( PDF ) Análise de fadiga em pontes rodoviárias de concreto armado

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Universidade do Estado do Rio de Janeiro

Centro de Tecnologia e Ciências

Faculdade de Engenharia

Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil

Antonio Jorge de Figueiredo Ahi

Análise de Fadiga em Pontes Rodoviárias de Concreto Armado

Rio de Janeiro

2009

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Antonio Jorge de Figueiredo Ahi

Análise de Fadiga em Pontes Rodoviárias de Concreto Armado

Dissertação apresentada ao Programa

de Pós-Graduação em Engenharia Civil,

PGECIV, da Universidade do Estado do

Rio de Janeiro, UERJ, como parte dos

requisitos necessários para obtenção do

título de Mestre em Engenharia Civil.

Área de Concentração: Estruturas.

Orientador: Prof. José Guilherme Santos da Silva, DSc.

Co-orientador: Prof. Pedro Colmar Gonçalves da Silva Vellasco, PhD.

Co-orientador: Prof. Luciano Rodrigues Ornelas de Lima, DSc.

Rio de Janeiro

2009

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Antonio Jorge de Figueiredo Ahi

Análise de Fadiga em Pontes Rodoviárias de Concreto Armado

Dissertação apresentada ao Programa

de Pós-Graduação em Engenharia Civil,

PGECIV, da Universidade do Estado do

Rio de Janeiro, UERJ, como parte dos

requisitos necessários para obtenção do

título de Mestre em Engenharia Civil.

Área de Concentração: Estruturas.

Rio de Janeiro

2009

DEDICATÓRIA

A Deus, por ter me conduzido ao longo de todos estes anos, à

minha mãe e minha esposa, pelo apoio, incentivo e compreensão,

essenciais para meu aprimoramento acadêmico, profissional e

pessoal.

AGRADECIMENTOS

A Jeová, Deus fiel, pela sua bondade, dando-me todas as condições para

chegar até aqui, além de me fornecer o discernimento necessário para desenvolver

os trabalhos.

À minha querida mãe, pelo constante incentivo ao estudo ao longo da minha

vida.

À minha amorosa esposa Nilda, por todo o apoio ao meu desenvolvimento

acadêmico e pessoal.

Aos demais familiares, em especial minha irmã, sobrinhos e parentes de

Castanhal, por todo o carinho e amizade.

Ao professor José Guilherme, orientador e amigo, pelos ensinamentos e

constantes incentivos ao estudo e pesquisa, fundamentais para meu crescimento

acadêmico.

Aos professores do PGECIV, por todo o conhecimento transmitido ao longo

do curso de pós-graduação, no programa de mestrado.

Aos colegas de pós-graduação, pela busca conjunta ao conhecimento

acadêmico, além do incentivo mútuo e amizade.

Ao colega Fernando Nahid, pelo estudo em conjunto e auxílio fundamental no

processo de desenvolvimento da tese.

Pela confiança, agradeço aos parceiros da Concremat, em especial ao Zúñiga

e à Gisele.

A CAPES - Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior,

pelo apoio financeiro.

A todos que, de alguma maneira, contribuíram na execução deste trabalho, ao

longo dessa jornada.

“Feliz o homem que achou sabedoria e

o homem que obtém discernimento,

porque tê-la por ganho é melhor do

que ter por ganho a prata, e tê-la como

produto [é melhor] do que o próprio

ouro."

Provérbios 3:13

RESUMO

AHI, Antonio Jorge de Figueiredo. Análise de Fadiga em Pontes Rodoviárias de

Concreto Armado. 2009. 153f. Dissertação (Mestrado em Engenharia Civil) -

Faculdade de Engenharia, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Civil,

Universidade do Estado do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 2009.

As pontes rodoviárias de concreto armado estão sujeitas às ações dinâmicas

variáveis devido ao tráfego de veículos sobre o tabuleiro. Estas ações dinâmicas

podem gerar o surgimento das fraturas ou mesmo a sua propagação na estrutura. A

correta consideração destes aspectos objetivou o desenvolvimento de um estudo, de

forma a avaliar os esforços do tráfego de veículos pesados sobre o tabuleiro. As

técnicas para a contagem de ciclos de esforços e a aplicação das regras de dano

acumulado foram analisadas através das curvas S-N de diversas normas estudadas.

A ponte rodoviária investigada é constituída por quatro vigas longitudinais, três

transversinas e por um tabuleiro de concreto armado. O modelo computacional,

desenvolvido para a análise dinâmica da ponte, foi concebido com base no emprego

de técnicas usuais de discretização através do método dos elementos finitos. O

modelo estrutural da obra de arte rodoviária estudada foi simulado com base no

emprego de elementos finitos sólidos tridimensionais. Os veículos são representados

a partir de sistemas “massa-mola-amortecedor”. O tráfego dessas viaturas é

considerado mediante a simulação de comboios semi-infinitos, deslocando-se com

velocidade constante sobre o tabuleiro da ponte. As conclusões deste trabalho

versam acerca da vida útil de serviço dos elementos estruturais de pontes

rodoviárias de concreto armado submetidas às ações dinâmicas provenientes do

tráfego de veículos pesados sobre o tabuleiro.

Palavras-chave: Análise dinâmica, pontes rodoviárias esconsas de concreto, fadiga,

modelagem computacional.

ABSTRACT

Reinforced concrete highway bridges are subjected to dynamic actions of

variable magnitude due to vehicles crossing on the deck pavement. These dynamic

actions can generate the nucleation of fractures or even their propagation on the

structure. This way, the behaviour and reliability can be compromised and the bridge

service life can be reduced. The stress cycles counting techniques and the

cumulative damage rules application had been analyzed through S-N curves, based

on an extensive revision of concrete bridges service life and theoretical fatigue

aspects in reinforced concrete structures, as well as considering the recommended

procedures used for the concrete structures main codes. A reinforced concrete skew

bridge with spanning 16.5m was investigated in this work. The computational model,

developed for the composite bridge dynamic analysis, adopted the usual mesh

refinement techniques present in finite element method simulations implemented in

the ANSYS program. These viactures are simulated by spring-mass models and the

transit are considered by means of semi infinity convoys, displaced with constant

velocity across the deck pavement. The proposed analysis methodology and the

procedures presented in the design codes were applied, in order to evaluate the

bridge fatigue determining the structure service life. The conclusions of this paper

have the objective of alerting structural engineers to the possible distortions,

associated to the reinforced concrete bridges service life when subjected to dynamic

actions due to vehicles crossing on the deck pavement surface.

Key-words: Dynamical analysis, concrete highway skew bridges, fatigue,

computational modeling.

LISTA DE ILUSTRAÇÕES

Figura 2.1 - Tensões variáveis, Leitão (2009) .......................................................... 35

Figura 2.2 - Exemplo de tensão com amplitude variável e aleatória, Leitão (2009) . 36

Figura 2.3 - Exemplo esquemático de uma curva S-N, Leitão (2009) ...................... 39

Figura 2.4 - Modelo de gráfico de tensões ao longo do tempo, Leitão (2009) .......... 41

Figura 2.5 – Gráfico de tensões reduzido a picos e vales, Leitão (2009) ................. 41

Figura 2.6 - Metodologia de fluxo (gota de chuva) para picos e vales, Leitão (2009) 42

Figura 2.7 - Exemplo de aplicação do método Rainflow, Leitão (2009) .................... 43

Figura 2.8 - Contagem dos ciclos do exemplo de aplicação ilustrado para o método

Rainflow, Leitão (2009) ...................................................................... 44

Figura 4.1 - Classificação dos elementos, curvas S-N, BS 5400 (1980) .................. 49

Figura 4.2 - Definição das tensões ½s

½ e ½s

½, CEB (1990) .............................. 54

Figura 4.3 - Curva de tensão característica de fadiga (curvas S-N), CEB (1990) .... 56

Figura 4.4 - Curvas de resistência à fadiga para intervalos de tensão normal,

EUROCODE 2 (2002) ........................................................................ 61

Figura 4.5 - Gráfico com o formato das curvas de resistência característica à fadiga

(curvas S-N) para o aço embutido no concreto ................................. 67

Figura 5.1 - Planta baixa - unidades em m ............................................................... 71

Figura 5.2 -Vista longitudinal esquerda – unidades em m ........................................ 71

Figura 5.3 -Vista longitudinal esquerda – unidades em m ........................................ 71

Figura 5.4 -Seção transversal típica da ponte .......................................................... 72

Figura 5.5 - Esquema da carreta utilizada na prova de carga estática e dinâmica. .. 75

Figura 5.6 - Posicionamento dos acelerômetros na ponte. ....................................... 75

Figura 5.7 – Espectros de freqüências obtidos pelos acelerômetros ....................... 77

Figura 5.8 - Comparativo entre o resultado do acelerômetro, em vermelho, e do

modelo do Ansys (2005), em azul ..................................................... 78

Figura 6.1 - Modelo de veículo tridimensional desenvolvido por Santos (2007) ....... 79

Figura 6.2 - Veículo tipo “TB-45” da NBR 7188 (1984) ............................................. 80

Figura 6.3 - Modelo de veículo com 5 graus de liberdade, Almeida (2006). ............. 81

Figura 6.4 - Modos de vibração do veículo ............................................................... 82

Figura 6.5 - Descrição dos modelos de veículos ...................................................... 83

Figura 6.6 - Comboio com 2 veículos TB-45 ............................................................ 84

Figura 6.7 - Comboio com 3 veículos TB-45 ............................................................ 85

Figura 7.1 - Modelo em elementos finitos ................................................................. 87

Figura 7.2 - Elemento sólido, tipo SOLID45, Ansys (2005) ...................................... 87

Figura 7.3 - Generalização da passagem dos comboios sobre a estrutura ............. 89

Figura 7.4 - Modelo da passagem de cargas nos nós da ponte .............................. 90

Figura 7.5 - Metodologia para geração de tabelas de carga simulando o comboio .. 91

Figura 8.1 - Modo de vibração referente à primeira freqüência natural: f

= 6,81 Hz.

........................................................................................................... 95

Figura 8.2 - Modo de vibração referente à segunda freqüência natural: f

= 9,41 Hz.

........................................................................................................... 95

Figura 8.3 - Modo de vibração referente à terceira freqüência natural: f

= 16,47 Hz.

........................................................................................................... 96

Figura 8.4 - Modo de vibração referente à quarta freqüência natural: f

= 18,65 Hz. 96

Figura 8.5 - Modo de vibração referente à quinta frequência natural: f

= 23,43 Hz. 96

Figura 8.6 - Modo de vibração referente à sexta frequência natural: f

= 27,18 Hz. 96

Figura 9.1 - Indicação dos pontos investigados na análise de tensões .................... 97

Figura 9.2 - Comboio 1 - Dois caminhões espaçados em 10,00m do eixo dianteiro 98

Figura 9.3 - Comboio 2 - Três caminhões espaçados em 6,50m do eixo dianteiro .. 98

Figura 9.4 - Caso de carregamento 1: passagem dos veículos no eixo central ....... 99

Figura 9.5 - Caso de carregamento 2: passagem dos veículos pela pista lateral ..... 99

Figura 9.6 - Caso de carregamento 3: passagem dos veículos nas duas pistas .... 100

Figura 9.7 - Deslocamento vertical no meio do vão da viga VT1 (Ponto 1) ............ 101

Figura 9.8 - Tensões normais no meio do vão da viga VT1 (Ponto 1) .................... 102

Figura 9.9 - Tensões normais no encontro entre as vigas VL2 e VT1 (Ponto 2) .... 102

Figura 9.10 - Tensões normais no terço do vão da viga VL2 (Ponto 3) .................. 102

Figura 9.11 - Tensões cisalhantes no encontro entre viga VL2 e Travessa 1 (Ponto 4)

......................................................................................................... 102

Figura 9.12 - Tensões cisalhantes no encontro entre vigas VL1 e VT1 (Ponto 5) .. 103

Figura 10.1 - Variação de tensão no tempo, Pravia (2003) .................................... 107

Figura 10.2 - Valores obtidos pela rotina do Matlab (2007) .................................... 107

Figura 10.3 - Obtenção das tensões na fase permanente ...................................... 108

LISTA DE TABELAS

Tabela 2.1 - Contagem dos ciclos, exemplo de aplicação do método Rainflow ....... 43

Tabela 4.1 - Classificação dos elementos estruturais segundo BS 5400 (1980) ...... 50

Tabela 4.2 - Valores característicos da curva S-N, BS 5400 (1980) ........................ 51

Tabela 4.3 - Fatores de probabilidade de colapso para as curvas S-N, ................... 52

Tabela 4.4 - Parâmetros de curva S-N para armaduras embutidas no concreto, CEB

........................................................................................................... 56

Tabela 4.5 - Parâmetros de curva S-N para as armaduras embutidas no concreto,

EUROCODE 2 (2002) ........................................................................ 60

Tabela 4.6 - Tipos da curva S-N ............................................................................... 65

Tabela 4.7 - Parâmetros para as curvas S-N para os aços dentro do concreto ....... 65

Tabela 5.1 - Propriedades geométricas da ponte ..................................................... 73

Tabela 5.2 - Características geométricas da seção transversal ............................... 73

Tabela 5.3 - Propriedades do concreto C20 ............................................................. 74

Tabela 5.4 - Propriedades do aço ............................................................................ 74

Tabela 6.1 - Características dinâmicas do veículo, Almeida e Silva (2006) ............. 81

Tabela 7.1 - Dados relacionados a malha de elementos finitos 88

Tabela 7.2 - Parâmetros α e β usados na análise de vibração forçada 93

Tabela 8.1 - Freqüências naturais da ponte ............................................................. 94

Tabela 9.1 - Descrição dos pontos para análise das tensões .................................. 98

Tabela 9.2 - Valores máximos de tensão obtidos ao longo do estudo ................... 104

Tabela 10.1 - Contagem dos ciclos com a rotina do Matlab (2007) ........................ 107

Tabela 10.2 - Estimativa de vida útil de acordo com as normas ............................. 109

Tabela 10.3 - Comboio 1. Caso de Carregamento 1. ............................................. 110

Tabela 10.4 - Comboio 1. Caso de Carregamento 2. ............................................. 110

Tabela 10.5 - Comboio 1. Caso de Carregamento 3. ............................................. 111

Tabela 10.6 – Comboio 2. Caso de Carregamento 1. ............................................ 111

Tabela 10.7 - Comboio 2. Caso de Carregamento 2. ............................................. 112

Tabela 10.8 - Comboio 2. Caso de Carregamento 3. ............................................. 112

LISTA DE SÍMBOLOS

D - Taxa de dano acumulado

k - Nº de diferentes níveis de tensão numa seqüência específica de

carregamento

n - Nº de ciclos de tensão com determinada amplitude

N - Nº de ciclos de tensão necessários para ocorrer falha

E - Módulo de elasticidade

- Resistência característica a compressão do concreto

- Coeficiente de Poisson

ρ - Massa específica

- Deformação do aço, CEB (1990)

