) e plotando-se os pares de
valores de τ
w
x σ
w
, obter-se-ão as retas que, passando pela origem do plano
cartesiano e os diferentes pontos plotados, resultarão em diversos valores de
ângulos. Para critérios de projetos, é importante o valor superior e o inferior
encontrados no ensaio (Figura 12).
21
(a)
(b)
FIGURA 12 Ensaio para determinação das propriedades do produto com a
parede. (a) Ilustração do ensaio na célula de Jeinke; (b) Plotagem
dos valores obtidos pelo ensaio.
Fonte: (Jenike, 1964) citado por (Cheung, 2007).
As Equações 1 e 2 permitem encontrar o coeficiente de atrito µ muito
importante para a determinação da forma como o produto irá escoar na descarga
do silo:
arctan
w
w
w
τ
φ
σ
⎛⎞
=
⎜⎟
⎝⎠
(1)
tan
ww
µ
φ
=
(2)
22
Para o caso de paredes de chapa ondulada ou trapezoidal, o coeficiente
de atrito pode ser um modelo ponderado pelas superfícies de deslizamento como
mostrado na Figura 13.
(a) Chapa Trapezoidal (b) Chapa ondulada
FIGURA 13 Dimensões de perfil de chapa de aço.
Fonte: (BSI, 2006).
A norma EN 1991-4:2006 sugere que o fator de contato entre o produto
e a parede do silo em superfícies onduladas e trapezoidais pode ser obtido
segundo a equação 3:
w
w
wi
b
a
bb
=
+
(3)
O efetivo coeficiente de atrito na parede em função do fator de contato
a
w
será:
(
)
1tan
ef w i w w
aa
µ
φµ
=− +
(4)
Em que:
µ
ef
= efetivo coeficiente de atrito na parede (adimensional);
23
i
φ
= ângulo de atrito interno(°);
µ
w
= coeficiente de atrito do produto na parede (adimensional);
a
w
= fator de contato na parede (adimensional).
A Figura 14 mostra a ponderação da superfície de deslizamento para
determinação do coeficiente de atrito segundo a norma AS 3774:1996.
FIGURA 14 Dimensões de perfil de chapa.
Fonte: (AS, 1996).
Segundo a (AS, 1996), o fator de contato u
2
para chapas trapezoidais e o fator
de contato u
3
para chapas onduladas pode ser determinado segundo as equações 5 e 6 e o
efetivo coeficiente de atrito entre o produto e a parede segundo a equação 7:
()
1
2
21
y
u
xy
=
+
(5)
()
2
3
21
x
u
x
y
=
+
(6)
24
23ef i w
uu
µ
µµ
=
+ (7)
em que:
µ
i
= coeficiente de atrito interno (adimensional).
A norma australiana apresenta ainda, uma tabela (Tabela 5) para os
valores típicos de coeficiente de variação das propriedades do produto.
TABELA 5 Valores típicos de coeficiente de variação das propriedades do
produto.
Coeficiente de variação
(δ)
Ângulo de atrito com a parede
(
ø
w
)
Rugosidade
Tipo de produto
Efetivo ângulo
de atrito
interno (
ø
i
)
Tipo D1 Tipo D2 Tipo D3
Farinha de trigo 0,20 0,10 0,10 0,15
Milho 0,10 0,20 0,15 0,10
Areia (Grossa, seca) 0,15 0,20 0,10 0,15
Trigo 0,10 0,20 0,15 0,10
Fonte: (AS, 1996).
2.2.5.3 Determinação dos valores característicos superior e inferior
São necessários os valores característicos superior e inferior das
propriedades para que as condições de carregamento mais severas sejam obtidas.
Se dados experimentais adequados estiverem disponíveis, os valores
característicos obtidos por meio de técnicas estatísticas, devem ser
determinados. Tais valores são avaliados com probabilidades prescritas e aceitas
para não exceder a vida útil do silo ou a permanência do projeto. Testes de
dados, embora úteis como base para avaliação de valores característicos,
possuem limitações ligadas ao tamanho da amostra, técnica de amostragem,
entre outros, podendo fazer com que os dados não representem a maior parcela
25
das propriedades. Os valores ilustrados na Tabela 5 representam uma mistura de
julgamento baseado em experiência e dados experimentais (AS, 1996).
Ainda segundo a norma australiana AS 3774:1996, se o produto não é
listado e só dados limitados estão disponíveis, o procedimento seguinte pode ser
realizado para obter os valores característicos:
(a)
Calcule a propriedade comum (
x
) de dados de teste;
(b)
Selecione o coeficiente de variação (δ) apropriado (Tabela 5 pode
ser usada como um guia na ausência de dados);
(c)
Calcule o valor característico superior (x
0,95
) (para, 0,1< ν <1,0) pela
equação seguinte:
(
)
0,95
1, 0 1, 89xx
δ
=+
(8)
(d)
Calculo o valor característico inferior (x
0,05
) (para, 0,1< ν <1,0) pela
equação seguinte:
(
)
0,05
0, 2 0,3log
c
xx
δ
=−
(9)
Em geral, o coeficiente de variação para o peso específico é
aproximadamente 0,10, para o efetivo ângulo de atrito interno está entre 0,10 e
0,25 e para o ângulo de atrito entre o produto e a parede está entre 0,10 e 0,20.
2.3 Fluxo
Em projetos de tremonhas é importante a caracterização do tipo de fluxo
que irá ocorrer no silo. Calil Junior (1990) ressalta que o tipo de fluxo
caracteriza a descarga do produto, o tipo de segregação, a formação ou não de
zonas de produto sem movimento e se o silo pode ser esvaziado completamente.
Determina também, a distribuição das pressões nas paredes do silo e fundação, e
a integridade e custo da construção.
26
O tipo de fluxo que irá ocorrer depende principalmente das propriedades
físicas do produto, assim como, da geometria e rugosidade da superfície da
tremonha.
O fluxo pode ser dividido em dois tipos distintos (Palma, 2005):
• Fluxo de massa: define-se como o estado de fluxo onde todas as partículas
do produto armazenado estão em movimento durante a descarga do silo.
Desde o instante inicial da descarga, nenhuma partícula permanece na sua
posição original, todas se movem dificultando a formação de zonas
estagnadas (Figura 15). Este é o padrão ideal de fluxo uma vez que não
necessita de dispositivos para auxiliar a descarga do produto. Pode ser
facilmente obtido quando se armazena produtos de fluxo livre como é o caso
dos grãos e sementes em umidades ideais para o armazenamento.
FIGURA 15 Fluxo de massa.
Fonte: Cheung (2007).
27
• Fluxo de funil: caracteriza-se pela formação de um canal de fluxo, alinhado
com a boca de descarga, envolvido por uma zona na qual o produto
permanece estático (zona estagnada). Alguns autores classificam o fluxo de
funil em dois tipos sendo que o fluxo pode ser em tubo, quando forma-se um
tubo ao longo do silo pelo qual o produto escoa e tubo misto, quando a
formação do canal de escoamento do produto se dá apenas em parte do silo.
Na parte superior do canal, todo o produto está em movimento (Figura 16).
FIGURA 16 Fluxo de funil em tubo e misto.
Fonte: Cheung (2007).
No projeto dos silos, o tipo de fluxo e suas características devem
permitir a determinação da região de transição efetiva. Esta se caracteriza por ser
a região limite entre o produto estagnado e o produto escoando. Quando o
produto é de fluxo livre e o silo possui tremonha, não há a formação da região de
28
transição efetiva uma vez que, nessa situação, ocorre fluxo de massa e todo o
produto está se movimentando.
Já em produtos coesivos, a predição exata do local de formação da
região de transição efetiva é de difícil determinação. A determinação desta
região está sujeita as propriedades físicas dos produtos e de variáveis temporais
tais como umidade, temperatura interna do produto, entre outras, além de variar
a cada carga e descarga de produto (Palma, 2005).
Segundo Calil Junior & Cheung (2007), é importante frisar que a saída
excêntrica em silos com fluxo de funil provoca carregamentos assimétricos que
podem ser muito problemáticos em silos metálicos por estes possuírem paredes
de pequena espessura. Chamam a atenção também, para o fato de que mesmo
em saídas concêntricas, a transição efetiva pode não ocorrer na mesma altura em
todo o perímetro (Figuras 17 e 18).
29
a) b) c) d)
Legenda:
1 Fluxo em tubo interno; 2 Fluxo em tubo excêntrico; 3 Produto fluindo;
4 Limite do canal de fluxo; 5 Fluxo em tubo; 6 Zona estacionária
FIGURA 17 Caracterísiticas de fluxo em saídas concêntricas e excêntricas. a)
Fluxo em tubo paralelo concêntrico; b) Fluxo em tubo inclinado
concêntrico; c) Fluxo em tubo paralelo excêntrico; d) Fluxo em
tubo inclinado excêntrico.
Fonte: (BSI, 2006).
30
a) b) c)
Legenda:
1 Limite do canal de fluxo; 2 Zona de fluxo; 3 Transição efetiva
4 Transição efetiva: varia ao redor da circunferência do silo
5 Estacionário; 6 Estacionário; 7 Tremonha efetiva
FIGURA 18 Caracterísiticas de fluxo em saídas concêntricas e excêntricas. a)
Fluxo misto concêntrico; b) Fluxo misto completamente
excêntrico; c) Fluxo misto parcialmente excêntrico.
Fonte: (BSI, 2006).
As principais normas internacionais apresentam geralmente dois gráficos
(Figuras 19 e 20) para a determinação do tipo de fluxo que irá ocorrer no silo.
Esses gráficos fornecem o tipo de fluxo em função do ângulo ou do coeficiente
de atrito com a parede, da inclinação das paredes da tremonha e do tipo de
tremonha (geralmente cônicas ou piramidais concêntricas). Nesse tipo de
gráfico, o primeiro passo deve ser a escolha do ângulo de inclinação da
tremonha (α).
31
Este ângulo deve ser escolhido pelo projetista de acordo com diversos
fatores tais como, área a ser construído o silo, altura do mesmo, tipo de produto
a ser armazenado e características da forma de descarga (descarga em correias,
trens, caminhões, tulhas entre outros).
Segundo Calil Junior (1990), na determinação do tipo de fluxo utilizando
os gráficos é recomendável diminuir 3º do ângulo de inclinação da tremonha
para se obter um padrão de fluxo mais seguro, uma vez que existem incertezas
embutidas no processo.
FIGURA 19 Determinação do tipo de fluxo.
Fonte: (AS, 1996).
32
a) Tremonha cônica b) Tremonha em cunha
Legenda:
1 Fluxo de Funil; 2 Fluxo de massa; 3 Fluxo de massa ou funil pode ocorrer
β Ângulo de inclinação da tremonha; µ
h
Coeficiente de atrito
FIGURA 20 Determinação do tipo de fluxo.
Fonte: (BSI, 2006).
2.3.1 Vantagens e desvantagens do tipo de fluxo
A Tabela 6 lista algumas vantagens e desvantagens de cada tipo de fluxo
com o intuito de auxiliar na escolha do modelo de acordo com as exigências do
projeto.
33
TABELA 6 Comparação entre padrões de fluxo.
FLUXO DE MASSA FLUXO DE FUNIL
VANTAGENS DESVANTAGENS VANTAGENS DESVANTAGENS
Vazão regular
Altas tensões na
transição da tremonha
Menor altura da
tremonha
Flutuações na vazão
Efeitos de segregação
radial é reduzido, com
a melhora da
homogeneidade
Desgaste superficial
da parede
Diminuição das
pressões dinâmicas na
região da tremonha
Segregação de sólidos
Campo de tensões
mais previsível
São necessárias
tremonhas mais
profundas
Menor desgaste
superficial da parede
Efeitos de
consolidação com o
tempo podem causar
obstruções no fluxo
Toda capacidade é
utilizada
Maior energia de
elevação
Grande caso de
colapsos
As partículas devem
resistir à queda livre
de alturas maiores
Redução da
capacidade de
armazenagem
Maior capacidade de
armazenamento, pois
não possui regiões
com produto
Formação de tubos
Picos de pressões na
região de transição
efetiva
Fonte: Calil Junior & Cheung (2007).