- Deformação do concreto, CEB (1990)

Δe

- Aumento da deformação do aço no estado de fissuração, CEB

(1990)

- Variação da tensão no aço, NBR 7187 (1987)

- Faixa de variação de tensão admissível, BS 5400 (1980)

- Constante relativa à curva S-N média, BS 5400 (1980)

m - Parâmetro associado a inclinação das curvas, EUROCODE

(2003), BS 5400 (1980)

Δ - Inverso do desvio padrão de log(N), BS 5400 (1980)

d - Número de desvios padrão em relação à média, BS 5400 (1980)

Δσ

Rsk

- Faixa de tensão normal referente a 10

ciclos, CEB (1990)

- Fator de segurança do aço de projeto, CEB (1990)

- Tensão de serviço do aço, CEB (1990)

S,fat

- Fator de segurança do aço à fadiga, CEB (1990)

- Tensão no concreto, CEB (1990)

- Fator médio considerando-se o gradiente de tensão, CEB (1990)

cd,fat

- Resistência à compressão de fadiga de projeto, CEB (1990)

ctd,fat

- Resistência à tração de fadiga de projeto, CEB (1990)

C,fat

- Fator de segurança do aço à compressão e fadiga, CEB (1990)

Q - Máximo efeito da fadiga em ação, CEB (1990)

- Diâmetro da barra de aço, CEB (1990)

- Fator de redução, CEB (1990)

- Efeito da compressão do carregamento dinâmico de projeto,

CEB (1990)

- Efeito da tração do carregamento dinâmico de projeto, CEB

(1990)

log(a) - Constante determinada de modo a definir a equação da reta,

EUROCODE 2 (2002)

- Dano acumulado, EUROCODE 2 (2002)

n(Ds

)

- Número de ciclos associados com cada faixa de tensão,

EUROCODE 2 (2002)

N(Ds

)

- Número de ciclos tolerados para cada faixa de tensão,

EUROCODE 2 (2002)

- Fator de segurança parcial de Δσ

E,2

ou Δτ

E,2

, EUROCODE 2

(2002)

- Fator de segurança parcial de Δσ

, EUROCODE 2 (2002)

S,fat

- Fator de segurança à fadiga, EUROCODE 2 (2002)

Δσ

S,equ

(N*) - Faixa de tensão do dano equivalente para diferentes casos e

considerando o número de ciclos de carregamento, EUROCODE

2 (2002)

equ

- Faixa de tensão normal, EUROCODE 2 (2002)

cd,min,equ

- Nível de tensão compressiva mínimo, EUROCODE 2 (2002)

cd,max,equ

- Nível de tensão compressiva máximo, EUROCODE 2 (2002)

cd,fat

- Resistência do concreto à fadiga de projeto, EUROCODE 2

(2002)

cd,max,equ

- Maior tensão da amplitude final para N ciclos, EUROCODE 2

(2002)

cd,min,equ

- Menor tensão da amplitude final para N ciclos, EUROCODE 2

(2002)

)

- Coeficiente para resistência do concreto na aplicação do

primeiro carregamento, EUROCODE 2 (2002)

- Tempo do primeiro carregamento do concreto em dias,

EUROCODE 2 (2002)

sd,fad,min

- Resistência à fadiga em termos de faixa de tensões

- Tensão de escoamento

- Tensão última

M - Matriz de massa

K - Matriz de rigidez

- Taxa de amortecimento do modo i

- Freqüência natural circular do modo i

- Freqüência natural do modo i

- deslocamento

- velocidade

- aceleração

- modo de vibração

- fração de amortecimento

(ω

)

- coeficiente de amplitude

LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS

UERJ Universidade do Estado do Rio de Janeiro

PUC - Rio Pontifícia Universidade Católica do Rio de Janeiro

UFRJ Universidade Federal do Rio de Janeiro

NBR Norma Brasileira

ABNT

Associação Brasileira de Normas Técnicas

AISC

Amer

ican Institute of Steel Construction

BS British Standards

CEB Comité Euro-international du Béton

EUROCODE European Standard

cm Centímetro

f(Hz) Freqüência em hertz

f Freqüência de excitação

g Gravidade

Hz Hertz

kN Kilonewton

kN/m

Kilonewton por metro quadrado

m³ Metro cúbico

m² Metro quadrado

MEF Método dos elementos finitos

min Minutos

MPa Megapascal

N Newton

N/m

Newton por metro quadrado

T Período da atividade em (s)

seg Segundos

Nº Número

Intervalo de tempo

C Graus Celsius

SUMÁRIO

1 INTRODUÇÃO ...................................................................................................... 22

1.1 Apresentação e Relevância ................................................................................ 22

1.2 Motivação e objetivo ........................................................................................... 23

1.3 Estado da arte .................................................................................................... 23

1.4 Escopo do trabalho ............................................................................................. 32

2 CONCEITOS SOBRE FADIGA ESTRUTURAL ............................................. 34

2.1 Introdução ao assunto ................................................................................... 34

2.2 Fadiga Estrutural ............................................................................................ 35

2.2.1 Conceituação de fadiga ................................................................................. 35

2.2.2 Regimes de fadiga ......................................................................................... 36

2.2.3 Modelos de danos e seus diferentes enfoques .............................................. 37

2.2.4 Análise à fadiga - curvas S-N......................................................................... 38

2.2.5 Método para contagem de ciclos ................................................................... 40

2.2.6 Técnicas de avaliação de fadiga .................................................................... 44

3 RESISTÊNCIA DO CONCRETO ARMADO À FADIGA ................................. 45

3.1 Introdução ...................................................................................................... 45

3.2 Resistência do concreto à fadiga ................................................................... 45

3.3 Resistência do aço à fadiga ........................................................................... 46

4 NORMAS DE PROJETO ............................................................................... 48

4.1 Introdução ...................................................................................................... 48

4.2 British Standard 5400 - BS 5400 (1980) ........................................................ 48

4.2.1 Critérios de dimensionamento ....................................................................... 48

4.2.2 Classificação dos detalhes ............................................................................ 49

4.2.3 Ciclos de carregamento ................................................................................. 50

4.2.4 Resistência à fadiga ....................................................................................... 51

4.2.5 Considerações sobre a norma ....................................................................... 52

4.3 Comité Euro-International du Béton - CEB (1990) ......................................... 52

4.3.1 Critérios de dimensionamento ....................................................................... 52

4.3.1.1 Barras de aço ......................................................................................... 53

4.3.1.2 Concreto ................................................................................................. 53

4.3.2 Resistência à fadiga ....................................................................................... 55

4.3.2.1 Barras de aço ......................................................................................... 55

4.3.2.2 Concreto ................................................................................................. 57

4.3.3 Verificação pelo espectro de níveis de carregamento ................................... 58

4.3.4 Considerações sobre as recomendações do CEB......................................... 59

4.4 European Standard - Eurocode 2: design of concrete structures (2002) ....... 59

4.4.1 Critérios de dimensionamento ....................................................................... 60

4.4.2 Classificação do concreto utilizado ................................................................ 60

4.4.3 Ciclos de carregamento ................................................................................. 61

4.4.4 Verificação do concreto usando-se a faixa de tensão de dano equivalente .. 63

4.4.5 Considerações sobre a norma ....................................................................... 64

4.5 Norma Brasileira NBR 6118 (2003) ............................................................... 64

4.5.1 Critérios de dimensionamento ....................................................................... 65

4.5.2 Considerações sobre a norma ....................................................................... 67

5 MODELO ESTRUTURAL E DESCRIÇÃO DOS TESTES EXPERIMENTAIS 69

5.1 Introdução ...................................................................................................... 69

5.2 Modelo estrutural da ponte ............................................................................ 69

5.3 Testes experimentais realizados na ponte ..................................................... 74

5.3.1 Prova de carga dinâmica ............................................................................... 74

5.3.2 Calibração dos resultados numéricos com os obtidos experimentalmente .... 76

6 MODELAGEM DA CARGA MÓVEL .............................................................. 79

6.1 Generalidades ................................................................................................ 79

6.2 Modelagem dos veículos ............................................................................... 79

6.3 Comboios de veículos empregados na análise ............................................. 84

6.3.1 Primeiro comboio: 2 veículos TB-45 com 10,0 metros de espaçamento ....... 84

6.3.2 Segundo comboio: 3 veículos TB-45 com 6,5 metros de espaçamento ........ 84

7 MODELO NUMÉRICO-COMPUTACIONAL .................................................. 86

7.1 Introdução ...................................................................................................... 86

7.2 Modelo numérico ........................................................................................... 86

7.3 Descrição dos elementos finitos .................................................................... 87

7.4 Esquema de aplicação das cargas dinâmicas ............................................... 88

7.5 Modelagem do amortecimento....................................................................... 91

8 ANÁLISE DOS AUTOVALORES E AUTOVETORES .................................... 94

8.1 Introdução ...................................................................................................... 94

8.2 Análise das freqüências naturais (autovalores) ............................................. 94

8.3 Análise dos modos de vibração (autovetores) ............................................... 95

9 ESTUDO DO COMPORTAMENTO DINÂMICO DO MODELO ESTRUTURAL

INVESTIGADO ......................................................................................................... 97

9.1 Introdução ...................................................................................................... 97

9.2 Pontos estruturais investigados ..................................................................... 97

9.3 Comboios de veículos empregados na análise ............................................. 98

9.4 Casos de carregamento investigados na dissertação .................................... 99

9.5 Análise no domínio do tempo....................................................................... 100

9.5.1 Comboio 2. Caso de carregamento 3. ......................................................... 101

9.6 Análise global dos históricos de tensões apresentados ............................... 104

10 VERIFICAÇÃO À FADIGA ........................................................................... 106

10.1 Generalidades .............................................................................................. 106

10.2 Contagem de ciclos ..................................................................................... 106

10.3 Análise da fadiga ......................................................................................... 108

10.3.1 Cálculo da vida útil da ponte para os diversos comboios e casos de carga 109

11 CONSIDERAÇÕES FINAIS ......................................................................... 116

11.1 Generalidades .............................................................................................. 116

11.2 Conclusões .................................................................................................. 116

11.3 Sugestões para Trabalho Futuros ................................................................ 119

REFERÊNCIAS ...................................................................................................... 120

ANEXO A – Gráficos da tensão devido a passagem dos comboios ....................... 128

A.1. Comboio 1. Caso de carregamento 1. Efeito do peso ..................................... 128

A.2. Comboio 1. Caso de carregamento 2. Efeito do peso ..................................... 129

A.3. Comboio 1. Caso de carregamento 3. Efeito do peso ..................................... 130

A.4. Comboio 2. Caso de carregamento 1. Efeito do peso ..................................... 131

A.5. Comboio 2. Caso de carregamento 2. Efeito do peso ..................................... 132

ANEXO B - Tabelas de estimativa de dano acumulado e vida útil, efeito da

mobilidade da carga, velocidade de 40km/h ........................................................... 133

B.1. Comboio 1 (Figura 9.2). Caso de carregamento 1 (Figura 9.4) ....................... 133

B.2. Comboio 1 (Figura 9.2). Caso de carregamento 2 (Figura 9.5) ....................... 135

B.3. Comboio 1 (Figura 9.2). Caso de carregamento 3 (Figura 9.6) ....................... 138

B.4. Comboio 2 (Figura 9.3). Caso de carregamento 1 (Figura 9.4) ....................... 140

B.5. Comboio 2 (Figura 9.3). Caso de carregamento 2 (Figura 9.5) ....................... 143

B.6. Comboio 2 (Figura 9.3). Caso de carregamento 3 (Figura 9.6) ....................... 145

ANEXO C - Exemplo de APDL para análise modal ................................................ 148

1 INTRODUÇÃO

1.1 Apresentação e Relevância

Atualmente, nota-se um crescente interesse na análise dinâmica das pontes e

viadutos rodoviários e ferroviários. Esse fato é corroborado por acidentes trágicos

recentes, onde a causa é diretamente relacionada à ressonância, resultado da

solicitação dinâmica dessas estruturas, cujas amplitudes de freqüência ultrapassam

significativamente uma análise estática.

No caso de pontes e viadutos existentes, fatos como esses impõe a

necessidade do estudo da capacidade de carga e análise dinâmica, de forma a

classificá-los para as solicitações a que estão sujeitas. Isso é feito com base nas

normas vigentes, e por meio de ensaios experimentais, comumente denominados de

prova de carga, sendo estática ou dinâmica.

Nesses estudos, tem-se tornado fundamental a modelagem matemática

computacional, simulando a estrutura o mais fielmente possível, de forma a se

conhecer precisamente as tensões e deformações presentes nos elementos

estruturais.

Via de regra as estruturas são projetadas de forma a se satisfazer as

condições de serviço e de segurança com relação à sua ruptura, atendendo aos

estados limites último (ELU) e de serviço (ELS).

Atualmente, a norma brasileira para projeto de pontes e viadutos (NBR

7187/87) considera que o carregamento atuante nessas obras de arte é do tipo

estático, adotando para a solicitação dinâmica a equivalência com os pontos onde

surgem os piores efeitos estáticos.

Para essa equivalência utiliza-se um coeficiente de impacto, obtido em função

do vão da ponte, para se majorar os efeitos da solicitação dinâmica,

desconsiderando-se outros fatores como rigidez, amortecimento e massa da

estrutura.

Dessa forma, os cálculos concernentes ao estudo pela norma perdem em

precisão, com relação aos atuais métodos de análise estrutural. A geração de um

modelo matemático da ponte esconsa, considerando os efeitos retro citados,

permitiu verificar algumas particularidades, conforme será explanado neste trabalho.

1.2 Motivação e objetivo

Considerando-se a relevância do assunto em questão, desenvolve-se neste

trabalho de pesquisa um estudo sobre o comportamento dinâmico e, bem como,

verificação à fadiga de tabuleiros rodoviários, objetivando analisar a influência de

veículos pesados sobre o comportamento estrutural de pontes rodoviárias de

pequeno vão, esconsas e em concreto armado.

A metodologia de análise desenvolvida contempla uma análise dinâmica no

domínio do tempo e os resultados alcançados, em termos de deslocamentos e

tensões, respaldam uma análise de fadiga sobre a obra de arte rodoviária

investigada. Este estudo considera a influência da velocidade, do espaçamento e do

número de veículos sobre a resposta estrutural da ponte e os resultados obtidos

nesta dissertação são comparados com resultados experimentais.

1.3 Estado da arte

O estudo dos efeitos causados pelas vibrações em estruturas de pontes e

viadutos rodoviários iniciou-se aproximadamente em 1850 por Willis, que abordou as

causas do colapso da Chester Railway Bridge, e daí em diante motivado pela

utilização de novos veículos com velocidades maiores e mais pesados.

Acredita-se também que as primeiras rupturas por fadiga passaram a ter certa

importância em meados do século XIX. Essa importância se deu principalmente por

aspectos econômicos.

Em 1994,o custo de manutenção no Canadá girava em torno de 20 milhões

de euros por ano, para pontes rodoviárias de concreto, Green et Cebon (1994). Em

2004, nos Estados Unidos da América, aproximadamente 200.000 pontes

rodoviárias precisavam de reparos ou reforços, Qiao, Yang et Mosallam (2004).

Na China, por exemplo, nos últimos 20 anos o transporte rodoviário cresceu

exponencialmente. Uma grande quantidade de novas pontes têm sido construída;

entretanto, a capacidade de carga precisa ser reavaliada, sendo seu

dimensionamento previsto para vida útil de 20 anos, exceto em caso de séria

fissuração, Mei, Qin et Lin (2003).

Os primeiros estudos conhecidos sobre fadiga são da autoria do engenheiro

alemão August Wӧhler e foram realizados em eixos de locomotivas cujas rupturas

eram muito freqüentes na indústria ferroviária alemã por volta de 1840, Pravia

(2003). Wӧhler introduziu o conceito até hoje utilizado de curvas S-N, onde S é a

amplitude de tensão aplicada (constante) e N é o número de ciclos até à ruptura.

A partir das curvas S-N, pode obter-se diretamente a faixa de tensão máxima

em função de número de ciclos aplicados ao longo da vida útil da peça. Tais curvas

são desenvolvidas através de ensaios em detalhes ou corpos de prova

padronizados.

Ainda hoje, estas curvas constituem um dos métodos mais utilizados para

representar os ensaios de fadiga dos materiais. Para faixa de tensão com amplitude

variável ao longo do tempo, não existe uma correlação direta.

Dessa forma, Palmgreen (1924), apresentou algumas expressões para a

correlação entre tensões cíclicas e tensões variáveis. Miner (1945) por sua vez,

apresentou o conceito de dano acumulado, cuja teoria se faz presente na maioria

das normas internacionais sobre o assunto.

Com o passar dos anos, a evolução dos estudos possibilitou uma modelagem

mais detalhada e real no que diz respeito a estruturas de pontes e modelos de

carregamentos de veículo mais condizentes com a realidade.

Esses avanços se faziam necessários, pois o problema de fadiga em pontes

rodoviárias se associava à modelagem real de estruturas e veículos.

Dessa forma o impacto das vibrações na estrutura através do método dos

elementos finitos proveu grande avanço, apesar de recente, na análise de modelos

de estrutura bi e tridimensional.

O carregamento dinâmico de obras de arte especiais e seus problemas são

fonte de estudo desde meados do século XIX, em virtude do avanço tecnológico dos

veículos, caracterizado nesse aspecto pelo aumento de suas velocidades e pesos.

YEONG-YANG e YEAN-SENG, (2000) utilizaram o método de Newmark e o

esquema de diferenças finitas, fundamentais para a discretização das equações de

movimento de um veículo, criando uma ferramenta capaz de simular veículos de

diferentes complexidades, variando a carga e massa em movimento, barras rígidas

em suspensão etc. A capacidade deste procedimento é demonstrada no estudo de

vários fenômenos de interação veículo-ponte, inclusive aqueles causados pela

frenagem de veículos.

ZHANG, VROUWENVELDER e WANDNIER (2001), simularam dois tipos de

irregularidades no pavimento: aleatórias e não-aleatórias, e com isso analisaram,

para dois tipos de tráfego (livre e congestionado), os fatores de amplificação

dinâmicos e as cargas equivalentes uniformemente distribuídas provenientes de

tráfegos eventuais em pontes.

SAVIN (2001), deduziu expressões analíticas para o cálculo do fator de

amplificação dinâmico e características do espectro de resposta para pontes

fracamente amortecidas com diversas condições de contorno, submetidas a

passagem de cargas móveis com velocidade constante.

GRECO e SANTINI (2002) apresentaram a eficácia dos coeficientes de

amortecimento na redução das amplitudes das respostas dinâmicas, desenvolvido

por uma análise paramétrica. Um estudo comparativo entre as respostas exatas,

obtidas mediante uma análise modal complexa, e as aproximações destas,

fornecidas por uma análise modal clássica, apresenta diferenças significativas, nas

quais as respostas exatas possuem maiores valores do que as suas aproximações.

LIU, HUANG e WANG (2002), selecionaram quatro comprimentos de ponte

em concreto protendido e quatro tipos comuns de veículos são selecionados para a

modelagem tridimensional e análise. A superfície irregular da ponte é baseada em

um processo randômico ao longo da direção transversal do pavimento. Os

resultados indicam que os valores do fator de impacto induzidos pelas cargas

elevadas são, geralmente, menores do que aqueles indicados pela “American

Association of State Higwhay and Transportation Officials Specification”.

SILVA (1996 e 2002) avaliou os efeitos das irregularidades superficiais sobre

o comportamento dos tabuleiros rodoviários, mediante estudo paramétrico.

Respaldado nos resultados obtidos, foi proposto um coeficiente de majoração de

esforços estáticos que considera todas as ações dinâmicas verticais provenientes

dos veículos, inclusive as irregularidades da pista. Pela análise dos resultados,

percebe-se que o coeficiente de majoração dos efeitos estáticos não abrange todas

as ações dinâmicas verticais provenientes dos veículos, inclusive as irregularidades

da pista, visto que estas últimas geram esforços dinâmicos significativamente

maiores em relação aos efeitos estáticos.

NASSIF e LIU (2003), analisaram a resposta dinâmica de pontes,

empregando um modelo 3D para a avaliação da interação ponte-pavimento-veículo.

As viaturas são idealizadas como sistemas tri-dimensionais com onze graus de

liberdade, possuindo um conjunto de suspensões e pneus de comportamento não-

linear. As irregularidades do pavimento são geradas através de um processo

Gaussiano randômico. Os resultados mostram que o fator de amplificação dinâmico

é fortemente dependente da qualidade da superfície do pavimento, da suspensão do

veículo e da geometria da ponte.

SANTOS (2003), elaborou um estudo de normas e códigos de diversos

países sobre a ação do carregamento móvel sobre pontes rodoviárias, onde se

definiram combinações de veículos de cargas (CVC’s) e estudaram-se as

conseqüências e a viabilidade do tráfego. Compararam-se os esforços solicitantes

provocados pelas CVC’s e os veículos previstos por normas em diversos sistemas

estruturais e por meio da verificação da capacidade portante de um projeto típico. A

conclusão mostra a importância de reavaliar a ação do carregamento móvel sobre as

pontes rodoviárias, constatando a existência de CVC’s que, apesar de atenderem às

exigências estabelecidas pelo Conselho Nacional de Trânsito (CONTRAN), são

incompatíveis com as obras de arte especiais da malha viária nacional.

LAW & ZHU (2004), apresentaram dois trabalhos de avaliação do

comportamento de pontes sob cargas veiculares. No primeiro, analisaram o

comportamento dinâmico de pontes de concreto armado danificadas submetidas à

passagem de veículos, que foram modelados como massas se deslocando sobre o

tabuleiro da ponte ou como sistemas com quatro graus de liberdade. Os efeitos de

diversos parâmetros, como a velocidade dos veículos e qualidade da superfície do

pavimento são considerados em suas análises. No segundo, avaliou-se o

comportamento dinâmico de tabuleiros contínuos com seção não-uniforme, sobre

apoios elásticos, submetidos à passagem de veículos, onde é considerada a

interação entre a estrutura, a irregularidade do pavimento e os veículos, sendo estes

modelados como cargas móveis com espaçamento fixo. O efeito da frenagem dos

veículos sobre a ponte também é considerado neste trabalho.

SILVA (2005) estudou o desempenho dinâmico dos pavimentos irregulares

das pontes rodoviárias, propondo uma metodologia de análise que avalia os efeitos

dinâmicos, deslocamentos e tensões nas lajes das pontes rodoviárias, devido aos

deslocamentos dos veículos igualmente espaçados em sucessão infinita e

velocidade constante, definidos por um modelo probabilístico, considerando apenas

a resposta permanente. Um modelo matemático assumiu a representação do

elemento finito da laje como uma viga e os veículos simulados como parâmetros

concentrados de massas, rigidez e amortecimento. Um bom conhecimento da

densidade espectral do pavimento definiu a rugosidade da superfície.

KIM, KAWATANI e KIM. (2005), fizeram uma análise numérica utilizando as

equações de Lagrange e o método de Newmark, comparando-os com resultados

experimentais, propondo uma análise tridimensional de modo a obter respostas

dinâmicas do estudo interação veículo-estrutura, obtendo assim resultados bastante

satisfatórios.

LEE e YHIM (2005), estudaram o comportamento dinâmico de uma ponte

com viga-caixão de longo vão, submetida a cargas móveis: análise numérica e

verificação experimental, utilizando o método Lagrangeano e elementos finitos de

Hermite, em modelos 3D com elementos de casca, formulando-se 6 graus de

liberdade. O resultado numérico mostra boa aceitação com os dados experimentais

para uma viga caixão existente de concreto em ponte de 2 vãos, sob tráfego de

veículos em várias velocidades.

LIN e YANG (2005), estudaram a probabilidade do uso de um veículo de

passagem para se obter a freqüência fundamental de uma ponte. O veículo utilizado

é um caminhão articulado, transitando a menos de 40 km/h. Utilizaram-se

acelerômetros para se fazer um estudo experimental, o que gerou bons resultados

comparativos., e concluindo-se que para se obter a segunda e demais freqüências

da ponte, necessita-se incrementar os níveis de resolução da transformada de

Fourier.

ROSSIGALI (2006) estudou a durabilidade e o comportamento de pavimentos

e obras de arte rodoviárias, considerando projetos com modelos de cargas móveis,

definidos por estudos probabilísticos, de forma que produzam efeitos similares ao do

tráfego de veículos reais, obtidos a partir da análise criteriosa dos dados de tráfego

rodoviário publicados pelo Departamento Nacional de Infra-estrutura de Transportes

(DNIT). Neste presente trabalho, são geradas análises de projetos reais de pontes

rodoviárias em concreto armado, avaliando a influência da qualidade do pavimento

na magnitude da resposta dinâmica da estrutura.

ALMEIDA (2006) analisou parametricamente as vibrações em pontes

rodoviárias provenientes da interação dos veículos com pavimentos irregulares,

definidas por um modelo matemático não-determinístico. Simulou-se o tabuleiro por

uma viga unidimensional com base em elementos finitos, representando os veículos

como quatro modelos distintos, com um eixo e uma massa, com um eixo e duas

massas, com dois eixos e três massas e com três eixos e quatro massas

respectivamente, todos com sistema de massa, mola e amortecedores.

KIM, KAWATANI e KWON (2006), simularam um tráfego tridimensional com

caminhões pesados de 3 eixos para analisar o coeficiente de impacto em uma ponte

reforçada com laje de concreto sobre vigas metálicas treliçadas, analisando a

resposta das pontes, combinada com a técnica de Monte Carlo. Os resultados

mostram que a superfície rugosa é o fator de maior influência no coeficiente de

impacto na laje.

Utilizando um organograma, mostra de maneira iterativa o processo pelo

método de Newmark. O estudo paramétrico mostra que a probabilidade de fadiga

tende a crescer com o decréscimo da qualidade do concreto. O maior coeficiente de

impacto resulta na pior condição da superfície de uma rodovia, e o tráfego de alta

velocidade pode acelerar o tempo e causar fadiga prematura no tabuleiro de

concreto.

GONZÁLEZ, LI e OBRIEN (2006), estudaram a rugosidade de um pavimento

de uma ponte rodoviária como um indicador da amplificação da ponte. O sistema

veículo-ponte é composto por uma viga de Euler-Bernoulli simplesmente apoiada

com 15 e 25 metros, suportando veículos de 2 eixos com 15 tonetaladas,

generalizados pela simulação de Monte Carlo. Também é utilizado o índice de

irregularidade da ponte (BRI) para representar um tipo estimado de amplificação

dinâmica para as propriedadesdo veículo-chave. Conclui-se que os fatores de BRI

para os vãos de 15 e 25m são completamente diferentes. O BRI é valioso à medida

em que fornece introspectivamente a contribuição que a rugosidade da pista afeta

na dinâmica, destacando-se também a importância do local e a sensibilidade da

amplificação dinâmica para as irregularidades em pontos particulares, antes e depois

da ponte.

AMORIM (2007) avaliou a resposta dinâmica de pontes rodoviárias com

pavimentos irregulares e comparou com a metodologia de projeto proposta pela

NBR 7187. Para tal, ele fez uma análise semelhante ao do ALMEIDA (2006), só que

considerando uma análise apenas dois tipos de veículos (TB-12 e TB-45) e

estudando as respostas dinâmicas de dois modelos estruturais existentes.

MELO (2007), com intuito de determinar de forma mais precisa os valores do

coeficiente de impacto adotadas em pontes no Brasil, desenvolveu e implementou

um modelo analítico-numérico simplificado para representar a interação veículo-

pavimento-estrutura. Nesta modelagem, a ponte foi representada por modelo unifilar

com propriedades de rigidez à flexão e à torção e o veículo de 3 eixos é simulado

por um sistema plano de 5 graus de liberdade. A comparação entre os resultados

numéricos e os correspondentes resultados experimentais demonstrou a validade do

modelo. Apresentou também um estudo paramétrico do fator de amplificação

dinâmica da resposta em deslocamentos para pontes típicas de vãos curtos no

Brasil.

SANTOS (2007) estudou os efeitos danosos causados às pontes rodoviárias

pelo fenômeno de interação dinâmica entre os veículos, o pavimento e a estrutura, e

também o desempenho de sistemas de controle dinâmico para redução das

vibrações induzidas pelo tráfego de veículos, especialmente os de carga pesada,

através de um modelo matemático que foi validado com exemplos de aplicação a

casos reais e, por meio da correlação de resultados numéricos e experimentais.

BRUNO (2007), estudou o impacto dinâmico de pontes estaiadas de longos

vãos sobre carregamentos móveis. Os estais são modelados em elementos de

barras e os procedimentos não-lineares são avaliados com a formulação de

Dischinger, que considera as não-linearidades geométricas dos estais inclinados,

introduzindo um módulo elástico fictício para um membro na linha equivalente.

Pelo método paramétrico, analisou as pontes pelos modos de deformação por

flexão e torsão. Discutiu com respeito à geometria típica e parâmetros de rigidez da

ponte, enfatizando os efeitos de amplificação produzido pelas forças de inércia do

sistema em movimento, para torres tipo “A” e “H”. É estabelecido que, para uma

condição de carregamento no plano, o efeito da deformação transversal no

comportamento dinâmico é praticamente desconsiderado.