2.3.2 Obstruções de fluxo
A obstrução do fluxo nos silos ocorre quando o produto adquire
resistência suficiente para suportar seu próprio peso devido a consolidação,
devido ao arranjo das partículas ou simplesmente devido a força de coesão e/ou
adesão entre as partículas. Basicamente a obstrução ao fluxo possui dois tipos:
- Obstrução em tubo
- Obstrução em arco (mecânico ou coesivo)
34
Essas obstruções causam sérios danos aos silos e principalmente a
tremonha danificando a boca de descarga e as paredes laterais. Dependem
principalmente das propriedades físicas dos produtos armazenados, da geometria
do silo e tremonha e de seus materiais constituintes (Araújo, 1997).
Para a análise das obstruções é importante conhecer dois parâmetros
muito importantes que são a função fluxo (FF) e o fator fluxo da tremonha (
ff).
O primeiro descreve a capacidade do produto de fluir durante a descarga do silo
e o segundo está ligado às características do silo (geometria e ângulo de atrito
com a parede).
2.3.3 Função fluxo
Segundo Calil Junior & Cheung (2007) no projeto de um silo, a FF deve
ser conhecida sob as mais severas condições para prevenção de problemas de
fluxo. Os produtos geralmente estão em altas umidades, altas temperaturas e são
armazenados por um longo período de tempo o que contribui para aumentar as
dificuldades na obtenção da FF.
A FF é caracterizada como a relação entre a tensão principal de
consolidação σ
1,
que é a máxima tensão de consolidação no semi-círculo de
Mohr, e a tensão inconfinada de ruptura σ
ic
.
1
ic
FF
σ
σ
=
(10)
Para uma rápida análise da fluidez do produto, podem-se tomar os
seguintes valores–limites da FF apresentados por Jenike (1964):
FF < 2 – produtos muito coesivos não fluem
2 < FF < 4 – produtos coesivos
4 < FF < 10 – produto que flui facilmente
35
FF > 10 – produto de fluxo livre
w
φ
.
Para amostras com tempo de consolidação
t, sua tensão inconfinada é
maior que para um produto não consolidado. Isso se deve ao fato de alguns
materiais apresentarem resistência inconfinada com o tempo. Tal fato é
característico de produtos coesivos.
2.3.4 Fator fluxo da tremonha
Para o cálculo do fator fluxo é necessário conhecer o efetivo ângulo de
atrito interno (
e
φ
), o ângulo de atrito do produto com a parede (
w
φ
), a geometria
e a inclinação da tremonha (α). O fator fluxo é uma constante para uma dada
tremonha e, para efeitos de projeto, pode ser representado graficamente como
mostrado na Figura 21.
FIGURA 21 Função Fluxo (FF) e fator fluxo (ff) da tremonha (Condição para
fluxo de massa).
Fonte: (Araújo, 1997).
Para a determinação do fator fluxo, (Jenike, 1964), propôs a teoria do
campo de tensões radiais para determinar, perto da saída da tremonha, o campo
36
de tensões durante o esvaziamento. Com o objetivo de prever a mínima
dimensão da boca da tremonha e a obstrução por arcos coesivos, introduziu o
critério de fluxo e não-fluxo, porém, esta teoria leva a cálculos de sistemas de
equações diferenciais parciais ordinárias e requer um método numérico de
resolução.
As resoluções das equações de Jenike foram publicadas em gráficos de
fatores de fluxo para silos de diferentes geometrias.
O fator fluxo da tremonha é a relação entre a tensão de consolidação σ
1
e
a tensão atuando em um arco estável imaginário σ
1
'.
1
1
'
ff
σ
σ
=
(11)
Gaylord Junior & Gaylord (1984) sugerem que o fator fluxo da tremonha
seja determinado segundo as equações:
1
e
sen
ff
φ
+
=
∆
45º
w
α
φ
+
≥
(12)
()
1
.2
e
w
sen
ff sen
φ
α
φ
+
=+
∆
45º
w
α
φ
+
<
(13)
em que:
(
)
(
)
2. . 2 tan . 1 .cos 2
ee
sen sen sen
φ
αε α φ αε
∆= + − − +
⎡
⎤
⎣
⎦
(14)
1
1
2
w
w
e
sen
sen
sen
φ
εφ
φ
−
⎛⎞
=+
⎜⎟
⎝⎠
(15)
2.3.5 Obstrução em “tubo”
A obstrução do tipo “tubo” normalmente ocorre em silos com fluxo em
funil ou quando a consolidação do produto aumenta com o tempo de
armazenagem. A formação de tubos estáveis depende do desenvolvimento da
coesão e/ou adesão no produto (Figura 22).
37
FIGURA 22 Obstrução em tubo.
Para evitar a obstrução do fluxo por formação de tubo é necessário que a
tremonha tenha uma dimensão mínima da boca de descarga. Essa dimensão será
responsável em quebrar o estado de coesão interna e provocar a ruptura da
massa de grãos coesa.
2.3.5.6 Obstrução em “arco”
Uma obstrução comum de ocorrer em silos é quando ocorrem arcos
estáveis próximos à boca da tremonha causando o bloqueio total do fluxo ou um
fluxo irregular. Este tipo de obstrução é chamada de obstrução em arco (Figura
23) e pode ser formada por arco mecânico quando o produto apresenta um
arranjo dos grãos capaz de obstruir a boca da tremonha ou arcos coesivos
quando o produto apresenta coesão entre as partículas próximo a boca de
descarga.
38
a) Arco coesivo b) Arco mecânico
FIGURA 23 Obstrução em arcos, mecânico e coesivo.
2.3.5.7 Determinação da dimensão mínima da boca de descarga
A determinação das dimensões da boca de descarga da tremonha deve
ser feita segundo o tipo de fluxo previsto no projeto. Portanto, tanto para fluxo
de massa quanto para fluxo de funil deve ser determinado uma dimensão mínima
da boca de descarga (
b
min
).
2.3.5.7.1 Dimensão mínima da boca de descarga para fluxo de massa
min
().
crit
i
H
b
α
σ
γ
=
(16)
sendo:
crit
σ
= o valor de tensão crítica;
i
γ
= o valor inferior da densidade do produto;
H(α) = uma função dependente da forma geométrica e da inclinação da
tremonha, segundo Jenike (1964). A Figura 24 mostra o gráfico para
determinação de H(α).
39
FIGURA 24 Determinação da função H(α) para tremonhas cônicas e em cunha.
Fonte: (Jenike, 1964).
Com o intuito de evitar instabilidades que alterem o tipo de fluxo, Jenike
(1964) recomenda que a dimensão mínima da boca de descarga dada pela
equação (16) seja majorada em 20%.
Com boa aproximação, Jenike & Johanson (1965) citado por Gaylord
Junior & Gaylord (1984), sugerem as seguintes equações:
min
2, 2.
crit
i
b
σ
γ
≥
, para bocas de descarga circulares. (17)
min
1, 3.
crit
i
b
σ
γ
≥
, para bocas de descarga retangulares. (18)
40
2.3.5.7.2 Dimensão mínima da boca de descarga para fluxo de funil
min
().
icrit
f
i
G
b
φ
σ
γ
=
(19)
A função
G(
φ
i
) é denominada fator de tubo e pode ser determinada pelo
gráfico proposto por Jenike (1964) (Figura 25).
FIGURA 25 Determinação da função G(
i
φ
).
Fonte: Jenike (1964).
Em se tratando de bocas de descarga circular ou quadrada, de silos com
fluxo de funil, a determinação de
b
f
é suficiente para garantir que não haverá
formação de obstruções em arco e em tubo.
Já em bocas de descarga retangulares, torna-se necessário a
determinação da outra dimensão (
b
p
) para evitar a obstrução em arco.
Roberts et al. (1987) recomenda um fator de fluxo de
ff = 1,7 para
determinação de
b
p
. Para tanto, o maior valor do efetivo ângulo de atrito interno
será determinado com o ângulo de inclinação da tremonha α = 30º. Portanto,
simplificando a equação para α = 30º, ter-se-á:
41
1,15.
crit
p
i
b
σ
γ
=
(20)
sendo que:
σ
crit
também será obtido para um ff = 1,7.
2.3.5.8 Determinação da inclinação das paredes da tremonha
Gaylord Junior & Gaylord (1984) sugerem que a determinação da
inclinação das paredes de tremonhas piramidais para fluxo de massa seja feito
segundo a equação:
22 2
12
tan tan tan
α
αα
=+ (21)
em que:
α
1
e
α
2
são ângulos das paredes de união da tremonha.
Destacam ainda que, para o fluxo de funil, as paredes da tremonha não
são diretamente afetadas pelo padrão de fluxo, porém, segundo Calil Junior
(1990), pode-se aplicar o seguinte equacionamento como referência:
65
ws
α
φ
=
−
(22)
em que:
α = ângulo de inclinação da tremonha (°);
ws
φ
= ângulo superior de atrito entre o produto e a parede do silo (°).
Ainda segundo Calil Junior (1990), tendo como objetivo considerar
possíveis instabilidades de fluxo, deve-se diminuir 3º do ângulo de inclinação
determinado graficamente ou por equações.
42
2.4 Pressões em paredes de tremonhas
Araújo (1997) trabalhando em dois modelos de tremonhas centradas, em
escala real, um enrijecido e outro não enrijecido, e aplicando carregamentos nos
modelos, tendo areia como produto, avaliou as pressões nas paredes das
tremonhas. Nesse trabalho, foram utilizadas três formas de avaliação das
pressões, sendo uma análise experimental através de sensores
strain gage
fixados nas paredes da tremonha e estruturas de sustentação além de LVDT’s
para medição de deslocamentos das peças. Realizou-se também uma análise
teórica através de equações propostas por diversas teorias e normas e uma
análise computacional através do
software ANSYS que trabalha com o método
dos elementos finitos (MEF) para análise estrutural. Como resultados, Araújo
(1997) constatou que os métodos computacionais apresentaram valores
ligeiramente superiores aos valores experimentais enquanto que os resultados
analíticos, através de normas e teorias, levaram a um superdimensionamento da
estrutura.
2.4.1 Pressões em paredes de tremonha pelo método de Baikov
No método de Baikov (Método das Projeções), as pressões estáticas
normais (horizontais)
p
n
e verticais p
v
sobre as paredes inclinadas da tremonha
podem ser calculadas pelas equações de Janssen (1895) partindo do equilíbrio
estático de uma fatia elementar no corpo do silo (Figura 26).
43
FIGURA 26 Equilíbrio estático de uma fatia elementar proposto por Janssen
(1895).
Fonte: Araújo (1997).
• Pressão horizontal:
.
..
,
..
..
() .
wc
K
z
R
nyo
wc wc
RR
pz e
µ
γγ
σ
µµ
−
⎛⎞
=+ −
⎜⎟
⎝⎠
(23)
sendo:
()
n
p
z
= pressão horizontal de Janssen (kPa);
γ
= peso específico do produto armazenado
(
)
.
g
γ
ρ
=
(kN.m
-3
);
R
= raio hidráulico
A
R
U
⎛⎞
=
⎜⎟
⎝⎠
(m);
.wc
µ
= coeficiente de atrito da parede
(
)
.,
tan( )
wc wc
µφ
=
(adimensional);
,yo
σ
= tensão normal na direção Y(kN.m
-2
);
44
K= relação entre as pressões horizontais e verticais. O valor de K não é
especificado por Janssen porém, várias teorias como a de Walker (1966);
Rankine (1857); Hartmann (1966), entre outros, citados por Reimbert &
Reimbert (1979), fornecem uma base para o cálculo de
K (adimensional);
Z= profundidade (m).
• Pressão vertical:
.
..
.
.
() 1 .
.
wc
K
z
R
v
wc
R
pz e
K
µ
γ
µ
−
⎛⎞
=−
⎜⎟
⎝⎠
(24)
No método de Baikov o raio hidráulico (R) pode variar ao longo da
altura da tremonha, mas ele é usualmente considerado constante e igual ao da
seção transversal do corpo do silo.