Os resultados numéricos mostram que, em comparação com a torre tipo “H”,

a do tipo “A” tem maiores fatores de amplificação dinâmicos, são caracterizados

pelas propriedades aumentadas de rigidez, que são habilitadas para reduzir

eficientemente a deformação da ponte por torsão.

GONZÁLEZ, HARRIS e OBRIEN (2007), analisaram a redução da

amplificação dinâmica em pontes de vãos pequenos, devido ao ajuste do

amortecimento da suspensão de um veículo. O sistema de interação veículo-ponte

adotado, simulado pelo software MatLab, é composto por um caminhão articulado

com 5 eixos e múltiplos graus de liberdade, sobre uma ponte composta por vigas

Euler-Bernoulli simplesmente apoiadas. Notou-se que o efeito é geralmente maior

para modelos rugosos, com reduções de até 40% de desenvolvimento dinâmico

realizado. Para modelos relativamente planos e lisos, a contribuição da rugosidade

da pista para todos os efeitos dinâmicos é reduzida. Conclui-se também que as

forças nos pneus e nas acelerações de corpo não são afetadas pela suspensão da

ponte.

McLACHLAN, OBRIEN e CAPRANI (2007), determinaram as características

dos efeitos do carregamento de tráfego para uma série de eventos de carga em

pontes de pequenos e médios vãos (20 a 50 metros). Os valores do tráfego real são

usados para demonstrar as implicações de uma aproximação convencional de

extrapolação do máximo efeito de carregamento por dia que deriva de uma

variedade de passagens de caminhões. As diferenças entre o convencional e a

aproximação são boas.

CAI, SHI, ARAUJO e CHEN (2007), estudaram o efeito da condição de

aproximação sob uma resposta dinâmica de pontes, induzidas por veículos pesados

em movimento, com pavimentos irregulares. Para isso, desenvolveu-se um modelo

3D de interação veículo-ponte. Compararam-se resultados experimentais, mostrando

um resultado satisfatório. Além disso, utilizou-se uma tábua de madeira para simular

um quebra-molas. Concluiu-se que fatores como juntas de dilatação irregulares e

condições inadequadas de entrada em uma ponte podem aumentar tremendamente

a resposta dinâmica de pontes pequenas, que são mais afetadas do que as pontes

de vãos maiores, cujo tempo de dissipação do distúrbio inicial é maior.

MOGHIMI e RONAGH (2008), desenvolveram um modelo numérico de

interação veículo-ponte e resposta do conforto humano à vibração, pela norma ISO,

induzida pelo tráfego, simulado em 2D por caminhões variados em massa. Além

disso, consideraram a irregularidade da pista, em uma ponte mista com vigas

metálicas em perfil I, modelada em 3D. Com isso, avaliaram em diferentes aspectos

(velocidade, aceleração, deslocamento) as respostas dinâmicas na obra de arte,

concluindo sobre a importância da alta velocidade, rigidez do aparelho de apoio e

acréscimo de perfis I nos resultados.

LOPES (2008), estudou a influência da velocidade, do espaçamento e do

número de veículos na resposta dinâmica de obras de arte rodoviárias de concreto

armado, isostáticas, com e sem balanços e pavimentos de diferentes qualidades,

com trem tipo TB-12, preconizado pela NBR 7187, para comboios de 2 a 6 veículos

igualmente espaçados e com diferentes simulações de velocidade. Utilizou a análise

paramétrica para o desenvolvimento do estudo dos comportamentos, concluindo

sobre a real necessidade de uma reavaliação das normas brasileiras de projeto, e

dos resultados em função da qualidade do pavimento.

KWON, LEE, MOON e KIM (2008), analisaram a interação dinâmica de um

veículo leve magnetizado os trilhos de uma ponte suspensa, sujeita a rajadas de

vento. O veículo é modelado em 2D com onze graus de liberdade e velocidade

constante, simulando quatro tipos de condições envolvendo todos os efeitos, ou

seja, com ou sem ventos, e com efeitos de trilho. As simulações numéricas

concluem que os deslocamentos dinâmicos da ponte ocasionados pelo veículo são

insignificantes, comparados com a ação das rajadas de ventos. Vibrações de baixa

freqüência induzidas pelos trilhos da ponte, bem como por ventos turbulentos,

podem degradar a qualidade da pista para o veículo em baixa velocidade.

GONZÁLEZ, RATTIGAN, OBRIEN e CAPRANI (2008), determinaram o tempo

de vida de uma ponte pelo fator de amplificação dinâmica, usando a análise por

elementos finitos com carregamentos críticos. Utiliza-se a simulação de Monte Carlo

do efeito de carregamento estático, obtendo os máximos carregamentos, que são

então analisados dinamicamente, usando o MSc/NASTRAN para obter o efeito do

carregamento total. Conclui-se que o maior valor específico para o fator de

amplificação dinâmica pode ser obtido por análises individuais da resposta dinâmica

devido ao carregamento crítico. O procedimento pode ser demonstrado por uma

ponte viga-laje com um ótimo pavimento, sujeito a um típico tráfego europeu. As

simulações mostram que o fator de amplificação dinâmico pode ser menor que o

valor proposto em projetos.

CHEN e WU (2008), estudaram o aumento de performance de sistemas de

infraestrutura de uma ponte de longo vão, sob ação de vento, carretas e com

atenuadores de massa (TMD’s). Um estudo paramétrico com diferentes esquemas

de TMD foi feito para investigar a performance do sistema sob 4 aspectos: sem

TMD’s, com TMD na ponte, depois no caminhão e, por último, em ambos. Concluiu-

se que a carreta pode servir de atenuador da resposta dinâmica da ponte quando o

vento é forte. Os TMD’s podem controlar eficientemente as respostas de torção e

flexão da ponte, sob uma carreta com ações do vento. O controle de eficiência é

entre 13% e 15%. Com os atenuadores instalados dentro do caminhão, as respostas

dinâmicas do mesmo se reduziram em 7% a 10%, com razão de massa sob o

caminhão de 2,7%. O resultado sugere que seja desenvolvido um sistema de TMD

temporário ou semi-ativo para as carretas parcialmente carregadas em condições

desfavoráveis de tempo. Quando os TMD’s são instalados tanto na carreta quanto

na ponte, ambos trabalham individualmente.

SIENIAWSKA, SNIADY e ZUKOWSKI (2008), criaram um método aproximado

de identificação de parâmetros de estruturas de pontes de um vão, baseado em

medidas e deslocamentos causados em curtos períodos e carregamentos em curto

período. Esse algoritmo proposto pode servir de ferramenta no caso de uma ponte

rodoviária, por exemplo, que não pode ficar muito tempo desativada. Esse método

também identifica a distribuição de forças transversal, a qual depende do que se

sabe sobre a estrutura e as medidas que se pode obter.

LEITÃO (2009), propôs um método de verificação à fadiga de pontes

rodoviárias mistas em aço-concreto, com o uso da regra de Palm-Miner e das

normas NBR 8800, AASHTO-LRFD, BS 5400 e EUROCODE 3, para pavimentos

excelentes e irregulares, por meio do estudo dinâmico de uma ponte mista (aço-

concreto) modelada no software Ansys pelo método dos elementos finitos, sob uma

carga 3D sistemática, estimando-se a vida útil com base nas normas retro citadas,

em diferentes comboios e tipos de pavimento.

1.4 Escopo do trabalho

Com o intuito de atender aos objetivos e à metodologia descritos

anteriormente, este trabalho está subdividido em onze capítulos, descritos a seguir.

O capítulo um apresenta a motivação para o desenvolvimento deste trabalho,

um breve resumo do estado da arte para as análises dinâmicas de obras de arte

especiais, especificando os seus principais objetivos, além de uma pequena

descrição do conteúdo de cada capítulo conforme pode ser observado.

No segundo capítulo faz-se uma breve introdução sobre os conceitos de

fadiga, mecanismos de formação de fissuras, modelos de danos, seus diferentes

enfoques e métodos para contagem de ciclos.

Mostra-se no terceiro capítulo uma explanação sobre conceitos da resistência

do concreto armado à fadiga, regidos pelas normas brasileiras, tecendo um histórico

ao longo do qual se evidenciam algumas citações a normas estrangeiras.

O capítulo quatro cita as normas de projeto utilizadas para a verificação à

fadiga, com suas metodologias de cálculo, fazendo referência às suas principais

recomendações.

No quinto capítulo pode-se observar o modelo estrutural investigado, incluindo

suas características ambientais, físicas e geométricas, bem como os testes

realizados na ponte, em especial as provas de carga estática e dinâmica.

O sexto capítulo apresenta a modelagem da carga móvel, fazendo-se

referência especificamente ao TB-45 da NBR 7188 (1984), com seus modos de

vibração formando o modelo estrutural utilizado, além da formação dos comboios.

O capítulo sete apresenta o modelo matemático adotado neste trabalho para

a realização das análises dinâmicas, com especial atenção para a generalização da

passagem dos comboios sobre a ponte em questão. Este capítulo também faz uma

breve apresentação dos modelos matemáticos da ponte e do veículo, dos seus

respectivos comboios e do amortecimento, contendo formulações, propriedades

físicas e geométricas adotadas no estudo.

No capítulo oito realizam-se as análises dinâmicas dos modelos estruturais

através dos autovalores, freqüências naturais do sistema estrutural, autovetores e

modos de vibração apresentados.

O nono capítulo estuda o comportamento dinâmico do modelo estrutural

investigado, por meio dos gráficos das tensões calibrados e gerados pelo software

Ansys (2005), para diferentes elementos estruturais da ponte ao longo do tempo,

comentando-se seus resultados.

No capítulo dez, os resultados demonstrados no capítulo anterior são

utilizados para se proceder com as análises da estrutura à fadiga. Comparativos e

avaliações para cada caso estudado também são apresentados nesse capítulo.

Finalmente, no capítulo onze, são apresentadas as considerações finais e

algumas sugestões para trabalhos futuros de forma a contribuir para o avanço desta

linha de pesquisa.

2 CONCEITOS SOBRE FADIGA ESTRUTURAL

2.1 Introdução ao assunto

Devido à natureza dinâmica dos carregamentos que atuam nas pontes

rodoviárias de concreto, os elementos estruturais dessas obras de arte estão

sujeitos à variação cíclica de cargas e conseqüentemente de tensões e

deslocamentos.

Mesmo que a tensão máxima de um ciclo não ultrapasse a tensão de

escoamento do material, determinados elementos estruturais podem falhar após um

determinado número de aplicações de variações de tensão (ciclos) causados pelas

diferentes amplitudes dos carregamentos originados pelo tráfego de veículos.

As pontes rodoviárias de concreto podem estar sujeitas à falhas construtivas

e deficiência nos materiais de seus elementos estruturais, ocasionando segregação

no concreto, cobrimento insuficiente, entre outros fatores que podem ocasionar a

corrosão das armaduras. Tais defeitos contribuem para o início da fissuração destes

elementos estruturais, que quando sujeitos a esforços não previstos e principalmente

a ações dinâmicas, encontram-se submetidos ao fenômeno da fadiga e podem vir a

produzir a concentração de fissuras e conseqüente propagação destas.

Esses efeitos certamente podem afetar a estabilidade de modo local ou global

da obra de arte ou até mesmo reduzir a sua vida útil. Para se conhecer de forma

mais precisa o impacto da fadiga em estruturas se faz necessária uma aplicação de

estudos que modelem da forma mais real possível o comportamento das cargas e

dos elementos estruturais submetidos às mesmas.

Ao longo dos anos diversas pesquisas nesse sentido levaram ao conceito de

variação de tensão e de ciclos, expressos através de curvas S-N obtidas

experimentalmente, de forma a estimar de uma maneira mais precisa a vida útil

dessas obras de arte.

Esse capítulo introduz o conceito de fadiga e seus diferentes regimes e

enfoques além de um breve resumo das principais normas para a análise de fadiga,

com foco nas metodologias, especificações e formulações.

2.2 Fadiga Estrutural

2.2.1 Conceituação de fadiga

As estruturas de concreto armado são freqüentemente sujeitas a tensões

variáveis e para determinar a sua capacidade resistente é necessário conhecer a

resistência dos materiais para estas tensões variáveis.

É fato reconhecido que sob carregamentos e descarregamentos repetidos ou

tensões variáveis, a ruptura pode produzir-se por tensões menores do que a

resistência à ruptura do material, obtida no ensaio estático, e a grandeza destas

tensões necessárias para produzir a ruptura, decresce quando o número de ciclos

de tensões cresce.

Este fenômeno de redução da resistência de um material, causado por

tensões variáveis, é chamado fadiga. Um ciclo de tensões fica completamente

definido quando forem dados os valores máximo e mínimo, s

max

e s

min

da tensão

variável (Fig. 2.1).

Figura 2.1 - Tensões variáveis, Leitão (2009)

Alternativamente, podem ser fornecidas a tensão média e a amplitude da

variação das tensões, representada pelo curso das tensões. O ensaio realizado para

determinar a resistência à fadiga de um material é chamado ensaio de duração. A

seguir, serão apresentadas as principais conclusões obtidas de alguns ensaios

realizados com o concreto armado.

Figura 2.2 - Exemplo de tensão com amplitude variável e aleatória, Leitão (2009)

Geralmente, as tensões de amplitude constante têm natureza determinística e

estão associadas a carregamentos oriundos do funcionamento de máquinas e

equipamentos. Já as tensões com amplitude variável e aleatória estão normalmente

associadas às estruturas reais sujeitas a cargas aleatórias, como vento, passagem

de comboio de veículos, entre outras.

Independentemente do tipo, conforme mostrado nas Figuras 2.1 e 2.2, a faixa

de variação de tensão é de fundamental importância para a verificação à fadiga de

estruturas. As normas de projeto, em sua maioria, levam em consideração a faixa de

variação de tensão no que diz respeito à verificação quanto à fadiga.

2.2.2 Regimes de fadiga

Os regimes de fadiga são classificados com base na quantidade de ciclos de

tensão que são aplicadas em um elemento durante sua vida útil em serviço. A

quantidade de ciclos classifica a fadiga em dois tipos, sendo um de alto ciclo (High-

Cycle Fatigue - HCF) e o outro de baixo ciclo (Low-Cycle Fatigue - LCF).

No regime de alto ciclo, predominam tensões de baixa amplitude,

deformações elásticas e um grande número de ciclos até a falha da peça. Já no

regime de baixo ciclo, predominam tensões de alta amplitude, conseqüentemente

deformações plásticas significativas em cada ciclo e um pequeno número de ciclos

até a falha da peça.

Não existe uma delimitação oficial entre o regime de alto ciclo e o de baixo

ciclo. Estudos anteriores demonstram que a partir de 1 x 10³ ciclos de tensão, Norton

(1998), já se pode considerar um regime de alto ciclo de fadiga, aonde,

predominantemente usam-se curvas e diagramas S-N para se analisar o impacto da

fadiga e conseqüentemente a vida útil da maioria das estruturas.