As pressões, normal
p
NT
e tangencial p
TT
na superfície média das paredes
de uma tremonha, foram determinadas fazendo-se a decomposição em
p
n
, p
v
e q
(Figura 27).
45
FIGURA 27 Forças sobre um elemento triangular na parede da tremonha.
Fonte: Gaylord Junior & Gaylord (1984).
Considerando-se as forças sobre um elemento triangular junto à parede
de uma tremonha e sendo unitária a área inclinada do elemento, o somatório das
forças que agem nesta área para o campo de pressão de Rankine (
q = 0) são:
²cos²
NT n v
ppsenp
α
α
=
+
(25)
()
1
2
2
TT v n
p
ppsen
α
=−
(26)
2.4.2 Pressões em paredes de tremonha pelo método de Walker
Em 1966 na Inglaterra, Walker desenvolve sua teoria sobre o fluxo e
pressões de produtos para silos com fluxo de massa baseado nas forças atuantes
sobre uma camada elementar (Gomes, 2000).
Gaylord Junior & Gaylord (1984) citado por Araújo (1997) relata que a
teoria de Walker (1966) é simples e suficientemente precisa tanto para a
46
condição de produto estático como no dinâmico sendo que, no estado dinâmico
(descarga), a teoria baseia-se nas seguintes hipóteses:
• As direções das tensões principais, maior e menor, estão no plano
vertical próximo à seção da parede e estas definem e escorregamento do
produto, independente da terceira tensão principal, perpendicular a este
plano;
• O produto deve escorregar e ser capaz de deslocar independentemente
das variações de seções transversais da tremonha;
• O produto terá características de fluxo de massa;
• Supõe-se que as pressões verticais sobre um mesmo plano horizontal são
constantes.
As duas primeiras hipóteses podem ser representadas pelo Círculo de
Mohr que tangencia o lugar geométrico de deslizamento do produto
representado pela reta OP (Figura 27b). A partir da terceira hipótese, as tensões
devem ser representadas por um ponto do lugar geométrico de deslizamento da
parede OW.
A Figura 28a apresenta a decomposição das pressões na parede inclinada
da tremonha.
47
FIGURA 28 a) Pressões sobre a parede; b) Círculo de Mohr.
Fonte: Walker (1966).
2.4.2.1 Pressões estáticas na tremonha
Para o campo de tensões na tremonha , admite-se que a pressão principal
maior está na vertical. Dois casos são considerados:
1º Caso
- Se:
()
2
w
e
w
sen
sen
sen
φ
φ
φ
α
≥
+
, então:
,
tan
..
tan tan
NT e
w
pz
α
γ
α
φ
=
+
(27)
,, ,
.tan .
TTe NTe w NTe
pp p
φ
µ
==
(28)
2º Caso
- Se:
()
2
w
e
w
sen
sen
sen
φ
φ
φ
α
≤
+
, então:
,
1cos2
..
1
e
NT e
e
sen
pz
sen
φ
α
γ
φ
−
=
+
(29)
48
,
.2
..
1
e
TT e
e
sen sen
pz
sen
φ
α
γ
φ
=
+
(30)
2.4.2.2 Pressões de descarga (dinâmicas) na tremonha
Na descarga, admite-se que o produto em estado de deslizamento
promova as maiores pressões possíveis sobre a parede da tremonha.
()
,
2
,2
1.cos
1.cos2
NT d
e
VT d e
p
sen
psen
φε
φ
αε
+
=
−+
(31)
em que:
1
2
w
w
e
s
en
sen
s
en
φ
εφ
φ
−
=+
(32)
Considerando o equilíbrio de forças verticais numa camada horizontal de
produto a uma distânica z’ acima do vértice (ápice) da tremonha e assumindo
que a pressão vertical seja uniformemente distribuída (Figura 29), tem-se:
FIGURA 29 Equilíbrio de forças na tremonha.
Fonte: Walker (1966).
49
()
,,
..
''
11
w
K
cn cn
VT d V tr
wcn w cn
hh
zz
pp
Kh K h
γγ
⎛⎞⎛⎞
=+−
⎜⎟⎜⎟
−−
⎝⎠⎝⎠
(33)
em que:
(
)
()
2
2
.2
1
tan 1 .cos 2
e
w
e
sen sen
m
K
sen
φαε
α
φαε
+
+
=
−+
(34)
sendo:
m = 0 para tremonhas em cunha;
m = 1 para tremonhas cônicas ou piramidais;
z’ = distância a partir do vértice da tremonha (m);
h
cn
= altura do cone (m);
p
V,tr
= pressão vertical dinâmica na transição (kPa).
2.4.3 Pressões em paredes de tremonha - AS 3774-1996
Em se tratando de norma para recomendações de cálculo das pressões
em paredes de tremonha, destaca-se a norma AS 3774-1996 entitulada
“Loads
on Bulk Solids Containers”
por se tratar de uma norma bastante completa.
Para a determinação das pressões que ocorrem nas paredes da tremonha,
a AS3774:1996 sugere que seja feita uma decomposição das pressões tal como
mostrado na Figura 30.
50
FIGURA 30 Decomposição das pressões segundo AS 3774:1996.
O procedimento para determinação das pressões segundo a referida
norma é descrito nas equações (35) a (44).
Pressões normais em paredes de tremonha:
(
)
..
nhi h h vit
p
Kzp
γ
=+
(35)
Sendo:
p
nhi
= pressão normal inicial (estática) na parede da tremonha (kPa);
K
h
= relação das pressões horizontais e verticais (adimensional);
()
1
.
hh
Ktan tan
ααµ
−
=+ (36)
α = ângulo de inclinação da tremonha (°);
γ = peso específico do produto armazenado, valor superior (kN.m
-3
);
z
h
= altura vertical da tremonha (m);
p
vit
= pressão vertical média quando z = h
o
+h
c
(kPa);
51
.
.
cz
vi
l
rc
p
K
γ
µ
= para tipo A2 e A3 (37)
.
vi
p
z
γ
=
para tipo A1 (38)
sendo:
r
c
= dimensão característica (0,25.d
c
para tremonhas circulares e quadradas) (m).
(
)
/
1
o
zz
z
ce
−
=−
(39)
K
l
= valor característico inferior da relação de pressão lateral
(
)
2222
22
12 cos
4cos
es es i es
l
ies
sen sen
K
φ
φµ φ
µφ
+− +
=
+
(40)
z = altura efetiva do silo (m).
()
1
..
oc l
zr K
µ
−
= (41)
Pressões normais em paredes verticais:
.
nf nf ni
p
cp
=
(42)
Quando o valor de
c
nf
for o maior entre:
(
)
0,06
1
7,6. . 6,4 .
nf b c c
chd c
−
⎡
⎤
=−
⎢
⎥
⎣
⎦
(43)
e,
1, 2
nf c
cc
=
(44)
sendo:
p
nf
= pressão normal na parede durante o fluxo (kPa);
c
nf
= multiplicador de pressão normal na parede (adimensional);
p
ni
= pressão inicial normal na parede (kPa);
h
b
= altura total efetiva da massa de grãos armazenados (m);
d
c
= diâmetro do silo (m).
52
c
c
= coeficiente de fluxo geométrico (1,0 para fluxo axissimétrico e 1,2 para
fluxo planar) (adimensional).
2.4.4 Pressões em paredes de tremonha - EN 1991-4:2006
A norma européia EN 1991-4:2006 sugere dois métodos distintos de se
calcular as pressões em paredes de tremonhas, podendo ser utilizada qualquer
um destes de acordo com a necessidade de cada projeto.
2.4.4.1 Primeiro método de cálculo das pressões em tremonhas - EN 1991-
4:2006
Segundo esta forma, a decomposição das pressões segue o modelo
proposto na Figura 31.
FIGURA 31 Decomposição das pressões segundo EN 1991-4:2006.
A fim de se determinar o valor de
p
nf
a norma sugere os seguintes
equacionamentos:
.
nf f v
p
Fp
=
(45)
em que:
53
1
tan
1
f
h
b
F
β
µ
=−
⎛⎞
+
⎜⎟
⎝⎠
(46)
sendo:
β = inclinação da parede da tremonha (°);
b = coeficiente empírico; b = 0,2 (adimensional);
µ
h
= valor característico inferior do coeficiente de atrito entre produto e parede
da tremonha. (adimensional).
.
1
nn
hh
vvft
hh h
h
x
xx
pp
nhh h
γ
⎧⎫
⎛⎞⎛⎞ ⎛⎞
⎪⎪
⎛⎞
=−+
⎨⎬
⎜⎟⎜⎟ ⎜⎟
⎜⎟
−
⎝⎠
⎝⎠⎝⎠ ⎝⎠
⎪⎪
⎩⎭
(47)
sendo:
γ
h
= valor característico superior do peso específico (kN.m
-3
);
h
h
= altura vertical da tremonha (m);
x = coordenada vertical da pressão na tremonha (m);
S = coeficiente ligado ao formato da tremonha; S = 2 para tremonhas cônicas e
piramidais (adimensional).
(cot)2
heff
nSF F
µ
β
=+−
(48)
heff h
µ
µ
=
(49)
f
FF
=
(50)
vft b vf
p
Cp
=
(51)
sendo:
C
b
= 1,0 para silos de classe 2 e 3 (valor para situação estática).
C
b
= 1,2 para silos de classe 1 (valor para situação estática).
vf v
p
z
γ
=
(52)
54
1
00
000
00
(2)
1
(1) ( )
n
v
n
zz h
zh zh
nzh
+
⎛⎞
+−
=− −−
⎜⎟
+−
⎝⎠
(53)
0
tan
4
c
r
d
h
φ
= (54)
0
1
.
A
z
K
U
µ
=
(55)
z = altura equivalente da superfície na massa de produto (m).
2.4.4.2 Segundo método de cálculo das pressões em tremonhas - EN 1991-
4:2006
Para a determinação dos valores das pressões segundo este método,
deve-se calcular o valor das pressões decompostas em p
n1
, p
n2
e p
n3
como
mostrado na Figura 32.
FIGURA 32 Forma alternativa de decomposição das pressões segundo EN
1991-4:2006.
Este método é encontrado no anexo G da norma EN 1991-4:2006 e será
denominado neste trabalho de “método 2”.
A pressão normal à superfície pode ser calculada segundo a equação:
55
32 12
()
nn n n n
h
x
pp p pp
l
=++ − (56)
sendo:
l
h
= comprimento da parede da tremonha (m);
x = altura relativa na tremonha (m).
2
3
3, 0 cos
n
h
AK
p
U
γ
β
µ
=
(57)
1,1(1 sin )
mim
K
φ
=
−
(58)
2
2
sin
nvftb
ppC
β
=
(59)
C
b
= 1,3 (estado estático) ou 1,6 (estado dinâmico) (adimensional).
22
1
(sin cos)
nvftb
ppC
β
β
=+
(60)
2.4.5 Pressões em paredes de tremonhas excêntricas
Em se tratando de pressões nas paredes de tremonhas excêntricas
percebemos uma carência de estudos em todo o mundo. Atualmente podemos
destacar alguns trabalhos realizados por Guaita et al. (2003) na área de
simulação destas pressões através de softwares que utilizam o método dos
elementos finitos (MEF).
No Brasil, ainda não houve relatos de estudos mais detalhados sobre as
pressões em paredes de tremonhas quando estas apresentam excentricidade na
sua boca de descarga. No entanto, a norma australiana AS 3774-1996 e a
européia EN 1991-4:2006, recentemente revisada e ampliada, podem servir
como boas referências para se discutir tais pressões. Vale ressaltar que apenas a
AS 3774-1996 possui referências para mensuração das pressões quando as
tremonhas são excêntricas. A norma EN 1991-4:2006 sugere apenas um
equacionamento para as paredes do silo quando este possui descarga excêntrica.
56
Nas equações (61) a (65) seguem as recomendações da AS 3774-1996
para o cálculo das pressões de excentricidade.
2.4.5.1 Pressões em tremonhas excêntricas - AS 3774-1996
As pressões em tremonhas excêntricas podem ser calculadas segundo
critérios da AS3774:1996 considerando as pressões normais em paredes
verticais. As pressões de projeto dependerão da excentricidade de saída (
e
o
)
relativa à dimensão da tremonha (
d
c
). Excentricidades menores que 0,1d
c
não
são consideradas como excentricidade efetiva. Na superfície da parede mais
afastada (diametralmente oposta à saída) é considerado um aumento de pressão a
uma altura (
h
D
) sobre a saída e se estendendo além da altura (d
c
). A altura h
D
pode ser obtida segundo a equação:
(0,5 ) tan
D
co i
hde
φ
=+
(61)
O máximo aumento de pressão (
P
ef,max
) pode ser determinado segundo a
equação:
,max
0.1 0
o
ef nf
c
e
PP
d
⎛⎞
=
−≥
⎜⎟
⎝⎠
(62)
Próximo à superfície da parede lateral (perto da saída) é considerado
uma redução de pressão começando no nível da boca de descarga e se
estendendo a uma altura
d
c
(Figura 33). Para tremonhas cônicas, a redução de
pressão será constante e se estenderá ao redor da circunferência a uma distância
d
e
/2 no lado próximo ao eixo de excentricidade, sendo:
1, 83 1 1, 43
o
ec
c
e
dd
d
⎛⎞
=−
⎜⎟
⎝⎠
(63)
A redução de pressão (
P
ef,red
) pode ser determinada segundo a equação:
,
1, 5 0,1
o
ef red nf
c
e
PP
d
⎛⎞
=−
⎜⎟
⎝⎠
(64)
57
Para tremonhas cônicas, a origem da coordenada circunferencial (β) é
tomada no eixo de excentricidade próximo ao lado da menor parede da
tremonha. A região de redução de pressão definida na equação (64) pode ser
redefinida em termos de sua extensão angular. Para tal, determina-se um novo
ângulo circunferencial a partir do eixo central em direção ao eixo de
excentricidade próximo ao menor lado da tremonha (Figura 33). O valor de
β
e
é
determinado segundo a equação:
105 150
o
e
c
e
d
β
⎛⎞
=−
⎜⎟
⎝⎠
(65)
FIGURA 33 Representação do ângulo circunferencial na tremonha e da região
de redução e aumento das pressões.
Fonte: (AS, 1996).
Na Figura 34 são ilustradas as zonas formadas durante a descarga de um
silo com tremonha excêntrica, as regiões de redução e aumento de pressão e
dimensões consideradas para o cálculo destas pressões.
58
FIGURA 34 Distribuição das pressões de excentricidade.
Fonte: (AS, 1996).
2.4.5.2 Pressões em tremonhas excêntricas – Guaita et al. (2003)
Trabalhando com simulação numérica das pressões na parede durante a
descarga do material granular a partir de silos cilíndricos com tremonhas
excêntricas, Guaita et al. (2003) chamam a atenção para o fato de que dentro das
teorias tradicionais tem havido várias tentativas de obtenção de expressões
matemáticas que reflitam as sobrepressões produzidas devido à descarga
excêntrica. Ainda segundo os autores, estas começam a partir do cálculo das
tensões em uma condição estática concêntrica, fazendo algumas correções
devido à excentricidade da saída e, em seguida, aplicando coeficientes
ampliados à condição de descarga, obtendo outras equações para satisfazer o
equilíbrio estático.
59
Tanto teorias quanto normas concordam que a excentricidade da saída
causa pressões laterais, sendo estas últimas muito diferentes para as pressões que
são produzidas quando a saída é concêntrica, mas elas divergem sobre a
distribuição da variação da pressão, bem como seu aumento.
Para a análise de pressões estáticas em silos cilíndricos com tremonhas
excêntricas Guaita et al. (2003) consideraram um modelo de silo de 10,5m,
altura da tremonha de 2,5m, altura do cilindro de 8m, raio do silo de 3m,
transição do limite da largura, com uma malha mais delgada, a fim de reduzir a
percentagem da energia do erro articulada de 1m. O raio da saída foi de 0,5m,
excentricidade variável de 0 a 100% e ângulos formados pelas geratrizes da
tremonha colocada sobre o plano XZ e a horizontal variáveis de acordo com a
excentricidade da tremonha.
A simulação foi elaborada segundo o critério elasto-plástico Druker-
Prager (Druker & Prager, 1952). A definição do modelo foi feita introduzindo-se
os valores de coesão, ângulo de atrito interno e ângulo de dilatação para o
produto armazenado sendo que o módulo de elasticidade
E foi de 500 KPa, peso
específico γ de 9 kN.m
-3
, coeficiente de atrito entre grão e parede µ de 0,25,
coesão
c de 0,71 kN.m
-2
, ângulo de dilatação ψ de 2,5º e ângulo de atrito interno
Ф 22-30º.
Os resultados deste trabalho podem ser analisados nas Figuras 35, 36 e
37.
60
FIGURA 35 Análise das pressões sobre uma tremonha concêntrica variando o
ângulo de atrito interno
FIGURA 36 Pressões normais na parede variando o ângulo de atrito interno em
uma tremonha com 60% de excentricidade.
61
FIGURA 37 Pressões normais na parede variando o ângulo de atrito interno em
uma tremonha com 100% de excentricidade.
Como podem ser vistas a partir da análise das figuras, as pressões
aumentam no lado oposto à saída do deslocamento (em L2), com o aumento da
excentricidade da tremonha. No entanto, dentro da mesma excentricidade, as
pressões ao longo da parede do cilindro bem como sobre a parede da tremonha
aumentam conforme a diminuição do ângulo de atrito interno.
Próximo a reta de transição da parede com a tremonha apresenta ser uma
região de sobrepressões ou um pico de pressão sobre a reta da parede (L1), bem
como ao longo da parede com a tremonha inclinada (L2) com 100% de
excentricidade da mesma. Isso ocorre porque uma constrição repentina na
transição do fluxo resulta em um aumento nas pressões horizontais na saída do
material ao longo de toda a largura do silo e, conseqüentemente, em um pico de
pressão ao longo da reta da parede. No entanto, o pico de pressão logo abaixo da
junção entre a parede e a tremonha inclinada, é maior do que na reta da parede.
62
Essa diferença entre duas paredes é causada pelo fato de as paredes inclinadas da
tremonha receber uma contribuição a partir da tensão na vertical provocada pelo
peso do material, bem como forças causadas pela aceleração.
63
3 MATERIAL E MÉTODOS
O presente trabalho consiste em aplicar cargas por meio de uma prensa
hidráulica a duas tremonhas, sendo uma cônica com 15,17 cm de excentricidade
e uma piramidal com 10 cm de excentricidade. As cargas aplicadas em cada uma
destas tremonhas visam simular a carga referente a uma massa de produto acima
da tremonha (corpo do silo) e, portanto, quanto maiores as cargas aplicadas,
maiores serão as quantidades de produto no corpo do silo e maiores serão as
relações altura/diâmetro.
Os valores de excentricidade foram definidos de forma que, para a
tremonha piramidal, o valor de 10
cm de excentricidade representa uma
excentricidade de 33%, sendo que o mínimo valor para que a tremonha seja
considerada excêntrica segundo AS 3774:1996 seria de 7
cm. Sendo assim,
adotou-se um valor ligeiramente superior (10
cm), enquanto que para a tremonha
cônica, a excentricidade de 15,17
cm representou uma percentagem de 55% de
excentricidade. Neste caso, o objetivo foi de adotar uma excentricidade
comumente encontrada em tremonhas cônicas utilizadas em indústrias de
produção de concreto ou indústrias destinadas a fabricação de rações.
Portanto, para a tremonha piramidal buscou-se trabalhar com um valor
bem próximo do mínimo valor para se considerar a tremonha como excêntrica.
Já na tremonha cônica, objetivou-se trabalhar com um valor de excentricidade
que fosse comumente encontrado nas indústrias.
3.1 Produto granular
Adotou-se a areia grossa seca como produto responsável por exercer as
pressões nas paredes das tremonhas por ser este um material de fácil aquisição,
alto peso específico, da ordem de 16
kN.m
-3
, além de estar referenciado na
norma australiana AS 3774:1996 e européia EN 1991-4:2006.
64
Segundo a (AS, 1996), para areia grossa seca considera-se um peso
específico médio de 14
kN.m
-3
e peso específico superior de 17 kN.m
-3
. Já a EN
1991-4:2006 recomenda que seja adotado 14
kN.m
-3
para o peso específico
inferior e 16
kN.m
-3
para o peso específico superior. Nos cálculos foi adotado o
valor de 16
kN.m
-3
de forma a satisfazer ambas as normas.
3.2 Modelos físicos propostos
As duas tremonhas construídas para a realização dos ensaios possuem 70
cm de lado para a piramidal e 70 cm de diâmetro para a cônica. A boca de
descarga da piramidal apresenta uma abertura de 10
cm de lado e para a cônica
adotou-se um diâmetro de 15
cm.
A excentricidade adotada para a tremonha piramidal foi de 10
cm (33%)
e para a cônica 15,17
cm (55%). Tais valores estão dentro do que as normas AS
3774:1996 e EN 1991-4:2006 consideram como tremonhas excêntricas, ou seja,
para a norma australiana a excentricidade é caracterizada quando o
deslocamento da boca da tremonha for 10% do diâmetro (lado) do silo e para a
norma européia 25%.
Nas Figuras 38 e 39, evidenciam-se as dimensões referentes às paredes
das tremonhas que contêm a excentricidade.
65
FIGURA 38 Vistas ortogonais da tremonha piramidal. a) vista principal; b) vista
lateral; c) vista superior.
FIGURA 39 Vistas ortogonais da tremonha cônica. a) vista principal; b) vista
lateral; c) vista superior.
66
3.3 Construção das tremonhas
As chapas das paredes das tremonhas constituíam-se de chapa zincada
(CZC), produto laminado a frio e inteiramente revestido com camada de zinco
por processo de imersão a quente, espessura de 26”
pol/MSG ou 0,50 mm e
massa de 4,00
kg.m
-2
. A escolha por este material deve-se ao fato de que havia
necessidade de uma chapa que fosse ao mesmo tempo resistente e que pudesse
sofrer grandes deformações sem se romper.
As bocas das tremonhas foram confeccionadas com CZC de 18”
pol/MSG (1,25 mm) e massa de 10 kg.m
-2
. Dessa forma, garantiria-se que a
deformação ocorreria nas paredes das tremonhas e não na boca de descarga.
Nas bordas da parte superior das tremonhas, realizou-se um reforço
estrutural com barra chata de 1/8” x 1 ½” (3,17 x 38,10
mm) e massa linear de
0,95
kg.m
-1
.
Considerou-se o módulo de elasticidade (módulo de Young) longitudinal
das chapas como o valor de 210
GPa, módulo de elasticidade transversal 80
GPa, valores estes, muito aceitos e comumente adotados nas literaturas.
Segue abaixo as etapas para confecção das tremonhas sendo elucidados
os passos de corte da chapa das paredes, acabamento final da barra chata e
introdução da boca de descarga reforçada (Figura 40).
67
a) b)
c) d)
FIGURA 40 Etapas na confecção da tremonha piramidal. a) corte da chapa das
paredes; b) acabamento com ferro chato; c) soldagem da tremomha
na estrutura; d) detalhe da boca de descarga.
A escolha da chapa zincada de baixa espessura deve-se ao fato desta
apresentar elevada deformação quando forem aplicadas cargas (produto
granular) em sua superfície, facilitando a conversão de deformações na chapa
em pressões normais na parede das tremonhas.
Para a estrutura de sustentação das tremonhas utilizou-se metalon 50 x
30
mm, de perfil retangular, e 22 pol/MSG de espessura do aço. Realizaram-se
também contraventamentos na estrutura de forma a aumentar a segurança contra
deformações e deslocamentos indesejados e dessa forma, garantir que apenas as
68
paredes da tremonha se deformassem quando cargas fossem aplicadas (Figura
41).
a) b)
FIGURA 41 Estrutura de sustentação e contraventamentos. a) Estrutura da
tremonha piramidal; b) Estrutura da tremonha cônica.