2.2.3 Modelos de danos e seus diferentes enfoques

Muito pouco se conhece dos mecanismos de fadiga a ponto de se identificar

ou prever danos por fadiga a partir de conceitos estabelecidos com base em ensaios

de laboratório, principalmente quando se trata de tensões de amplitude variável e

comportamento aleatório.

Existem várias teorias para modelos de danos por fadiga. Tais modelos de

dano acumulado objetivam a análise do comportamento a fadiga de estruturas sob

carregamentos aleatórios uma vez que as curvas S-N são construídas a partir de

ensaios experimentais sujeitos a carregamentos de amplitude constante.

O primeiro modelo de dano, mais simples e geralmente utilizado, é o dano

linear proposto por Palmgreen (1924) e Miner (1945). Essa regra conhecida como

regra de Miner, sugere que o dano acumulado é proporcional à energia absorvida

pelo material conforme demonstrado nas equações 2.1 e 2.2, a seguir.

(2.1)

Onde:

D: Taxa de dano acumulado

k: Nº de diferentes níveis de tensão numa seqüência específica de carregamento

n: Nº de ciclos de tensão com determinada amplitude

N: Nº de ciclos de tensão necessários para ocorrer falha

A falha ocorre quando,

0.1

³=

åå

(2.2)

Porém, em muitos casos a regra linear em geral leva a valores não

conservativos de estimativa de vida útil, pois os resultados dessa aproximação não

levam em conta o efeito da passagem constante do carregamento no acúmulo de

danos durante o ciclo de cargas de fadiga.

Com isso, o dano é acumulado na mesma taxa correspondente ao nível de

tensão dado sem considerar o impacto das cargas anteriores. Algumas normas e

alguns trabalhos importantes demonstram a aplicabilidade, a simplicidade e a

importância da regra linear, assim como suas limitações, Battista e Pfeil (1999b),

Cullimore e Webber (2000), Kiss, et al (1998), Nishikawa, et al (1998) entre outros.

Desde a introdução da regra linear de dano, muitas teorias de dano por fadiga

foram propostas de forma a aprimorar o acerto sobre a estimativa de vida útil das

estruturas. A falta de capacidade de processamento computacional limitou o uso do

processo não linear para determinação do dano estrutural.

Dessa forma outras teorias de dano por fadiga foram criadas a partir de

adaptações da regra linear, como por exemplo, a linear dupla elaborada por Manson

e Halford (1981). Uma revisão acerca de uma melhor compreensão das muitas

aproximações de dano por fadiga pode ser consultada em, Pravia (2003), Afonso

(2007) e Leitão (2009).

Diferentes enfoques para a análise de danos causados por fadiga são

comumente empregados. Esses enfoques dependem de como é o processo de

formação da fadiga e como a mesma é propagada. O enfoque mais utilizado em

projeto para a análise de estruturas sob o efeito de fadiga é o enfoque de vida útil.

Esse enfoque tem o objetivo de determinar a vida útil da estrutura sujeitas a cargas

cíclicas, através de curvas S-N obtidas experimentalmente e leis de acumulação de

danos lineares.

2.2.4 Análise à fadiga - curvas S-N

Conforme foi descrito nos itens acima, uma das maneiras mais utilizadas e

difundidas nas normas que tratam dos danos causados por fadiga é a análise tensão

deformação através das curvas S-N. As curvas S-N são baseadas nas regras de

Miner e são construídas a partir de ensaios experimentais de flexão rotativa ou

compressão e tração. Os corpos de prova normalizados, peças e detalhes

estruturais específicos, são submetidos a carregamentos de amplitude constante até

que ocorra a falha e se registre o número de ciclos.

Muitos estudos foram feitos a partir de carregamentos de amplitude variável,

Petersen (1995), Nielsen, et al (1997); Agerskov (1999), porém devido a grande

dificuldade de se determinar as inúmeras formas e intensidades de carregamentos

dinâmicos que podem ocorrem na estrutura aliado a dificuldade de se gerar ensaios

ou modelos matemáticos generalizados fazem com que, apesar dos avanços

tecnológicos, a análise dos efeitos provocados pela fadiga em estruturas metálicas

submetidas a tensões de amplitude variável e aleatória ainda seja alvo de grandes

estudos e pesquisas.

As curvas S-N determinam o limite de fadiga do material associado aos

diferentes tipos de elementos estruturais. Dessa forma se pode saber a máxima

tensão alternante que a estrutura, ou elemento estrutural, suporta independente do

numero de ciclos de carga. Quando não se dispõe de dados experimentais, adotam-

se relações empíricas para a construção da curva S-N. Muitos estudos foram

desenvolvidos ao longo dos anos acerca das curvas S-N e sua considerações,

Norton (1998), Sae (1997), Collins (1993).

Independentemente de como as curvas S-N são obtidas, seja por ensaio ou

através de relações empíricas, as mesmas devem ser corrigidas porque as situações

de uso real do material não estão nas mesmas condições ideais em que se

encontram os corpos de prova quando submetidos aos ensaios. Tais correções são

feitas sobre o limite de fadiga, Norton (1998). A Figura 2.3, apresenta um exemplo

esquemático exemplificando os modelos das curvas S-N.

Figura 2.3 - Exemplo esquemático de uma curva S-N, Leitão (2009)

N - Número de ciclos

Faixa de tensão (MPa)

Zona segura

Fratura

2.2.5 Método para contagem de ciclos

A análise dos efeitos provocados pela fadiga em estruturas submetidas a

tensões de amplitude variável e aleatória pode ser obtida através de históricos de

variação da faixa de tensão da estrutura a ser analisada. Esse histórico pode ser

obtido através de modelos matemáticos ou através de medições em estruturas

existentes. Dessa forma, para que seja possível a determinação do dano acumulado

e, conseqüentemente, a estimativa de vida útil da estrutura a partir de históricos de

tensão, se faz necessária à utilização de um método para contagem de ciclos de

carregamentos associados a esse histórico.

Algumas normas estruturais prevêem a utilização de métodos de contagem

de ciclos como metodologia válida para estimativa do dano acumulado e da vida útil

da estrutura. Atualmente, os métodos de contagem de ciclo mais conhecidos são o

método Rainflow e o método Reservatório, sendo que o método Rainflow se

apresenta como o mais utilizado atualmente nas análises que necessitam de

contagem de ciclo para determinação do dano, Pravia (2003), Afonso (2007) e

Leitão (2009).

O método de contagem de ciclos, Rainflow é largamente utilizado para análise

de dados de fadiga de forma a reduzir históricos de tensões em faixas de tensão

simplificadas e foi proposto originalmente por Matsuiski e Endo em 1968, Wikipédia

(2009). Esse método se faz necessário para aplicação da regra de Miner na

determinação do dano acumulado e conseqüentemente para a estimativa de vida útil

da estrutura.

O método em questão é considerado como metodologia de contagem de

ciclos, válido pelo EUROCODE 2 (2002), CEB (1990) e BS 5400 (1980) entre outras.

A Figura 2.4 apresenta um modelo de gráfico de tensões ao longo do tempo utilizado

para exemplificar o método Rainflow.

Figura 2.4 - Modelo de gráfico de tensões ao longo do tempo, Leitão (2009)

O método em questão reduz o espectro de tensões em uma seqüência de

picos e vales de tensão. Esse procedimento se faz necessário para que a partir da

combinação destes máximos e mínimos, possam se formar meios ciclos de tensão.

A metodologia consiste ainda em associar o comportamento destes mínimos

e máximos como escoamentos de gotas de chuva, similares ao encontro das águas

de um telhado. Dessa forma, o gráfico contendo o histórico de tensões pode ser

interpretado a 90º da forma em que ele se encontra originalmente.

A Figura 2.5 a seguir mostra o modelo de espectro de tensões reduzido a

picos e vales a partir do gráfico de tensões originais ao longo do tempo ilustrado na

Figura 2.4.

Figura 2.5 – Gráfico de tensões reduzido a picos e vales, Leitão (2009)

A contagem do meio ciclo é feita considerando que as terminações de fluxo

ocorrem, quando uma gota alcança o final do histórico de tensões sem ser

interrompido por nenhum outro pico, quando o fluxo se funde com outro fluxo

oriundo de um pico mais à frente ou quando o fluxo flui no sentido oposto de um pico

de maior valor.

Um novo fluxo não pode ser iniciado enquanto o anterior não for terminado ou

concluído. Cada percurso completo é considerado meio ciclo; meios ciclos com

variação de tensão igual são combinados para formar ciclos completos.

Essa metodologia se aplica tanto aos picos quanto aos vales do espectro de

tensões. A Figura 2.6, exemplifica a contagem de ciclos pelo método Rainflow para

picos e vales já colocados a 90º da forma original ilustrada na Figura 2.5.

Figura 2.6 - Metodologia de fluxo (gota de chuva) para picos e vales, Leitão (2009)

Para o histórico de tensões ilustrado na Figura 2.7, temos alguns casos de

contagem de ciclos que são observados a título de exemplo. O meio ciclo “A”

começa no pico “1” e termina oposto a uma amplitude maior de tensão, referente ao

pico “2”. O valor da amplitude deste meio ciclo é de 16 MPa.

O meio ciclo “B” começa no pico “4” e termina no ponto em que é interrompido

pelo fluxo oriundo de um pico anterior, pico “3”. O valor da amplitude deste meio

ciclo é de 18 MPa. O meio ciclo “C” começa no pico “5” e termina no fim do espectro

de tensões apresentado. O valor da amplitude deste meio ciclo é de 20 MPa.

Figura 2.7 - Exemplo de aplicação do método Rainflow, Leitão (2009)

Os exemplos retro descritos apenas demonstram algumas aplicações

referentes ao espectro apresentado, porém para se ter uma análise completa, os

demais picos devem ser analisados da mesma maneira. A mesma metodologia deve

ser executada para verificação dos vales conforme a Figura 2.7.

Uma vez feitas as análises totais dos picos e dos vales, os ciclos estarão

corretamente contados pelo método Rainflow. Os resultados obtidos pela contagem

de ciclos completa, referente ao espectro de tensões ilustrado acima, são

demonstrados a seguir na Tabela 2.1 e na Figura 2.8. Vale ressaltar que para a

obtenção destes valores pelo método Rainflow utilizou-se o programa MatLab

R2007a

Tabela 2.1 - Contagem dos ciclos, exemplo de aplicação do método Rainflow

Faixa de

tensão (MPa)

Ciclos inteiros

Meios ciclos

10 2

12 1

16 1

17 1 1

20 1 1

23 1

30 1

10 12 16 17 20 23 30

Ciclos inteiros Meios ciclos

Figura 2.8 - Contagem dos ciclos do exemplo de aplicação ilustrado para o método

Rainflow, Leitão (2009)

2.2.6 Técnicas de avaliação de fadiga

Atualmente, existem vários métodos para a determinação física de danos

ligados à fadiga em elementos de concreto armado. O método inicial para detecção

de anomalias características de fadiga mais utilizado e de menor custo é por meio da

inspeção visual. A identificação de fissuras por esse método requer o trabalho de

profissionais experientes e com conhecimento específico do comportamento da

estrutura em análise.

Esse conhecimento por parte do profissional é de extrema importância, pois

dessa forma o mesmo saberá observar os locais de maior concentração de tensões,

e conseqüentemente de maior importância no sistema estrutural, de forma a

propiciar com isso o diagnóstico correto e determinar os melhores ensaios a se

executar.

Além da inspeção visual, outras técnicas podem ser empregadas para

avaliação da estrutura quanto à fadiga, como o monitoramento por meio de

potenciômetros e acelerômetros, analisando-se respectivamente o comportamento

sob esforços estáticos e dinâmicos.

No próximo capítulo será abordada de maneira sucinta a resistência do

concreto armado à fadiga, no que regem as normas brasileiras ao longo do tempo,

bem como a ligação com algumas normas estrangeiras.

3 RESISTÊNCIA DO CONCRETO ARMADO À FADIGA

3.1 Introdução

Usualmente, a forma mais comum de se obter dados referentes à fadiga é

associar um elemento estrutural às classificações padronizadas de limites de tensão

e ciclos adotados nas normas. Outra forma de se obter resultados é por históricos de

tensões obtidos através de ensaios experimentais ou modelagem matemática.

Para a análise de estruturas sujeitas a carregamentos variáveis, conforme

orientações de Leitão (2009) devem ser considerados os seguintes fatores, tais

como: tipo do elemento estrutural, tipo do esforço solicitante, histórico de cargas,

variações de tensões no elemento estrutural.

A norma européia EUROCODE 2 (2002) e a norma britânica BS 5400 (1980)

assumem que a vida útil da ponte seja de, ao menos, 120 anos. A CEB (1990) prevê

idade útil de 70 anos, podendo-se estender até 150 anos, dependendo das

condições de uso, umidade e temperatura.

Entretanto, em normas brasileiras também se reflete uma preocupação nesse

sentido. A NBR 8681 (2003) de forma preventiva assume 50 anos de vida útil para

as obras de concreto armado.

Neste capítulo abordam-se alguns aspectos da resistência do concreto

armado à fadiga. Para isso, considerou-se isoladamente o concreto e o aço.

3.2 Resistência do concreto à fadiga

Nenhuma exigência de verificação do concreto à fadiga era feita pelas normas

brasileiras anteriores ao Projeto de revisão da NBR 6118/2003. Esta nova norma, no

entanto, exige tal verificação. A seguir mostra-se um resumo das principais

características do concreto à fadiga, extraídas do manual do concreto da ACI (1991).

A resistência à fadiga do concreto é definida como uma fração da resistência

estática que pode ser suportada repetitivamente para um dado número de ciclos.

Essa resistência é influenciada pela amplitude da variação das tensões e pela

excentricidade da carga (gradiente de tensões) entre outras causas (ACI 215R,

1991, item 2.1.1.).

A resistência do concreto à fadiga diminui com o aumento do número de

ciclos. O concreto não apresenta um limite de resistência à fadiga até 10

ciclos. Isto

significa que não existe um valor limite de tensão, abaixo da qual o concreto suporta

um número infinito de ciclos sem se romper. A resistência do concreto à fadiga

diminui com o aumento da amplitude da variação das tensões, podendo-se

considerar uma relação linear (diagrama de Goodman) (ACI 215R, 1991, item 2.1.2).

Gradientes de tensões influenciam a resistência do concreto à fadiga. Para

simular a zona comprimida de viga, corpos de prova foram submetidos a ensaios de

longa duração, com forças de compressão excêntricas. A resistência à fadiga

(medida pela tensão máxima na seção) para cargas excêntricas foi de 15 a 18%

mais alta que a resistência à fadiga obtida para tensões uniformemente distribuídas

(ACI 215R, 1991, item 2.1.6).