3.4 Plataforma para atuação das cargas
De forma a garantir a distribuição uniforme das cargas aplicadas pela
prensa na tremonha foram confeccionadas duas plataformas (quadrada e
circular) de placas de madeira OSB (
Oriented Strand Board) e vigas maciças
(Figura 42). As placas foram presas as vigas por grampos e cola, sendo que, na
parte superior foram utilizadas placas duplas de OSB e na parte inferior placa
simples.
69
a) b)
FIGURA 42 Plataforma para atuação de cargas. a) Tremonha cônica; b)
Tremonha piramidal.
3.5 Atuador de cargas
Empregou-se uma prensa hidráulica com capacidade de até 200 kN para
aplicar cargas na tremonha simulando diferentes valores de esbeltez do silo
(Figura 43).
70
FIGURA 43 Prensa hidráulica para atuação de cargas.
3.6 Aquisição de dados
O sistema para aquisição de dados consistiu em módulo de aquisição de
8 canais e 4.8 kHz, uma célula de carga com capacidade de 20
kN e um
microcomputador para recepção dos dados do sistema de aquisição (Figura 44).
A célula de carga foi utilizada para dar maior precisão no valor da carga
aplicada pela prensa substituindo assim, o manômetro da prensa. O fabricante da
célula de carga recomenda que as cargas a serem aplicadas na célula não
ultrapassem 70% da capacidade da mesma (14
kN) para não danificar os strain
gages
internos.
71
a) b)
FIGURA 44 Equipamentos para aquisição de dados. a) Módulo para aquisição
de dados; b) Célula de carga.
3.7 Medida da deformação nas paredes da chapa
A fim de se obter diretamente o valor das deformações ocorridas nas
paredes das tremonhas, deformações em z (normais à parede da tremonha),
foram instalados, através de bases magnéticas, relógios comparadores. Tais
equipamentos consistem em sensor esférico intercambiável com haste, um
mostrador de ponteiro principal e um secundário para a leitura da movimentação
da ponta de contato (Figura 45). A precisão deste equipamento é da ordem de
0,01
mm apresentando uma sensibilidade aceitável para a realização do trabalho.
FIGURA 45 Relógio Comparador.
72
3.8 Métodos de ensaio
A realização dos ensaios se deu no Laboratório de Protótipos (Setor de
Máquinas e Mecanização Agrícola) do Departamento de Engenharia da
Universidade Federal de Lavras.
A primeira tremonha ensaiada foi a tronco de pirâmide com saída
quadrada. Como seqüência de ensaios, primeiramente procedeu-se a instalação
dos relógios comparadores na tremonha. Ao todo foram instalados seis relógios
sendo três na parede de maior excentricidade e três na parede de menor
excentricidade conforme Figura 46.
a) b)
FIGURA 46 Instalação dos relógios comparadores para medição das
deformações – tremonha piramidal com saída excêntrica. a)
Esquema e cotas dos relógios; b) Instalação dos relógios.
Instalado os relógios procedeu-se a primeira leitura na tremonha sem
carga. Após a realização desta leitura, a tremonha foi carregada, inserida a
plataforma com a célula de pressão e nova leitura foi realizada. A partir dessa
leitura cargas foram sendo aplicadas com a prensa, medidas com a célula de
pressão e registrados os valores de leituras dos relógios. As cargas aplicadas
73
foram até 70% do valor máximo aceitável pela célula para não danificar os
strain gages da mesma (recomendação do fabricante).
Na tremonha piramidal houve apenas um ensaio, uma vez que os valores
de deformação ficaram dentro do esperado. Além disso, o comportamento deste
tipo de tremonha é mais fácil de predizer se comparado à tremonha cônica. Para
esta, realizaram-se dois ensaios, sendo que, a diferença entre estes se deve a
posição dos relógios comparadores na tremonha. No primeiro ensaio, os relógios
foram colocados da mesma forma que na tremonha piramidal, inclusive
obedecendo à disposição dos relógios comparadores, ficando o primeiro a 30
cm
da borda superior e espaçados em 15
cm um do outro. No segundo ensaio, os
relógios ficaram em novas posições na tremonha como será tratado no item 3.9.
A fim de comparar os resultados obtidos pelo método experimental com
os valores analíticos encontrados pelas normas AS 3774:1996 e EN 1991-
4:2006, foi elaborada uma planilha eletrônica para o cálculo das pressões
normais segundo as normas citadas (Figura 47).
74
FIGURA 47 Planilha eletrônica para o cálculo das pressões em tremonhas
cônicas e piramidais.
Os valores adotados para as propriedades físicas da areia foram os
recomendados pelas normas que apresentam tabelas próprias de valores médios,
inferiores e superiores das principais propriedades requeridas para o cálculo das
pressões (Tabelas 7 e 8).
75
TABELA 7 Valores das propriedades físicas para areia segundo AS 3774:1996.
Valores
Propriedades físicas
Inferior Médio Superior
Peso específico (γ) kN.m
-3
- 14 17
Efetivo ângulo de atrito interno (
e
φ
) º
30 - 40
Ângulo de atrito entre o produto e a parede (
w
φ
) º -
Superfície tipo D1
15 - 25
Ângulo de atrito entre o produto e a parede (
w
φ
) º -
Superfície tipo D2
22 - 28
Ângulo de atrito entre o produto e a parede (
w
φ
) º -
Superfície tipo D3
25 - 35
Ângulo de repouso (
r
φ
) º
- 30 -
TABELA 8 Valores das propriedades físicas para areia segundo EN 1991-
4:2006.
Valores
Propriedades físicas
Inferior Médio Superior
Peso específico (γ) kN.m
-3
14 - 16
Ângulo de atrito interno (
i
φ
) º
33 36 39
Coeficiente de atrito entre o produto e a parede (µ)
– Superfície tipo D1
0,33 0,38 0,44
Coeficiente de atrito entre o produto e a parede (µ)
– Superfície tipo D2
0,41 0,48 0,56
Coeficiente de atrito entre o produto e a parede (µ)
– Superfície tipo D3
0,49 0,57 0,66
Ângulo de repouso (
r
φ
) º
- 39 -
3.9 Ensaio especial
Com o intuito de determinar o processo de ovalização em tremonhas
cônicas, descrito por diversos autores, procedeu-se a execução de um ensaio que
foi denominado de “ensaio especial”. Neste ensaio, alterou-se a configuração
dos relógios comparadores de forma que os dois relógios colocados próximos a
76
boca de descarga em ambos os lados foram retirados e instalados nas paredes
perpendiculares às paredes de excentricidade, tal como mostrado na Figura 48.
a) b)
c) d)
FIGURA 48 Esquemas e cotas dos RC's para o ensaio especial na tremonha
cônica. a) Esquema dos RC’s nas paredes de excentricidade; b)
Esquema dos RC’s nas paredes perpendiculares à excentricidade;
c) Cotas dos RC’s nas paredes de excentricidade; d) Cotas dos
RC’s nas paredes perpendiculares à excentricidade.
3.10 Transformação das deformações em pressões
Na transformação das deformações em pressões deve-se, primeiramente,
verificar qual o melhor método para a situação existente. Se a parede da
77
tremonha for considerada como uma viga bi-apoiada, então pode-se utilizar o
método proposto por Calil Junior (1984). Caso se deseje trabalhar com
deformações em toda a chapa da parede da tremonha, então deve-se trabalhar
com o método proposto por Araújo (1997). Neste trabalho, optou-se por
considerar a deformação na parede como a deformação na linha dos relógios
comparadores (linha central na parede da tremonha) e, portanto, utilizando o
método proposto por Calil Junior (1984). A seguir, são apresentados os métodos
citados para a determinação das pressões nas paredes da tremonha.
1 º Método: Citado por Calil Junior (1984)
Para a conversão das deformações em pressões (Calil Junior, 1984)
sugere o seguinte equacionamento:
1 – Momento de inércia da seção considerada
3
.
12
bh
I
=
(66)
sendo:
I = Momento de Inércia (m
4
);
b = largura da seção retangular (m);
h = altura da seção retangular (m).
Para o ensaio proposto, a seção relativa ao momento de inércia diz
respeito à seção onde a ponta do relógio atingiu a chapa. Para tal, considera-se a
seção de 1 x 0,5 mm (comp. x espessura da chapa). Assim sendo:
3
1.(0,5)
0,010416666
12
I == mm
4
78
2 – Determinação de y (linha neutra)
y = 0,250 mm
3 – Momento fletor devido a uma carga distribuída (p) sobre a placa
2
.
8
p
l
M
= (67)
Sendo
l referente ao comprimento da viga hipotética, ou seja, referente
as distâncias entre os relógios comparadores (30, 45 e 60 cm na tremonha),
portanto,
l = 30 cm. Portanto,
2
.(300)
11250
8
p
M
p==
kgf.mm
4 – Tensão de flexão (σ
f
)
.
.
f
M
y
E
I
σε
== (68)
Sendo:
E = 21000 kgf.mm
-2
= 210 GPa
Então:
11250 .0,250
21000
0,010416666
p
ε
=
Trabalhando as unidades de forma a obter o resultado em kPa:
7777,77728.p
ε
=
kPa (69)
79
Neste método, considera-se a linha onde foram instalados os relógios
comparadores como uma viga bi-apoiada e o produto exercendo uma carga
distribuída nesta viga.
2º Método: Citado por Araújo (1997)
Segundo Araújo (1997), as teorias normais sobre flexão de placas
elásticas mostram que as tensões de flexão -- quando os deslocamentos na placa
são maiores que a espessura da mesma -- são praticamente desprezadas em
relação às tensões de membrana. Neste caso, a teoria dos grandes deslocamentos
(TGD) com λ>3 pode ser utilizada para a determinação de tais tensões. Para tal,
considera-se o λ como a relação a/b nas placas retangulares, onde a é o menor
comprimento lateral da placa e b o maior comprimento.
A TGD mostra que as placas com bordas bi-articuladas apresentam
maior eficiência estrutural frente às placas com bordas bi-engastadas. Tal fato
deve-se aos engastamentos provocarem uma diminuição da força de membrana e
seu conseqüente efeito na diminuição dos momentos de flexão (Timoshenko,
1940); (Troistisky, 1968); (Feodosiev, 1988) citado por (Araújo, 1997).
Considerando uma placa longa, fina, retangular e com bordas bi-
articuladas, sujeita a uma carga uniformemente distribuída p
NT
sobre uma faixa
de largura unitária poder-se-á, para efeitos práticos, considerar a placa como
uma viga de comprimento L e seção transversal retangular de altura t (Araújo,
1997). Tal situação pode ser visualizada na Figura 49.
80
FIGURA 49 Placa retangular bi-articulada com λ > 3.
Fonte: Araújo (1997).
Para o cálculo das pressões nas paredes da tremonha, deve-se trabalhar
com a teoria dos grandes deslocamentos (TGD) com tensões de membrana, uma
vez que para tal teoria os deslocamentos devem ultrapassar a ordem de grandeza
da espessura da placa (chapa). Nesse caso, espera-se a ocorrência de grandes
deslocamentos na chapa e um comportamento de efeito membrana com λ > 3
devido ao fato de as chapas das tremonhas serem pouco espessas,.
Assim sendo, as deformações predominantes são apenas em uma direção
e as expressões utilizadas para os cálculos do momento fletor e das tensões são:
3
12
tE
M
ε
=
(70)
E
σ
ε
=
(71)
81
4 RESULTADOS E DISCUSSÃO
4.1 Resultados dos ensaios na tremonha piramidal
A Tabela 9 apresenta os valores de cargas aplicadas à tremonha
piramidal e as respectivas deformações obtidas pelos relógios comparadores nas
paredes da tremonha.
TABELA 9 Cargas e deformações obtidas na tremonha piramidal.
Deformação (mm)
Carga (kN) RC1 RC2 RC3 RC4 RC5 RC6
Altura na tremonha (cm)
Carga
30 45 60 30 45 60
Vazia 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
Plataforma 2,411 2,512 2,669 3,188 4,760 6,625
1 0,074 0,544 0,799 0,400 0,682 1,848 0,862
2 0,826 0,680 0,460 0,750 1,158 0,362 1,318
3 1,896 0,725 0,798 0,770 1,032 2,230 1,170
4 3,000 0,535 0,712 0,700 0,890 1,317 1,091
5 4,505 0,671 0,830 0,830 0,955 1,366 1,269
6 6,034 0,549 0,660 0,650 0,947 1,152 1,090
7 8,385 0,380 0,949 0,890 1,175 1,470 1,420
8 10,089 0,972 0,571 0,540 0,620 1,760 0,750
9 11,183 0,428 1,550 0,490 0,460 1,260 1,650
10 13,346 0,730 0,740 1,690 0,640 0,890 -0,180*
* Valores negativos representam reduções de pressão ou deformações laterais na
tremonha (ovalização).
Primeiramente, foram medidos os valores de deformação com a
tremonha vazia, ou seja, neste caso, não existiram deformações. Logo após, a
tremonha foi completamente carregada com areia, foi inserido a plataforma de
atuação de cargas sobre a areia e procederam-se as leituras das deformações. A
partir desse ponto, valores de cargas foram aplicados no intuito de simular
diferentes massas de produto acima da tremonha, ou seja, diferentes alturas de
82
corpo do silo e dessa forma, diferentes relações altura/diâmetro. A aplicação das
cargas foi até próximo do valor máximo permitido pelo fabricante da célula de
carga que é de 70% da capacidade da célula, ou seja, até próximo de 14 kN
(70% de 20 kN).
Os valores de cargas aplicadas sobre o produto granular (areia)
permitiram simular uma relação altura/lado de até 2,43 caracterizando dessa
forma, silos esbeltos de acordo com a EN 1991-4:2006 e medianamente esbeltos
de acordo com a AS 3774:1996.
A partir da análise da Tabela 9, observou-se que a tremonha piramidal
possui baixa rigidez na sua parede uma vez que a mesma apresentou, em geral,
elevados valores de deformação das chapas.
A Figura 50 a, b e c apresenta os gráficos com as deformações obtidas
em função da posição dos relógios comparadores.
83
a)
b)
30
35
40
45
50
55
60
0,3000,8001,3001,8002,3002,800
deformação (cm)
altura na tremonha (cm
)
Plataforma
Carga 1 - 0,074 kN
Carga 2 - 0,826 kN
Carga 3 - 1,896 kN
Carga 4 - 3,000 kN
Carga 5 - 4,505 kN
Carga 6 - 6,034 kN
Carga 7 - 8,385 kN
Carga 8 - 10,089 kN
c)
30
35
40
45
50
55
60
-0,2001,0002,2003,4004,6005,800
deformação (cm)
altura na tremonha (cm)
FIGURA 50 Deformações nas paredes da tremonha. a) Esquema de fixação dos
relógios comparadores; b) Deformações na parede de menor
excentricidade - RC1, RC2 e RC3; c) Deformações na parede de
maior excentricidade - RC4, RC5 e RC6.
84
Observou-se uma grande variabilidade nas deformações de acordo com a
carga aplicada demonstrando a dificuldade existente na previsão das
deformações em paredes de tremonhas.
A Tabela 10 apresenta os valores de deformações absolutas (totais) nas
paredes da tremonha.
TABELA 10 Deformações absolutas nas paredes da tremonha piramidal.
Deformação Total (mm)
RC1 RC2 RC3 RC4 RC5 RC6
Altura na tremonha (cm)
Carga (kN)
30 45 60 30 45 60
Plataforma 2,411 2,512 2,669 3,188 4,760 6,625
0,074 2,955 3,311 3,069 3,870 6,608 7,487
0,826 3,635 3,771 3,819 5,028 6,970 8,805
1,896 4,360 4,569 4,589 6,060 9,200 9,975
3,000 4,895 5,281 5,289 6,950 10,517 11,066
4,505 5,566 6,111 6,119 7,905 11,883 12,335
6,034 6,115 6,771 6,769 8,852 13,035 13,425
8,385 6,495 7,720 7,659 10,027 14,505 14,845
10,089 7,467 8,291 8,199 10,647 16,265 15,595
11,183 7,895 9,841 8,689 11,107 17,525 17,245
13,346 8,625 10,581 10,379 11,747 18,415 17,065
Observou-se que o lado de menor excentricidade apresentou também
menores deformações como era esperado. Em média, as deformações no lado de
maior excentricidade representaram uma parcela de 61,5% das pressões totais,
ou seja, de 100% do valor de uma determinada pressão, 61,5% concentrou no
lado de maior excentricidade e 38,5% no lado de menor excentricidade. Assim, é
importante notar que os resultados estão em acordo com as normas analisadas
uma vez que estas recomendam que seja considerada uma redução de pressões
no lado de menor excentricidade e incremento de pressões no lado de maior
excentricidade.
85
As Tabelas 11, 12, 13, 14, 15, 16, 17 e 18 apresentam os valores das
pressões obtidas segundo as normas AS 3774:1996, EN 1991-4:2006 pelos dois
métodos propostos por esta e os valores de deformações obtidos em ensaio e
convertidos em pressões.
TABELA 11 Pressões obtidas segundo AS 3774:1996 para a situação de ensaio.
Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 4 6,06 7,69 8,17
45 cm / 5 7,49 9,11 9,59
60 cm / 6 8,91 10,54 11,02
TABELA 12 Pressões obtidas segundo AS 3774:1996 para a situação de ensaio.
Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 1 4,34 5,01 5,15
45 cm / 2 5,47 6,14 6,28
60 cm / 3 6,60 7,27 7,42
TABELA 13 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006 para a situação de
ensaio. Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 4 8,05 9,12 9,35
45 cm / 5 9,51 11,13 11,48
60 cm / 6 10,23 12,40 12,88
86
TABELA 14 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006 para a situação de
ensaio. Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 1 3,75 4,13 4,21
45 cm / 2 5,54 6,43 6,62
60 cm / 3 7,27 8,89 9,25
TABELA 15 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006, utilizando o método 2,
para a situação de ensaio. Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 4 11,15 13,05 13,47
45 cm / 5 12,61 14,99 15,51
60 cm / 6 14,07 16,93 17,55
TABELA 16 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006, utilizando o método
2, para a situação de ensaio. Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 1 10,86 12,35 12,68
45 cm / 2 12,74 14,85 15,30
60 cm / 3 14,62 17,34 17,93
TABELA 17 Pressões obtidas em ensaio (conversão das deformações em
pressões). Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 4 6,88 8,64 9,14
45 cm / 5 10,14 13,63 14,32
60 cm / 6 10,44 13,41 13,27
87
TABELA 18 Pressões obtidas em ensaio (conversão das deformações em
pressões). Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,099
Pressão (kPa)
H/D=2,0377
Pressão (kPa)
H/D=2,43
30 cm / 1 4,76 6,14 6,71
45 cm / 2 5,27 7,65 8,23
60 cm / 3 5,26 6,76 8,07
As Figuras 51a e b, 52a e b e 53a e b apresentam os gráficos
relacionados aos valores de pressão apresentados anteriormente levando-se em
consideração as relações altura / diâmetro (H/D) de 1,10, 2,04 e 2,43. Tais
gráficos apresentaram, para cada relação H/D, os valores de pressões observados
conforme a metodologia da AS 3774:1996, os dois métodos propostos pela EN
1991-4:2006 e os resultados de ensaio para o lado de maior excentricidade e o de
menor excentricidade.
88
a)
30
45
60
3456789101112131415161718
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
b)
30
45
60
3456789101112131415161718
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
FIGURA 51 a) Comparação das pressões para o lado de maior excentricidade e
H/D = 1,10; b) Comparação das pressões para o lado de menor
excentricidade e H/D = 1,10.
89
a)
30
45
60
3456789101112131415161718
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ens aios
b)
30
45
60
3456789101112131415161718
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
FIGURA 52 a) Comparação das pressões para o lado de maior excentricidade e
H/D = 2,04; b) Comparação das pressões para o lado de menor
excentricidade e H/D = 2,04.
90
a)
30
45
60
3456789101112131415161718
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
b)
30
45
60
3456789101112131415161718
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
FIGURA 53 a) Comparação das pressões para o lado de maior excentricidade e
H/D = 2,43; b) Comparação entre as pressões para o lado de menor
excentricidade e H/D = 2,43.
Avaliando as pressões na tremonha piramidal observou-se que os valores
obtidos através de ensaios, em geral, foram ligeiramente superiores àqueles
obtidos através das normas AS 3774:1996 e EN 1991-4:2006. Apenas o método
2 da EN 1991-4:2006 obteve valores superiores aos valores registrados no
ensaio. Tal fato ocorreu devido a vários fatores, em primeiro lugar, ambas as
normas avaliadas sugerem equacionamentos para tremonhas cônicas sendo que
tais cálculos também foram aplicados a tremonhas piramidais revelando serem
de baixa precisão na determinação das pressões atuantes nestas tremonhas. Em
91
segundo lugar, observou-se que a norma européia EN 1991-4:2006 não trata de
pressões em tremonhas excêntricas e sim em paredes de silos com descarga
excêntrica, portanto, a metodologia utilizada, tanto no primeiro método de
cálculo como no método 2, são aplicadas a tremonhas concêntricas. Apesar
disso, esta norma, em geral, foi a que obteve os valores mais próximos dos
ocorridos no ensaio.
O método 2 obteve resultados muito acima dos que ocorreram de fato
demonstrando ser um método bastante conservador. Este método foi utilizado
durante muito tempo como o principal método para a determinação das pressões
na tremonha segundo a EN 1991-4, entretanto, com a revisão desta norma em
2006 este método passa a ser um anexo da mesma podendo ainda ser utilizado
caso o projetista opte pelo mesmo. Como os outros dois métodos (método 1 da
EN 1991-4:2006 e AS 3774:1996) geraram resultados menos satisfatórios, uma
vez que subestimaram as pressões que ocorreram experimentalmente,
recomenda-se a adoção do método 2 da EN 1991-4:2006 para o cálculo de
pressões em tremonhas piramidais excêntricas. Este método encontra-se no
anexo G da referida norma.
4.2 Resultados dos ensaios na tremonha cônica
Na Tabela 19 são apresentados os valores de deformações nas paredes da
tremonha cônica em função das cargas aplicadas.
92
TABELA 19 Cargas e deformações obtidas na tremonha cônica.
Deformação (mm)
RC1 RC2 RC3 RC4 RC5 RC6
Altura na tremonha (cm)
Carga
Carga
(kN)
30 45 60 30 45 60
Vazia 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
Plataforma -0,071 0,125 0,130 -0,120 -0,020 -0,050
1 2,966 -0,125 0,333 0,310 0,800 0,025 0,000
2 7,374 -0,090 0,277 0,270 -0,170 -0,005 0,010
3 8,409 -0,050 0,120 0,120 -1,100 -0,010 -0,015
4 10,348 -0,050 0,140 0,120 -0,090 -0,020 -0,005
5 11,371 -0,040 0,070 0,070 0,000 0,000 0,000
6 12,723 -0,060 0,100 0,080 -0,150 -0,030 0,010
7 13,334 0,030 0,020 0,020 -0,010 -0,005 0,000
8 15,051 -0,080 0,105 0,095 -0,090 -0,005 0,020
* Valores negativos representam reduções de pressão ou deformações laterais na
tremonha (ovalização).
Com os valores de cargas aplicados foi possível simular uma relação
altura/diâmetro de 3,50 sendo superior ao valor encontrado no ensaio da
tremonha piramidal. Na tremonha cônica pôde-se trabalhar com relações H/D
maiores que na piramidal devido ao fato da geometria da tremonha cônica fazer
com que esta possuísse maior resistência aos esforços de flexo-tração e
compressão nas chapas, além disso, a tremonha cônica possuía um volume
menor que a tremonha piramidal, ou seja, com valores idênticos de carga
aplicada, a tremonha cônica apresentava maiores relações H/.D. Na classificação
do silo simulado segundo as normas EN 1991-4: 2006 e AS 3774:1996 este é
classificado em silo esbelto por ambas as normas uma vez que a normas
européia classifica como silos esbeltos aqueles com H/D maior ou igual a 2,0 e
para norma australiana silos esbeltos são aqueles com relação altura/diâmetro
(lado) maior que 3,0.