Quando a resistência do concreto à fadiga é comparada não com a

resistência estática à compressão centrada mas sim com a resistência estática à

compressão excêntrica, com a mesma excentricidade do ensaio de duração, verifica-

se que a resistência à fadiga do concreto praticamente não varia. Portanto, as

resistências do concreto – estática e à fadiga – são afetadas pela excentricidade na

mesma proporção (Boletim de informação n

188, 1988, item 3.14, p. 123).

No levantamento feito pelo CEB (Boletim de informação n

188, 1988, item

7.4.4, p. 288) de como a fadiga é tratada por algumas normas recentes importantes,

consta que a maioria das normas usa o “conceito s

max

”, isto é, estabelecem um valor

máximo que a tensão pode atingir no concreto, quando solicitado por tensões

variáveis. O conceito s

max

também é usado pelo Projeto de revisão da NBR

6118/2001 para verificar o concreto à fadiga.

3.3 Resistência do aço à fadiga

Os aços especiais (barras de aço nervuradas de alta aderência) começaram a

ser usados no Brasil, em pontes de concreto armado, a partir de aproximadamente

1960.

Pelo fato da ponte estudada ter sido concebida em meados de 1960, a seguir

apresentam-se algumas normas a partir daquela época, que trataram da

consideração da fadiga nestes aços (Schäffer, 2002).

Na norma de pontes NB-2/1950 só era admitido o uso de barras de aço lisas

(sem nervuras), das categorias 37-CA e 50-CA que correspondem às atuais

categorias CA-25 e CA-32. Nestes aços, com as tensões de serviço usuais, não se

manifesta o fenômeno da fadiga. Aços especiais não eram admitidos em pontes.

Apesar de não ser uma norma específica de pontes, a norma NB-1/1940

(Revisão de 1960) passou a admitir o uso de aços especiais das categorias CA-T40

e CA-T50 (atuais CA-40B e CA-50B) em obras de concreto armado comuns

(edifícios).

A norma NB-2/1950 (Revisão de 1961) passou a admitir o uso de aços

especiais das categorias CA-T40 e CA-T50 em pontes, sendo ainda omissa em

relação à fadiga.

Na ausência de resultados de ensaios a norma NBR 7187/1987 (Antiga NB-2)

fixa, no item 8.1.3.1., a resistência característica à fadiga Df

sk,fad

, para barras de alta

aderência (aços especiais) em 150 MPa.

O item 10.11.1.2 limita a máxima variação da tensão no aço ao valor de Df

dividido por um coeficiente de segurança à fadiga igual a 1,5, isto é, ao valor de

150/1,5 = 100MPa. Este resultado está muito abaixo dos valores usuais (@180MPa)

o que sugere a existência de um engano da norma nesta questão da fadiga.

No próximo capítulo, quatro normas de projeto serão estudadas no que tange

à fadiga, adotando-se uma norma nacional e três normas estrangeiras.

4 NORMAS DE PROJETO

4.1 Introdução

Conforme exposto nos capítulos anteriores, o estudo da fadiga no elemento

estrutural depende diretamente do estudo de normas específicas que regem a

metodologia de cálculo específico para cada caso.

A seguir abordam-se diferentes normas de projeto e suas metodologias para

a verificação da fadiga em elementos estruturais, em especial para o concreto

armado, tanto no que tange ao concreto quanto à armadura. As normas

apresentadas de forma sucinta correspondem à BS 5400 (1980), CEB (1990),

EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118 (2003).

4.2 British Standard 5400 - BS 5400 (1980)

A norma para pontes BS 5400 Standard é aplicada a pontes com estrutura em

aço, em concreto e em aço-concreto. Trata-se de uma norma específica para o

dimensionamento de estruturas de pontes baseada nos conceitos de estado limite,

onde a ocorrência da deterioração de um componente ou elemento por fadiga até o

ponto que origine uma ruptura é considerado um estado limite último de resistência.

Esta norma se aplica a problemas de fadiga de alto ciclo e considera que a

estrutura trabalha no regime elástico. Para solicitações de amplitude variável, o

cálculo é realizado com base na regra de danos acumulados de Miner.

Para que se tenha um bom material de comparação o presente estudo utilizou

a BS 5400 nas análises, de forma a servir como material comparativo com algumas

referências bibliográficas e com as demais normas adotadas.

4.2.1 Critérios de dimensionamento

A norma em questão trata do dimensionamento a fadiga no seu capítulo dez e

permite que a verificação à fadiga seja feita através da classificação do detalhe

estrutural, da faixa de tensão, do número de ciclos e da probabilidade de falha. Para

o dimensionamento à fadiga, a referida norma fixa a vida útil de uma ponte,

geralmente em cento e vinte anos.

A verificação de estruturas quanto à fadiga, segundo a BS 5400, baseia-se

em fórmulas extraídas de curvas S-N obtidas através de ensaios e é feita através

das faixas de variação de tensão. A Figura 4.1 a seguir ilustra a curva S-N da norma

em questão.

Figura 4.1 - Classificação dos elementos, curvas S-N, BS 5400 (1980)

4.2.2 Classificação dos detalhes

A norma estrutural BS 5400 (1980) prevê a análise em estruturas sob o efeito

da fadiga através de nove diferentes classes para detalhes estruturais, sendo eles:

W, G, F2, F, E, D, C, B, S.

Os detalhes estruturais são classificados de acordo com as diferentes classes

citadas na Tabela 4.1 a seguir. Tal classificação, conforme todas as normas sobre

fadiga, é de acordo com o detalhe estrutural, as tensões e tipos de carga a que

estão submetidos, das dimensões e do método de fabricação.

Tabela 4.1 - Classificação dos elementos estruturais segundo BS 5400 (1980)

No caso do concreto, deve-se atentar para a coluna destacada em amarelo,

que é correspondente a barras de aço para concreto armado, que correspondem à

classe D, indicativa para os posteriores cálculos de resistência à fadiga.

4.2.3 Ciclos de carregamento

A Norma BS5400 recomenda o uso de históricos de carga; ou caso não

existam, recomenda usar históricos de tensões com métodos de contagem de ciclos,

tais como o método Rainflow e o método Reservatório, considerados pela norma.

Em relação ao uso de curvas S-N, e ao se tratar de solicitações de amplitude

variável, métodos de contagem de ciclos e o uso da regra de Miner podem ser

adotados.

Produto

Forma

Barra de

aço para

concreto

qualquer

elemento

Em goteira

Só dum

lado

Em ambos

os lados

simetrica

mente

Comprimento cordão (11

)l>150mm

Eliminar

entalhes

Afagar à

face o

reforço

Automátic

o sem

pontos

stop/start

Evitar

retorno em

juntas

sobreposta

Inspeção Isento de

defeitos

significativ

Tensão de

cálculo

(Seção)

Tensão de

cálculo.

Parâmetro

Especial

<0.5a

>0.5a

Nº 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8 2.9 2.10 2.11 2.12

Classe B C D E F F2 G F2 F E G D

Exigências

dimensiona

Fábrica

Seção transversal mínima onde se situa ponto provável de iniciação de fenda

Afastado da extremidade do

cordão

Afagar quaisquer entalhes presentes nas bordas

Elemento secundário longo (na direção de

)

interação de

juntas ou

entre barras

Aço em chapas e perfis laminados; elementos compostos

W>50mm

l<150mm

Pé da soldadura a uma distância > 10mm do bordo

Pé a menos

de 10mm

do bordo

Soldado por

resistência

manualment

afagamento

de entalhes

Potenciais

pontos de

iniciação

de fendas

de fadiga

Cordão

longitudinal

intermitente

(extremidade

intermediária)

Elemento secundário

estreito

Próximo da

extremidad

e do

membro

Elemento secundário

largo

Na extremidade de cordão

Elemento

secundário curto

Junta de

topo com

penetração

total

Junta de canto

Intermitente

m/h<25

Largura elemento W<50mm

4.2.4 Resistência à fadiga

A resistência à fadiga é analisada através das faixas de variação de tensão

utilizando-se curvas S-N. Para a norma BS 5400, as curvas S-N ilustradas na Figura

4.1 são expressas através da equação 4.1 a seguir:

KN D=s

(4.1)

Onde:

N: Número de ciclos estimado para falha associado a um ciclo de tensão σ

: Constante relativa à curva S-N média

m: Inverso da inclinação da média de log(σ

) menos a curva log(N)

Δ: Inverso do desvio padrão de log(N)

d: Número de desvios padrão em relação à média

A Tabela 4.2 mostra os valores característicos para as curvas S-N de acordo

com a classe do elemento estrutural, com destaque para a classe D, correspondente

às armaduras utilizadas em concreto armado.

Tabela 4.2 - Valores característicos da curva S-N, BS 5400 (1980)

Classe

K0 Δ m

W 0,37 x 10

0,654 3,0

G 0,57 x 10

0,662 3,0

F2 1,23 x 10

0,592 3,0

F 1,73 x 10

0,605 3,0

E 3,29 x 10

0,561 3,0

D 3,99 x 10

0,662 3,0

C 1,08 x 10

0,625 3,5

B 2,34 x 10

0,657 4,0

S 2,13 x 10

0,313 8,0

Já a Tabela 4.3 apresenta os valores para os fatores de probabilidade de

colapso relacionados com o número de desvios padrão em relação à média, d.

Tabela 4.3 - Fatores de probabilidade de colapso para as curvas S-N,

BS 5400 (1980)

Probabilidade de colapso (%)

50,0 0,0

31,0 0,5

16,0 1,0

2,3 2,0

0,14 3,0

4.2.5 Considerações sobre a norma

Apesar de ser da década de 80 e estar sendo substituída pelos Eurocodes, a

Norma para pontes BS 5400 (1980) é uma das mais completas normas referentes à

análise de pontes, permitindo a verificação para carregamentos de veículos

rodoviários e ferroviários. A BS 5400 é aplicável em diversos tipos de pontes e com

estruturas em aço, em concreto e mistas (aço-concreto). Permite vários tipos e

metodologias de análise, sugerindo inclusive que para casos de estruturas

existentes, se use histórico de tensões.

4.3 Comité Euro-International du Béton - CEB (1990)

Apesar de não ser uma norma, e sim uma recomendação, a CEB (Comité

Euro-International du Béton) tem grande foco nos materiais, em especial no

concreto. No item 6.7 da CEB analisam-se os estados limites últimos de fadiga.

Aborda-se a seguir o item 6.7.3 da norma, pela verificação pelo método simplificado,

que abrange tanto o concreto quanto às barras embutidas no mesmo.

4.3.1 Critérios de dimensionamento

Esse procedimento é aplicado apenas a estruturas submetidas a números

limitados de baixos ciclos de tensão, isto é, valores menores ou iguais a 10

ciclos.

Na seqüência apresentam-se os critérios de dimensionamento para as barras

de aço embutidas no concreto, bem como para o próprio concreto.

4.3.1.1 Barras de aço

A fadiga requerida será obtida se, na máxima faixa de tensão calculada sob

uma combinação freqüente de carregamentos, max Ds

, satisfazer a equação 4.2.

fatsRskSsSd ,

/max

(4.2)

Onde:

Δσ

Rsk

: Faixa de tensão normal referente a 10

ciclos, de acordo com a Tabela 4.4.

Sd:

Fator de segurança do aço de projeto

Ss:

Tensão de serviço do aço

S,fat:

Fator de segurança do aço à fadiga

4.3.1.2 Concreto

O projeto detalhado à fadiga não deve ultrapassar o valor máximo calculado

da tensão sob a combinação freqüente de carregamentos à compressão e tração,

respectivamente, satisfazendo as equações 4.3 a 4.5 a seguir.

Para a compressão, verificam-se as equações 4.3 e 4.4 abaixo.

fatcdcCSd

,max,

45,0

(4.3)

Sendo que:

/5,05,1

(4.4)

Onde:

ct,max

Tensão máxima em tração no concreto

C,max:

Tensão máxima compressiva no concreto

: Fator médio considerando-se o gradiente de tensão

cd,fat:

Resistência à compressão de fadiga de projeto

½s

½: menor valor, em módulo, da tensão de compressão a uma distância não

maior que 300 mm da face sob a combinação relevante de cargas, de acordo com a

Figura 4.2.

½s

½: maior valor, em módulo, da tensão de compressão a uma distância não maior

que 300 mm da face sob a mesma combinação de carga usada para cálculo de

½s

½, de acordo com a Figura 4.2.

Figura 4.2 - Definição das tensões ½s

½ e ½s

½, CEB (1990)

fatctdcCtSd

,max,

33,0

(4.5)

Onde:

Sd:

Fator de segurança do aço de projeto

Ct,max:

Tensão máxima de tração no concreto

: Fator médio considerando-se o gradiente de tensão

cd,fat:

Resistência à compressão de fadiga de projeto

Para a tensão, verifica-se a equação 4.6 abaixo.

5,1/05,0

,,,

fatcfatcCtkfatCtd

(4.6)

Onde:

ctd,fat::

Resistência à tração de fadiga de projeto

ctk::

Resistência característica à tração

C,fat:

Fator de segurança do aço à compressão e fadiga

4.3.2 Resistência à fadiga

A função de resistência característica à fadiga consiste em segmentos na

forma Ds

Rsk

.N = constante. Valores de curva S-N são dados na Figura 4.3 e na

Tabela 4.4, cujos valores em amarelo são utilizados para calcular a vida útil da

estrutura.

Os valores dados nessas tabelas são característicos e não incorporam fatores

parciais de segurança, que devem ser validados por normas aprovadas.

Esse método considera o tempo de vida necessário com um número previsto

de ciclos n, que interage na verificação com o máximo efeito da fadiga na ação, Q.

4.3.2.1 Barras de aço

A fadiga requerida será obtida se, na máxima faixa de tensão calculada sob

uma combinação freqüente de carregamentos, max Ds

, satisfazer a equação 4.7.

fatsRskSsSd

/)(max

(4.7)

Onde:

(n): Número previsto de ciclos em um dado tempo de vida de projeto

Δσ

Rsk

(n): Faixa de tensão normal relevante para n ciclos, obtidos de uma função de

resistência característica à fadiga.

Ss:

Tensão de serviço do aço

S,fat:

Fator de segurança do aço à fadiga

Figura 4.3 - Curva de tensão característica de fadiga (curvas S-N), CEB (1990)

A Tabela 4.4 a seguir apresenta os parâmetros de curva S-N para as

armaduras embutidas no concreto armado. Como este trabalho trata do estudo de

uma ponte rodoviária em concreto armado, a tabela para concreto protendido não foi

considerada.

Nota-se que os campos preenchidos em amarelo correspondem com os

dados da ponte em questão, sendo seus valores utilizados para o cálculo de

resistência à fadiga.