A Figura 54 a, b e c apresenta as deformações na chapa para a tremonha
cônica em função da posição dos relógios comparadores.
93
a)
b)
30
45
60
-1,200-0,700-0,2000,3000,800
deformação (cm)
Altura na tremonha (cm)
Plataforma
Carga 1 - 2,966 kN
Carga 2 - 7,374 kN
Carga 3 - 8,409 kN
Carga 4 - 10,348 kN
Carga 5 - 11,371 kN
Carga 6 - 12,723 kN
Carga 7 - 13,334 kN
Carga 8 - 15,051 kN
c)
30
45
60
-1,200-0,700-0,2000,3000,800
deformação (cm)
altura na tremonha (cm
)
FIGURA 54 Deformações nas paredes da tremonha cônica. a) Posição dos
relógios comparadores; b) deformações na parede de maior
excentricidade; c) deformações na parede de menor
excentricidade.
94
No ensaio da tremonha cônica observou-se que em média houve uma
concentração de 65,76% das deformações na parede de maior excentricidade
enquanto que no lado de menor excentricidade verificou-se uma redução
(contração) de 34,24% nas deformações da parede.
Na Tabela 20 são apresentados os valores de deformações totais obtidos
no ensaio da tremonha cônica em função das diversas cargas aplicadas.
TABELA 20 Deformações absolutas na tremonha cônica em função das cargas
aplicadas.
Deformação Total (mm)
RC1 RC2 RC3 RC4 RC5 RC6
Altura na tremonha (cm)
Carga
(kN)
30 45 60 30 45 60
Plataforma -0,071 0,125 0,130 -0,120 -0,020 -0,050
2,966 -0,196 0,458 0,440 0,680 0,005 -0,050
7,374 -0,286 0,735 0,710 0,510 0,000 -0,040
8,409 -0,336 0,855 0,830 -0,590 -0,010 -0,055
10,348 -0,386 0,995 0,950 -0,680 -0,030 -0,060
11,371 -0,426 1,065 1,020 -0,680 -0,030 -0,060
12,723 -0,486 1,165 1,100 -0,830 -0,060 -0,050
13,334 -0,456 1,185 1,120 -0,840 -0,065 -0,050
15,051 -0,536 1,290 1,215 -0,930 -0,070 -0,030
* Valores negativos representam reduções de pressão ou deformações laterais na
tremonha (ovalização).
Para a verificação do fenômeno de ovalização constatado apenas na
tremonha cônica, uma vez que a tremonha piramidal apresentou deformações
positivas em ambos os lados, foi realizado um novo ensaio com o layout descrito
na Figura 55 de forma que os RC’s 2, 3, 4 e 6 ficaram a 45 cm da borda superior
da tremonha (região de transição).
95
FIGURA 55 Layout de distribuição dos Relógios Comparadores na tremonha
cônica para o ensaio especial.
A partir deste
layout proposto, determinou-se as deformações ocorridas
nas chapas da tremonha durante o ensaio. A Tabela 21 apresenta estas
deformações.
TABELA 21 Deformações totais obtidas durante o ensaio especial.
Deformação Total (mm)
RC1 RC2 RC3 RC4 RC5 RC6
Altura (cm)
Carga
(kN)
30 45 45 45 30 45
Plataforma 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000 0,000
6,775 0,000 0,340 0,070 0,015 -0,192 0,000
9,690 0,000 0,490 0,130
0,025 -0,312 -0,030
14,310 0,000 0,720 0,200
0,045 -0,502 -0,080
15,650 -0,312 0,830 0,240
0,065 -0,562 -0,110
18,237 -0,342 0,930 0,280
0,077 -0,672 -0,120
A partir da análise desta tabela, constatou-se uma tendência a ovalização
da tremonha cônica quando submetida a carregamentos uma vez que a leitura
dos RC’s 3 e 4 (valores sublinhados na Tabela 21) apresentou valores de
deformações positivos tal como esperado.
96
Na altura de 45 cm abaixo da superfície superior da tremonha (zona de
transição), Figura 48, correspondente aos RC’s 2, 3, 4 e 6, foi observada uma
configuração das deformações tal como mostrado na Figura 56.
FIGURA 56 Configuração das pressões na tremonha cônica durante o ensaio
especial.
Outro fato relevante deve-se às deformações nas paredes da tremonha
cônica quando a mesma estava vazia e após o enchimento e inserção da
plataforma de atuação de cargas, uma vez que tais deformações foram bem
menores se comparados aos valores de deformações na tremonha piramidal
quando submetida a este mesmo procedimento de ensaio. Nesse caso,
comparada à tremonha piramidal e aliado aos pequenos valores de deformações
absolutas apresentadas pela tremonha cônica quando carregamentos foram
aplicados, ficou demonstrado que tremonhas cônicas são mais resistentes a
deformações em suas paredes devido à forma geométrica que contribui para que
ocorra o efeito membrana, ao invés de flexo-trações.
Nas tabelas 22, 23, 24, 25, 26, 27, 28 e 29, são apresentados os valores
de pressões nas paredes da tremonha obtidos segundo as normas AS 3774:1996,
EN 1991-4:2006, pelos seus dois métodos propostos e os valores de
97
deformações obtidos em ensaio e transformados em pressões na parede da
tremonha. Todas as pressões foram obtidas para o lado de maior e menor
excentricidade.
TABELA 22 Pressões obtidas segundo AS 3774:1996 para a situação de ensaio.
Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 1 6,31 6,73 7,03
45 cm / 2 7,77 8,19 8,49
60 cm / 3 9,23 9,65 9,95
TABELA 23 Pressões obtidas segundo AS 3774:1996 para a situaçãp de ensaio.
Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 4 4,06 4,32 4,50
45 cm / 5 5,01 5,27 5,45
60 cm / 6 5,96 6,22 6,40
TABELA 24 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006 para a situação de
ensaio. Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 1 7,96 9,34 9,71
45 cm / 2 8,70 10,67 11,19
60 cm / 3 8,66 11,19 11,86
98
TABELA 25 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006 para a situação de
ensaio. Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 4 2,28 2,52 2,59
45 cm / 5 3,73 4,53 4,74
60 cm / 6 5,53 7,42 7,92
TABELA 26 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006, método 2, para a
situação de ensaio. Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 1 10,75 12,94 13,53
45 cm / 2 11,86 14,53 15,24
60 cm / 3 12,96 16,12 16,96
TABELA 27 Pressões obtidas segundo EN 1991-4:2006, método 2, para a
situação de ensaio. Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 4 10,24 11,85 12,28
45 cm / 5 11,93 14,27 14,89
60 cm / 6 13,61 16,68 17,50
TABELA 28 Pressões obtidas em ensaio. (Conversão das deformações em
pressões). Lado de maior excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 1 -2,22 -3,00 -4,17
45 cm / 2 5,72 7,74 10,03
60 cm / 3 5,52 7,39 9,45
99
TABELA 29 Pressões obtidas em ensaio. (Conversão das deformações em
pressões). Lado de menor excentricidade.
Altura na
tremonha / RC
Pressão (kPa)
H/D=1,78
Pressão (kPa)
H/D=2,40
Pressão (kPa)
H/D=3,49
30 cm / 4 3,97 -5,29 -7,23
45 cm / 5 0,00 -0,23 -0,54
60 cm / 6 -0,31 -0,47 -0,23
Nas Figuras 57a e b, 58a e b e 59a e b são plotados os valores de
pressões apresentados anteriormente comparando-os de forma a obter o melhor
método para o cálculo de pressões em tremonhas cônicas excêntricas, baseado
nas três propostas de equacionamento, sendo uma da AS 3774:1996 e duas
propostas pela EN 1991-4:2006. Os cálculos foram realizados para ambos os
lados da excentricidade e para três relações altura/diâmetro, 1,78, 2,4 e 3,49.
100
a)
30
45
60
-3-11357911131517
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
b)
30
45
60
-3-11357911131517
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
FIGURA 57 Resultados obtidos pela comparação dos diferentes métodos
avaliados para relação H/D=1,78 em ambos os lados da tremonha
cônica. a) Comparação das pressões para o lado de maior
excentricidade; b) Comparação das pressões para o lado de menor
excentricidade.
101
a)
30
45
60
-6-4-20246810121416
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
b)
30
45
60
-6-4-20246810121416
Pressões kPa
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
FIGURA 58 Resultados obtidos pela comparação dos diferentes métodos
avaliados para relação H/D=2,40 em ambos os lados da tremonha
cônica. a) Comparação das pressões para o lado de maior
excentricidade; b) Comparação das pressões para o lado de menor
excentricidade.
102
a)
30
45
60
-8-6-4-2024681012141618
Pressões (kPa)
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
b)
30
45
60
-8-6-4-2024681012141618
Pressões (kPa)
Altura na tremonha (cm)
AS 3774/1996
EN 1991-4/2006
EN 1991-4/2006 M2
Ensaios
FIGURA 59 Resultados obtidos pela comparação dos diferentes métodos
avaliados para relação H/D=3,49 em ambos os lados da tremonha
cônica. a) Comparação das pressões para o lado de maior
excentricidade; b) Comparação das pressões para o lado de menor
excentricidade.
No ensaio da tremonha cônica, observou-se que, em geral, as pressões
obtidas foram menores que as pressões determinadas pela norma AS 3774:1996
e pelos dois métodos da norma EN 1991-4:2006. Porém, as deformações
negativas sugerem que houve uma inversão de forças, ou seja, quando as
pressões são positivas há tração na parte externa da chapa (parede externa da
tremonha) e compressão na parede interna. Quando as deformações são
negativas, há compressão nesta parede externa e tração na interna. Sendo assim,
recomenda-se que novas pesquisas sejam realizadas no intuito de verificar com
103
mais cuidado a inversão dos sinais (deformações negativas). Tal fato não foi
verificado na tremonha piramidal.
Apenas para a relação H/D = 3,49 e considerando o lado de maior
excentricidade da tremonha cônica foi observado no centro da mesma um valor
de pressão superior ao que foi cálculo pela norma australiana. Já na norma
européia, apenas na posição de 30 cm e H/D = 1,78 o valor de ensaio superou o
valor calculado por esta norma. Entretanto, este valor revelou-se praticamente
igual ao da norma australiana, demonstrando a importância na comparação dos
métodos.
Observou-se que o método 2 da EN 1991-4:2006 superestimou os
valores de pressões e mostrou ser bastante conservador na determinação das
pressões, portanto, não se recomenda a aplicação de tal método para o cálculo
das pressões em tremonhas cônicas excêntricas. Além disso, outro fato chamou a
atenção neste método sendo observado que, para lados de menor excentricidade,
todos os outros métodos obtiveram valores de pressão inferiores ao lado de
maior excentricidade, enquanto que o método 2 da EN 19991-4:2006 apresentou
valores ligeiramente maiores no lado de menor excentricidade à medida que se
aumentava a relação H/D.
Os valores negativos de pressão obtidos em ensaio devem-se às
deformações negativas, evidenciando o fenômeno da ovalização em tremonhas
cônicas. Para constatar esta ovalização, realizou-se um ensaio onde se buscou
uma nova configuração dos relógios comparadores. Para este ensaio, foram
retirados os relógios que estavam a 60 cm da parte superior da tremonha
fixando-os na parte lateral da tremonha, 90° com os outros relógios, na posição
37,5 cm da parte superior da tremonha, ou seja, entre os relógios fixados a 30 cm
e os fixados a 45 cm (ensaio especial descrito no item 3.9 do material e
métodos). Como neste ensaio, os valores de deformação medidos pelos relógios
104
a 37,5 cm apresentaram deformações positivas, ficou evidenciado a tendência a
ovalização à medida que se aumentavam as cargas.