Tabela 4.4 - Parâmetros de curva S-N para armaduras embutidas no concreto, CEB

Expoente de

Tensão

Rsk

(MPa)

(e)

Em N*

ciclos

Barras retas e dobradas D

£ 16 mm

5 9 210 125

> 16 mm

(a)

5 9 160 95

Barras dobradas D < 25

(b)

5 9 -

(c)

Barras soldadas

(b)

incluindo soldas

de ponta e conectores mecânicos

3 5 50 30

Ambiente marinho

(b),(d)

3 5 65 40

(a) Os valores dados nessa linha representam a curva S-N de uma barra de

40mm; para barras de diâmetro entre 16 e 40mm a interpolação entre valores

desta linha e da linha de cima é permitida.

(b) A maioria das curvas S-N intercepta a curva de uma correspondente barra

reta.

fator de redução x dependendo da razão do diâmetro do gancho D e do

diâmetro da barra

: x = 0,35 + 0,026D/

(d) Válida para todas as relações D/

e todos os diâmetros

(e) Nos casos onde os valores de Ds

Rsk

calculados pelas curvas S-N excedem o

fator de tensão f

min

, o valor f

min

é válido.

4.3.2.2 Concreto

Os requisitos da fadiga sob ciclos de carregamento devem ser obtidos se um

dado tempo de vida útil (número de ciclos) e deve ser menor ou igual ao número de

ciclos de falha: n £ N

O valor de N deve ser calculado a partir das funções de resistência à fadiga,

dados anteriormente pela Tabela 4.4.

Para S

cd,min

³ 0,8, as relações S-N para S

cd,min

= 0,8 são válidas.

O valor de log N

deve ser calculado apenas se log N

> 6.

Para compressão, utilizam-se as equações 4.7 a 4.9 a seguir.

Para 0 < S

cd,min

< 0,8

)1)(81612(log

max,

min,min,1 cdcdcd

SSSN -++=

(4.7)

)1(loglog2,0log

112

NNN

(4.8)

cdcd

SSNN D-= /)

3,0(loglog

min,23

(4.9)

As seguintes condições devem ser observadas

Se log N

£ 6, então log N = log N

Se log N

> 6 e DS

³ [0,3 - (3/8) S

cd,min

], então log N = log N

Se log N

> 6 e DS

< [0,3 - (3/8) S

cd,min

], então log N = log N

Sendo que:

cd,max

= g

c,max

/ f

cd,fat

cd,min

= g

c,min

/ f

cd,fat

= S

cd,max -

cd,min

Onde:

Efeito da compressão do carregamento dinâmico de projeto

Sd:

Fator de segurança do aço de projeto

C,max:

Tensão máxima compressiva no concreto

: Fator médio considerando-se o gradiente de tensão

cd,fat:

Resistência à compressão de fadiga de projeto

Para tração, utiliza-se a equação 4.10 a seguir.

)1(12log

max,td

(4.10)

Sendo que:

td,max

= g

ct,max

/ f

ctd,fat

Onde:

Efeito da tração do carregamento dinâmico de projeto

4.3.3 Verificação pelo espectro de níveis de carregamento

Este método considera o tempo de vida requerido, o espectro de

carregamento, dividido em j blocos e as funções características de resistência à

fadiga.

A metodologia adotada nesse código baseia-se na regra de Miner para

determinação da vida útil da estrutura, porém com algumas correções de acordo

com os fatores de segurança do código e com relação às curvas S-N, conforme

mostrado anteriormente.

A fórmula de danos acumulados recomendada pelo EUROCODE 2 (2002) é

ilustrada pela equação 4.11 a seguir, prevendo a utilização do método Rainflow

válido para a contagem de ciclo.

(4.11)

Onde:

D: Dano acumulado

: Número de ciclos associados com cada faixa de tensão

: Número de ciclos tolerados para cada faixa de tensão

Dessa forma a verificação quanto à fadiga para histórico de tensões, segundo

o CEB (1990), deve obedecer ao seguinte critério: D £ D

lim

4.3.4 Considerações sobre as recomendações do CEB

O CEB, diferente das demais apresentadas, não enfoca estruturas metálicas,

estando direcionada para a análise e projetos com uso de concreto como principal

material. Entretanto, pode-se utilizar alguns recursos em comum com as outras

normas, no caso do uso das curvas S-N para a verificação do dano à fadiga para as

armaduras embutidas no concreto.

4.4 European Standard - Eurocode 2: design of concrete structures (2002)

O EUROCODE 2 (2002) é aplicável a todos os tipos de estruturas de

concreto, pois apresenta um método geral para avaliação à fadiga de estruturas e

elementos estruturais que estão submetidos a faixas de variação de tensão. Seu

método é fruto de testes de fadiga em larga escala, aplicados em diferentes

elementos estruturais.

Esta norma possui recomendações especificas nos seus itens 3.2.6 e 3.3.4

para o dimensionamento à fadiga para as armaduras do concreto. No seu item 6.8

recomenda-se para carregamentos de amplitude variável definido por históricos,

basear o cálculo de vida útil na regra cumulativa de danos de Miner.

4.4.1 Critérios de dimensionamento

O EUROCODE 2 (2002) se aplica a elementos estruturais de concreto

sujeitos a ações que provocam grande número de ciclos de variação de tensão. A

resistência aos ciclos de tensão previstos nesta norma considera que para a análise

à fadiga, todas as tensões nominais devem estar dentro dos limites elásticos do

material, não sendo permitido que os elementos estruturais estejam submetidos a

temperaturas maiores que 80° C ou sem adequada proteção à corrosão.

A norma em questão permite que a avaliação da fadiga seja feita pelo método

da tolerância do dano ou pelo método da vida útil. Qualquer outro método que não

seja o descrito acima não está previsto por esse código. O referido código

recomenda ainda que para tolerâncias para análise à fadiga, assim como condições

de verificação sejam consultadas nas normas EN 10080 e EN 10138.

4.4.2 Classificação do concreto utilizado

Para o presente estudo, como se trata de uma ponte em concreto armado,

abordou-se a Tabela 6.4N do EUROCODE 2, representada nesse trabalho pela

Tabela 4.5. A linha em amarelo indica o tipo de barra de aço utilizada, ou seja,

barras retas e dobradas.

A resistência à fadiga é determinada por uma série de curvas log (Δσ

Rsk

) x log

(N), conforme ilustra a Figura 4.4, sendo o valor de N* dado conforme a Tabela 4.5.

Tabela 4.5 - Parâmetros de curva S-N para as armaduras embutidas no concreto,

EUROCODE 2 (2002)

Expoente de

Tensão

Rsk

(MPa)

para N* ciclos

Barras retas e dobradas

(1)

5 9 162,5

Barras soldadas incluindo soldas de

ponta e conectores mecânicos

3 5 58,5

Ambientes agressivos 10

3 5 35

(1) Os valores são aqueles de acordo com a barra reta multiplicados por um fator

de redução x dependendo da razão do diâmetro do gancho D e do diâmetro

da barra

: x = 0,35 + 0,026D/

Figura 4.4 - Curvas de resistência à fadiga para intervalos de tensão normal,

EUROCODE 2 (2002)

A equação 4.12 expressa a definição das curvas de resistência à fadiga para

valores nominais de tensão.

(

)

(

)

(

)

Rsk

maN

log.loglog

(4.12)

Onde:

N: Número de ciclos de variação de tensões durante a vida útil da estrutura

m: Declividade constante das curvas, com valor igual a 5 ou 9, de acordo com a

Tabela 4.5.

log(a): Constante determinada de modo a definir a equação da reta

Δσ

Rsk

: Resistência à fadiga em termos de faixa de tensões

4.4.3 Ciclos de carregamento

Os valores das faixas de tensão devem ser determinados através do histórico

de carregamento de cada elemento estrutural de acordo com suas características,

em especial às barras de aço utilizadas no concreto. Pode, também, ser

determinado través de medição da resposta dinâmica de estruturas similares.

Dessa forma, deve ser analisado o histórico de tensões, para que através da

contagem dos ciclos possam se determinar as faixas de tensão a que estão

submetidos os elementos estruturais. O EUROCODE 2 (2002) no item 6.8.4 prevê a

utilização do método Rainflow válido para contagem de ciclos.

A metodologia adotada nesse código baseia-se na regra de Miner para

determinação da vida útil da estrutura, porém com algumas correções de acordo

com os fatores de segurança do código e com relação às curvas S-N conforme

mostrado anteriormente. A fórmula de danos acumulados recomendada pelo

EUROCODE 2 (2002) é ilustrada pela equação 4.13, a seguir.

)(

(4.13)

Onde:

: Dano acumulado

n(Ds

): Número de ciclos associados com cada faixa de tensão

N(Ds

): Número de ciclos tolerados para cada faixa de tensão

Dessa forma a verificação quanto à fadiga, para histórico de tensões,

segundo o EUROCODE 2 (2002), deve obedecer aos seguintes critérios:

Se for baseado no acúmulo de dano:

(4.14)

Se for baseado na faixa de tensão:

fatS

Rsk

equSEdF

*)(

sgg

£D

(4.15)

Onde:

: Fator parcial para ações, F

: Fator de segurança parcial de Δσ

S,fat

: Fator de segurança à fadiga

Δσ

S,equ

(N*): Faixa de tensão do dano equivalente para diferentes casos e

considerando o número de ciclos de carregamento N*. Para construções regulares

de edifícios Δσ

S,equ

(N*) podem ser aproximados pelo Δσ

máximo

Δσ

Rsk

: Faixa de tensão normal referente a N* ciclos, de acordo com a Tabela 4.5.

4.4.4 Verificação do concreto usando-se a faixa de tensão de dano equivalente

Uma resistência satisfatória à fadiga pode ser assumida para concreto sob

compressão, se as seguintes condições forem totalmente satisfatórias, de acordo

com as equações 4.16 a 4.19 abaixo.

1143,0

max,,

£-+

equequcd

(4.16)

Sendo que:

equcd

equ

max,,

min,,

(4.17)

fatcd

equcd

min,,

(4.18)

fatcd

equcd

max,,

(4.19)

Onde:

equ

: Faixa de tensão normal

cd,min,equ

: Nível de tensão compressiva mínimo

cd,max,equ

: Nível de tensão compressiva máximo

cd,fat

: Resistência do concreto à fadiga de projeto, de acordo com a equação 4.20

cd,max,equ

: Maior tensão da amplitude final para N ciclos

cd,min,equ

: Menor tensão da amplitude final para N ciclos

Nota: o valor recomendado para N é 10

ciclos

85,0

250

1)(

101,

=Þ

-= k

ftkf

cdccfatcd

(4.20)

Onde:

): Coeficiente para resistência do concreto na aplicação do primeiro

carregamento

: Tempo do primeiro carregamento do concreto em dias

4.4.5 Considerações sobre a norma

O EUROCODE 2 (2002) é uma das mais importantes referências mundiais no

dimensionamento de estruturas de concreto. Tal código demonstra através dos seus

fatores de correção a importância dada ao dimensionamento dos elementos

estruturais quanto à fadiga.

4.5 Norma Brasileira NBR 6118 (2003)

A NBR 6118 (2003) encara de maneira similar ao Eurocode 2 o

comportamento estrutural à fadiga, conforme é mostrado no capítulo 23 da referida

norma, onde esclarece sobre os estados limites últimos provocados por ressonância

ou amplificação dinâmica e estados limites últimos de fadiga.

Esta norma mostra de maneiras separadas a verificação para o concreto e

para as armaduras. No item 23.5 a NBR 6118 (2003) recomenda para

carregamentos de amplitude variável definido por históricos, basear o cálculo de vida

útil na regra de danos cumulativa de Miner.

Tal como a BS 5400, a NBR 6118 (2003) se aplica a problemas de fadiga de

alto ciclo e considera que a estrutura trabalha no regime elástico.

4.5.1 Critérios de dimensionamento

No item 23.5 da Norma em questão, Tabela 23.2, têm-se os parâmetros para

as curvas S-N (Woeller) para os aços dentro do concreto, lembrando-se que a

flutuação de tensões deve ser medida a partir da tensão máxima de 80% da tensão

nominal de escoamento e freqüência de 5 Hz a 10 Hz.

A Tabela 4.6 apresenta os tipos de curva S-N, com base no tipo de material,

indicado na Tabela 4.7, que define o tipo de armadura e ambiente, obtendo-se

finalmente o número de ciclos e os coeficientes k

e k

por meio da Tabela 4.6.

Os parâmetros para as curvas S-N (Woeller) para os aços dentro do concreto

são obtidos pela Tabela 4.7. Para o presente trabalho se utilizam os valores

referentes à armadura passiva, aço CA-50, caso de barras retas ou dobradas com D

³ 25f e f de 22 mm, de forma a se obter o valor de Df

sd,fad,min

, em MPa, bem como o

seu tipo, onde:

sd,fad,min

: Resistência à fadiga em termos de faixa de tensões

Tabela 4.6 - Tipos da curva S-N

Tabela 4.7 - Parâmetros para as curvas S-N para os aços dentro do concreto

Por meio da análise das tabelas anteriormente apresentadas, pode-se obter o

valor de Df

sd,fad,min

para 2 x 10

ciclos. Para o caso da ponte esconsa analisada,

adota-se o valor de 185 MPa, de acordo com o aço encontrado no local, com N

, k

= 5 e k

= 9.

De acordo com a Figura 4.5, tem-se o gráfico do formato das curvas de

resistência característica à fadiga (curvas S-N) para o aço, representado em escala

log.log.

Figura 4.5 - Gráfico com o formato das curvas de resistência característica à fadiga

(curvas S-N) para o aço embutido no concreto

Com base no gráfico acima pode-se deduzir a equação 4.21, sabendo-se que

a função da resistência à fadiga para o aço consiste em segmentos de reta da forma

(Df

sd,fad,min

)

x N = constante.

log (N) = log (a) – m.log(Df

sd,fad,min

)

(4.21)

Onde:

N: Número de ciclos de variação de tensões durante a vida útil da estrutura

m: Declividade constante das curvas, com valor igual a 5 ou 9, para o caso das

barras de aço encontradas, relativas ao k

e k

, respectivamente.

log(a): Constante determinada de modo a definir a equação da reta

sd,fad,min

: Resistência à fadiga em termos de faixa de tensões

Dessa maneira, pode-se obter uma fórmula similar à deduzida por Leitão

(2009), para a definição da vida útil da estrutura, conforme mostrado posteriormente

no capítulo 10.

4.5.2 Considerações sobre a norma

A NBR 6118 (2003), é uma norma que tem se aprimorado continuamente, e

no tocante à análise dinâmica, tem evoluído. Nesse assunto em especial, tem

adotado uma tendência européia de estudo, embasada pelo EUROCODE 2 e pelo

Comité Euro-International du Béton - CEB.