Como os resultados calculados pelo método principal da EN 1991-
4:2006 foram, em geral, ligeiramente maiores que os valores obtidos em ensaio,
este método configurou ser o mais indicado para a determinação das pressões em
tremonhas cônicas com descarga excêntrica sendo indicada a utilização do
mesmo em projetos estruturais que contiverem tal dispositivo de descarga.
Porém, como houve deformações negativas e conseqüentemente, pressões
negativas, o que se traduz em inversão sentido das cargas (onde deveria haver
compressão houve tração e vice-versa) recomendam-se maiores estudos no
intuito de se verificar esta inversão de sinais. Além disso, sempre que possível,
os resultados obtidos por esta norma devem ser comparados a outros resultados
tal como os da AS 3774:1996 no intuito de verificar quais produzem os maiores
valores. Assim, pode-se optar por projetos mais conservadores ou mais
modernos. De fato, as melhorias implementadas na revisão da norma européia
em 2006 bem como sua ampliação tornaram-na menos conservadora, mais
moderna e adaptada as condições atuais em que se encontra a engenharia
moderna, fato este constatado com a definição e aplicação da norma ao método
dos estados limites, tendência mundial entre as normas. Já a norma australiana,
desde 1996, configura-se entre as normas mais completas e modernas e seu
suplemento lançado em 1997 não trouxe grandes modificações em relação a
norma principal o que mostra que, mesmo sendo uma norma desenvolvida há 13
anos ainda perdura como uma norma referência.
Por fim, constatou-se que em se tratando de silos, estruturas bastante
complexas do ponto de vista estrutural, as incertezas na definição das pressões -
principalmente nas tremonhas - ainda é grande, devendo o calculista optar por
projetos mais conservadores e coerentes, buscando sempre o embasamento no
maior número possível de normas e literaturas sobre o assunto.
105
5 CONCLUSÕES
Por meio deste estudo pôde-se observar que:
• As normas AS 3774:1996 e a EN 1991-4:2006, método 1, não
apresentaram resultados satisfatórios para a determinação das pressões
em tremonhas metálicas piramidais com excentricidade.
• O método 2 da EN 1991-4: 2006 pode ser utilizado para a determinação
das pressões em tremonhas piramidais excêntricas de silos metálicos
esbeltos, porém esta teoria produz um superdimensionamento das
pressões.
• Em tremonhas cônicas de silos metálicos esbeltos, tanto a norma EN
1991-4:2006 quanto a AS 3774: 1996 podem ser utilizadas para o
cálculo das pressões de excentricidade sendo que a norma européia
apresentou valores mais seguros. Recomenda-se, sempre que possível,
comparar os valores gerados por ambas de forma a obter projetos mais
seguros.
• Tremonhas cônicas apresentam tendência à ovalização à medida que
aumentam as relações altura/diâmetro.
• Os ensaios realizados mostraram a grande variabilidade que existe nas
pressões em tremonhas excêntricas.
• Ainda segundo os ensaios, verificou-se que tremonhas cônicas possuem
maiores resistências mecânicas se comparadas a tremonhas piramidais.
106
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
ARAÚJO, E. C. Estudo teórico e experimental de tremonhas piramidais
para silos metálicos elevados.
1997. 317 p. Tese (Doutorado em Engenharia
Civil) – Universidade de São Paulo, Escola de Engenharia de São Carlos, São
Carlos.
AUSTRALIAN STANDARD.
AS 3774: loads on bulk containers, commentary.
Sydney, 1996. 62 p.
AUSTRALIAN STANDARD.
AS 3774 supplement 1: loads on bulk
containers. Sydney, 1997. 18 p.
BRITISH STANDARD INSTITUTION
. Eurocode 1: actions on strutures, part
4: silos and tanks – EN 1991-4. Bruxelas, 2006. 112 p.
BRITISH STANDARD INSTITUTION.
Eurocode 1: basis of design and
actions on structures: actions on silos and tanks, part 4. ENV 1993-1-1.
Bruxelas, 1993.
CALIL JUNIOR, C.
Recomendações de fluxo e de cargas para o projeto de
silos verticais.
1990. 198 p. Tese (Doutorado em Engenharia de Estruturas) –
Universidade de São Paulo, Escola de Engenharia de São Carlos, São Carlos.
CALIL JUNIOR, C
. Sobrepresiones en las paredes de los silos para
almacenamiento de productos pulverulentos cohesivos.
1984. 184 p. Tese
(Doutorado em Engenharia Industrial) – Universidade Politécnica de Catalunya,
Barcelona.
CALIL JUNIOR, C.; CHEUNG, A. B.
Silos: pressões, fluxo, recomendações
para o projeto e exemplos de cálculo.
São Carlos: EESC/USP, 2007. 240 p.
107
CALIL JUNIOR, C.; NASCIMENTO, J. W. B.; ARAUJO, E. E. Silos
metálicos multicelulares
. São Carlos: EESC/USP, 1997. 175 p.
CANADIAN FARM BUILDING CODE.
CFBC part 2, structural design.
Ottawa: National Research Council of Canada, 1983. 25 p.
CHEUNG, A. B.
Modelo estocástico de pressões de produtos armazenados
para estimativa da confiabilidade estrutural de silos esbeltos.
2007. 305 p.
Tese (Doutorado em Engenharia Civil) – Universidade de São Paulo, Escola de
Engenharia de São Carlos, São Carlos.
COMPANHIA NACIONAL DE ABASTECIMENTO.
Central de informações
agropecuárias.
Disponível em: <www.conab.gov.br>. Acesso em: 20 ago.
2009.
DEUTSCHE NORM.
DIN 1055-6: basis of design and actions on structures –
part 6: design loads for buildings and loads in silo bins. Berlin: Verlaz, 2005.
DEUTSCHE NORM.
DIN 1055: lastannahmen fur bauten, blatt 6. Alemanha:
Lasten in Silozelle, 1987. 12 p.
DRUCKER, D. C.; PRAGER, W. Soil mechanics and plastic analysis on limit
design.
Quarterly of Applied Mathematics, Providence, v. 10, n. 2, p. 157–
165, 1952.
ENSTAD, G. On the theory of arching in mass flow hoppers.
Chemical
Engineering Science,
New York, v. 30, n. 10, p. 1273-1283, Oct. 1975.
EUROPEAN FEDERATION OF CHEMICAL ENGINEERING.
Standart
shear testing technique for particulate solids using the jenike shear cell
.
London: Institution of Chemical Engineers, 1989. 46 p.
FEODOSIEV, V. I.
Resistencia de materiales. Moscou: Ed. Mir, 1988. 583 p.
108
FREITAS, E. G. Estudo teórico e experimental das pressões em silos
cilíndricos de baixa relação altura/diâmetro e fundo plano.
2001. 175 p. Tese
(Doutorado em Engenharia Civil) – Universidade de São Paulo, Escola de
Engenharia de São Carlos, São Carlos.
GAYLORD JUNIOR, E. H.; GAYLORD, C. N.
Design of steel bins for
storage of bulk solids
. New Jersey: Prentice-Hall, 1984. 359 p.
GOMES, F. C.
Estudo teórico e experimental das ações em silos horizontais.
2000. 205 p. Tese (Doutorado em Engenharia de estruturas) – Universidade de
São Paulo, Escola de Engenharia de São Carlos, São Carlos.
GUAITA, M.; COUTO, A.; AYUGA, F. Numerical simulation of wall pressure
during discharge of granular material from cylindrical silos with eccentric
hoppers.
Biosystems Engineering, London, v. 85, n. 1, p. 101-109, May 2003.
HAAKER, G.
An introduction to the storage of bulk solids in silos.
Enschede: University of Twente, 1999. 45 p. Apostila.
INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZATION.
ISO –
11697
: bases for design of structures: loads due to bulk materials. Geneva, 1995.
15 p.
JANSSEN, H. A. Verusche über getreidedruck in silozellen.
Verein Deutscher
Ingenieure
, Berlin, v. 15, n. 3, p. 369-383, 1895.
JENIKE, A. W.
Storage and flow of silos. Salt Lake City: University of Utah,
1964. 197 p. (Bolletin, 123).
JENIKE, A. W.; JOHANSON, J. R.; CARSON, J. W. Bin loads in 3 parts.
Journal of Engineering for Industry, New York, v. 95. p. 1-20, 1973.
109
JOHANSON, J. R. Method of calculation rate of discharge from hoppers and
bins.
Transactions of the Society of Mining Engineers, Salt Lake City, v. 232,
p. 69-80, 1965.
MCLEAN, A. G. A closer examination of the variation os wall friction angle
with major consolidation stress.
Bulk Solids Handling, Clausthal, v. 8, n. 4, p.
407-411, 1988.
MILANI, A. P.
Determinação das propriedades de produtos armazenados
para projetos de pressões e fluxo em silos
. 1993. 162 p. Tese (Doutorado em
Engenharia de Estruturas) – Universidade de São Paulo, Escola de Engenharia
de São Carlos, São Carlos.
PALMA, G.
Pressões e fluxo em silos esbeltos. 2005. 109 p. Dissertação
(Mestrado em engenharia de estruturas) – Universidade de São Paulo, Escola de
Engenharia de São Carlos, São Carlos.
PIEPER, K.; SCHÜTZ, M.
Bericht teüber das forschungsvorhaben: norm-
mess-silo für schüttguteigenschafn. Deutschland: Technische Universität
Braunschweig, Lehrstuhl für Hochbaustatik, 1980. 109 p.
RAVENET, J.
Silos. Barcelona: Laser Fotocomposicion, 1992. 508 p.
REIMBERT, M.; REIMBERT, A.
Silos: teoria e prática. Argentina: Americalee,
1979. 415 p.
ROBERTS, A. W.; MCLEAN, A. G.; ARNOLD, P. C. Determination of bin
geometry. In: ARNOLD, P. C.
Storage, flow and handling of bulk solids.
Stafa-Zurich: Trans Tech, 1987. p. 122-147.
ROTTER, J. M.; PHAM, L.; NIELSEN, J. On the specification of loads for the
structural design of bins and silos. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
BULK MATERIALS STORAGE, HANDLING AND TRANSPOSTATION,
INSTITUTION OF ENGINEERING, 2., 1986, Wollongong.
Proceedings…
Barton: Institution of Engineers, 1986. p. 241-247.
110
SAFARIAN, S. S.; HARRIS, E. C. Design and construction of silos and
bunkers.
New York: Van Nostrand Reinhold, 1985. 468 p.
SCHULZE, D. Measurement of the flowability of bulk solids. In: BROWN, C.
J.; NIELSEN, J. (Ed.).
Silos: fundamentals of theory, behavior and design.
London: Taylor & Francis, 1998. p. 18-52.
SCHWEDES, J. Consolidation and flow of cohesive bulk solids.
Chemical
Engineering Science,
New York, v. 57, n. 2, p. 287-294, Jan. 2002.
SILVA, E. T.
Elementos pré moldados para silos quadrados de concreto
armado.
1998. 178 p. Tese (Doutorado em Engenharia Agrícola) - Universidade
de Campinas, Campinas.
TEIXEIRA, L. G. R.
Determinação das propriedades físicas e de fluxo do
café para projeto estrutural em silos e equipamentos.
2006. 104 p.
Dissertação (Mestrado em Engenharia Agrícola) – Universidade Federal de
Lavras, Lavras.
TIMOSHENKO, S. P.
Theory of plates and shells. New York: McGraw-Hill,
1940. 492 p.
TROTSKY, M. S.
Orthotropic bridges: theory and design. Cleveland: JF
Lincoln Arc Welding Foundation, 1968. 256 p.
TYKHONIUK, R.; TOMAS, J.; LUDING, S. Shear dynamics simulations of
high-disperse cohesive powder. In: PARTICULATE SYSTEMS ANALYSIS,
2003, Harrogate.
Proceeding… Harrogate: [s. n.], 2003. p. 1-5.
WALKER, D. M. An approximate theory for pressures and arching in hoppers.
Chemical Engineering Science, New York, v. 21, n. 11, p. 975-997, Nov.
1966.
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