No próximo capítulo aborda-se o modelo estrutural investigado, com base em

uma obra de arte especial existente, com suas respectivas propriedades físicas e

geométricas. Tal modelo servirá de base para a modelagem numérico-

computacional, fundamental para o desenvolvimento deste trabalho.

5 MODELO ESTRUTURAL E DESCRIÇÃO DOS TESTES EXPERIMENTAIS

5.1 Introdução

Apresenta-se neste capítulo os dados referentes ao projeto da ponte

rodoviária, esconsa e em concreto armado, adquiridos nesta investigação. A

estrutura da ponte apresentada foi originalmente dimensionada a partir das normas

de projeto brasileiras da época da construção.

A ponte rodoviária apresentada nesse estudo baseia-se em uma obra real.

Nesta obra de arte especial foram realizadas provas de carga dinâmicas com uso de

acelerômetros, cuja metodologia e resultados constam neste capítulo.

5.2 Modelo estrutural da ponte

O modelo estudado diz respeito a uma ponte no estado do Rio de Janeiro,

concebida em meados de 1960, junto à rodovia Washington Luis, BR-040, sentido

Petrópolis, próximo à saída 114, dando acesso a uma área industrial no Bairro de

Campos Elíseos.

A ponte em concreto armado vence o córrego como obstáculo, tem traçado

retilíneo, é esconsa e possui vão único com dimensão variável entre 16,00m e

17,50m de extensão e largura variável de extremidade a extremidade, com valores

entre 8,17 e 10,35 metros.

A infraestrutura compreende as fundações, atualmente submersas, mas após

investigação pontual e consulta a projetos acredita-se ser em estacas metálicas

encamisadas por concreto.

A mesoestrutura é composta por apoios, representados pelos encontros, um

em cada extremidade, apoiados nas respectivas fundações e taludes. Os taludes

são parcialmente revestidos por vegetação local (gramíneas). Não existem pilares e

nem sistema de drenagem dos taludes.

Na interface entre a superestrutura e a mesoestrutura existem aparelhos de

apoio em neoprene fretado em ambos os lados da ponte, dispostos nas

extremidades das quatro vigas longarinas.

O vão entre a superestrutura e a parede do encontro constitui a junta de

dilatação, que não possui perfil elastomérico e está obstruída por terra e asfalto. A

ponte possui laje de transição em concreto simples junto aos encontros, com

comprimento próximo de 1,00m, ambas obstruídas por asfalto.

A superestrutura é composta por quatro vigas longarinas, sendo as de

extremidade com maior largura do que as intermediárias, com 46cm e 36cm,

respectivamente, em seção retangular acompanhando o traçado da ponte. As vigas

longarinas são ligadas entre si pelas vigas transversinas e pela laje.

As três vigas transversinas possuem seção retangular constante, sendo uma

em cada apoio e uma intermediária. A laje é maciça e convencional, e constitui

balanço em ambos os lados. Não se verificaram dispositivos de drenagem na

superestrutura.

A área de tráfego é formada pela pista de rolamento, com duas faixas não

delimitadas no mesmo sentido, em pavimento de concreto, com meio-fio não

delimitado, e passeio para pedestres em ambos os lados, guarnecidos por guarda-

corpos vazados em concreto armado.

A drenagem da pista é feita por aberturas junto aos passeios, que escoam a

água para as laterais da ponte. Além disso, no lado direito do encontro E2 há uma

abertura no fim da laje do passeio, provavelmente para escoamento das águas do

mesmo.

O entorno da ponte representa um ambiente industrial, cujos veículos geram

um fluxo constante, principalmente em horários comerciais, devido aos ônibus

fretados de acesso de funcionários da área industrial, bem como de carretas.

A frota varia desde veículos de passeio até carretas que certamente

ultrapassam o trem tipo limite de norma que se enquadra no TB-45 da NBR 7188

(1984).

Na seqüência apresenta-se nas Figuras 5.1 a 5.4 a planta baixa da estrutura,

suas vistas longitudinais esquerda e direita e a seção transversal típica,

respectivamente, com suas dimensões em metros.

Figura 5.1 - Planta baixa - unidades em m

Figura 5.2 -Vista longitudinal esquerda – unidades em m

Figura 5.3 -Vista longitudinal esquerda – unidades em m

Figura 5.4 -Seção transversal típica da ponte

As fotos a seguir ilustram o quadro anteriormente discriminado. Nota-se o

baixo gabarito vertical da ponte com relação ao nível do canal, além de algumas

áreas de corrosão da armadura de pele.

Foto 5.1 - Vista lateral direita. Foto 5.2 - Vista superior da ponte. Notar

esconsidade.

Foto 5.3 - Vista parcial inferior. Notar baixo

gabarito vertical em relação ao canal.

Foto 5.4 - Vista de laje em balanço e viga

longarina VL4 externa.

Foto 5.5 - Vista Parcial Inferior. Detalhe

para os blocos do encontro. Notar pontos

de corrosão da armadura de pele.

Foto 5.6 - Vista parcial da laje em balanço

e viga longarina VL1 externa. Notar baixo

gabarito vertical em relação ao canal.

As características geométricas da seção transversal, bem como as

características físicas do concreto, utilizadas no dimensionamento de projeto da

ponte estão demonstrados nas Tabelas 5.1 a 5.3, respectivamente.

Tabela 5.1 - Propriedades geométricas da ponte

Propriedades geométricas da ponte (m)

Comprimento médio 16,50

Largura média 10,31

Altura sem guarda-roda 0,84

Espessura da laje 0,14

Largura do balanço lateral 1,25

Espaçamento entre eixos de viga Variável

Tabela 5.2 - Características geométricas da seção transversal

Propriedade Valor

Área 3,744 m²

Momento de Inércia 0,4641 m

Massa Distribuída 9.360 kg/m

Tabela 5.3 - Propriedades do concreto C20

Resistência característica

= 20 MPa

Módulo de elasticidade E = 29 GPa

Coeficiente de Poisson

u = 0,2

Massa específica ρ = 2500 kg/m³

Tabela 5.4 - Propriedades do aço

Tensão de escoamento f

= 435 MPa

Tipo de aço CA-50

Diâmetro da armadura

principal

22 mm

Diâmetro da armadura

secundária

6,3 mm

5.3 Testes experimentais realizados na ponte

A motivação dos testes se deu pela necessidade de avaliação da ponte para

a passagem de um comboio adequado ao TB-45 da NBR 7188 (1984), visto que

entre os veículos que compõem essa frota diária existem diversas carretas que

acessam a indústria e o entorno da obra de arte, caracterizado por uma zona

industrial. Deste modo, foram realizados testes experimentais sobre a ponte em

estudo (provas de carga estática e dinâmica), objetivando determinar sua

capacidade de carga e, bem como, suas características dinâmicas.

A prova de carga estática desenvolveu-se independentemente e não integra

esta dissertação. Adianta-se que a ponte se enquadrou na classe de carregamento

TB-30 da NBR 7188 (1984).

5.3.1 Prova de carga dinâmica

A prova de carga dinâmica realizou-se com uma carreta que entrou de frente

na ponte com as cargas mostradas na Figura 5.5, centrado no tabuleiro, a uma

velocidade de 20 km/h.

Figura 5.5 - Esquema da carreta utilizada na prova de carga estática e dinâmica.

Nas proximidades dos apoios mediram-se os deslocamentos dinâmicos

verticais e no meio do vão mediram-se dois deslocamentos dinâmicos verticais em

vigas diferentes conforme mostram a Figura 5.6, medindo-se ainda os

deslocamentos dinâmicos nas bases dos encontros, com uso de 12 acelerômetros,

sendo 6 utilizados para medidas verticais e 6 para medidas horizontais.

Figura 5.6 - Posicionamento dos acelerômetros na ponte.

Para a realização dessa prova de carga, utilizaram-se medidores de

aceleração dinâmica eletrônicos, denominados acelerômetros, da marca Silicon

Designs modelo 2210-002, com as seguintes características:

- Faixa de resposta: 0 / 300Hz

- Range de medição: ± 2g

- Precisão da medição: 1,52 x 10

-4

- Temperatura de operação: -40 a +80°C

As respostas dos acelerômetros foram medidas e gravadas no sistema ADS

2000, fabricado pela LYNX Tecnologia Eletrônica LTDA.

A Foto 5.7 ilustra parte da aquisição dos dados do ensaio de prova de carga

dinâmica na ponte esconsa de concreto em tempo real.

Foto 5.7 - Aquisição dos dados em tempo real.

5.3.2 Calibração dos resultados numéricos com os obtidos experimentalmente

Os gráficos a seguir, representados pela Figura 5.7, representam a

densidade espectral de potência x freqüência e mostram os resultados dos

acelerômetros.

Potência (m)

Freqüência (Hz)

Figura 5.7 – Espectros de freqüências obtidos pelos acelerômetros

Nestes gráficos, apresentados na Figura 5.14, pode-se observar nitidamente

a predominância da primeira freqüência natural da ordem de 6,7 Hz (freqüência

fundamental da estrutura: f

= 6,7 Hz). Verifica-se que esta freqüência aparece em

todos os acelerômetros, ilustrando o exposto anteriormente.

Deve-se ressaltar, também, que o valor experimental da freqüência

fundamental da obra de arte em estudo praticamente coincide com aquele obtido

numericamente (f

01EXP

= 6,7 Hz » f

01NUM

= 6,8 Hz), o que representa um ponto

positivo, no que tange a uma calibração satisfatória do modelo numérico

desenvolvido. Tal fato assegura confiabilidade, no que diz respeito à representação

adequada das características dinâmicas de massa e rigidez da obra de arte

investigada.

Figura 5.8 - Comparativo entre o resultado do acelerômetro, em vermelho, e

do modelo do Ansys (2005), em azul

A aquisição dos resultados pertinentes ao acelerômetro AC-2, Figura 5.15,

localizado no meio do vão da viga longarina VL2, Foto 5.18, em termos dos

deslocamentos translacionais verticais, ao longo do tempo, é representada pela linha

vermelha na Figura 5.15. São observadas similaridades entre a resposta

experimental e aquela obtida com base no emprego no modelo numérico-

computacional desenvolvido nesta dissertação.

Os valores máximos da resposta dinâmica (valores de pico) são coincidentes

EXP

= 0,35 mm » v

NUM

= 0,34 mm), o que assegura confiabilidade aos resultados

obtidos ao longo deste estudo. São percebidas diferenças em alguns pontos do

gráfico associado a resposta dinâmica da ponte (experimental e numérica), os quais

podem ser explicados a partir da modelagem do amortecimento estrutural e, bem

como, das características dinâmicas do veículo empregado no ensaio experimental.

No próximo capítulo será apresentada a definição dos veículos pertencentes

aos comboios e, bem como, modelos de carregamento. utilizados para investigar a

resposta dinâmica da obra de arte, no que tange a verificação à fadiga.

6 MODELAGEM DA CARGA MÓVEL

6.1 Generalidades

Este capítulo engloba o processo de definição da carga móvel com base na

modelagem matemática dos veículos, considerando-se suas características

geométricas e dinâmicas. As freqüências naturais e modos de vibração das viaturas

são investigados e, bem como, os comboios de veículos para trafegar sobre a ponte

são definidos.

6.2 Modelagem dos veículos

A modelagem matemática de um veículo tridimensional é uma tarefa bastante

complexa. Inúmeros modelos matemáticos que simulam os veículos da forma mais

realista possível, com elevado número de graus de liberdade, tem sido

desenvolvidos ao longo do tempo (Santos, 2007), (Almeida, 2006), (Leitão, 2009). A

Figura 6.1 ilustra o modelo matemático tridimensional pertencente a um veículo com

oito graus de liberdade desenvolvido por Santos (2007).

Figura 6.1 - Modelo de veículo tridimensional desenvolvido por Santos (2007)

O modelo matemático desenvolvido neste trabalho baseia-se no veículo

desenvolvido por Almeida (2006) e procura representar veículos reais que trafegam

sobre as pontes rodoviárias e viadutos existentes.

O modelo bidimensional de Almeida (2006) é considerado discreto,

constituído por conjuntos de massas, molas e amortecedores possuindo três massas

e um total de quatro graus de liberdade. O modelo do veículo é formado por um

conjunto de massas, molas e amortecedores e baseia-se no veículo “Tipo 45”

preconizado pela norma brasileira NBR 7188 (1984), como mostrado na Figura 6.2.

Deve-se ressaltar que este embasamento diz respeito apenas às dimensões e

ao número de eixos do veículo, pois a referida norma considera que o carregamento

imposto pelo mesmo é constituído por um par de forças concentradas que

apresentam módulos constantes e iguais entre si ao longo do tempo.

Figura 6.2 - Veículo tipo “TB-45” da NBR 7188 (1984)

A Figura 6.3 apresenta as propriedades dinâmicas do modelo de veículo de

Almeida (2006), o qual possui três eixos, uma massa suspensa e três massas não-

suspensas. Nesta figura visualiza-se a massa suspensa, m

, as massas não-

suspensas, m

ns1,

ns2

e m

ns3

, os conjuntos mola-amortecedor superiores, k

vs1

, c

vs1,

vs2

, c

vs2

e k

vs3

, c

vs3

, e os conjuntos mola-amortecedor inferiores, k

vp1

, c

vp1,

vp2

, c

vp2

vp3

, c

vp3

Este modelo matemático apresenta cinco graus de liberdade, sendo estes os

movimentos vertical e de rotação no próprio plano da massa suspensa, descritos,

respectivamente, pelas coordenadas u

e θ

, e os movimentos verticais das três

massas não-suspensas, dados pelas coordenadas u

e u

. A Tabela 6.1 relaciona

as características dinâmicas do modelo de veiculo desenvolvido por Almeida (2006).

Figura 6.3 - Modelo de veículo com 5 graus de liberdade, Almeida (2006).

Tabela 6.1 - Características dinâmicas do veículo, Almeida e Silva (2006)

Características Dinâmicas Valor Unidade

massa suspensa (m

)

40.000

massa não suspensa (m

nsi

)

(1)

1.666,67

momento de inércia da massa suspensa (I

)

150.000

kg m

rigidez da suspensão (k

vsi

)

(2)

6.195,07

kN/m

rigidez dos pneus (k

vpi

)

(3)

20.134,00

kN/m

fração de amortecimento da suspensão (ξ

)

0,10

freq. natural associada à rotação da m

)

1,90

freq. natural associada à translação da m

)

2,99

freqüência natural associada a m

ns1

)

20,00

freqüência natural associada a m

ns2

)

20,03

modo natural de vibração (f

)

[ ]

1,000,360,000,360,00 -

modo natural de vibração (f

)

[ ]

0,000,240,240,241,00 -

modo natural de vibração (f

)

[ ]

0,000,501,000,500,00 --

modo natural de vibração (f

)

[ ]

0,001,000,001,000,00 -

modo natural de vibração (f

)

[ ]

0,001,001,001,000,00

(1)

Os valores das três massas não suspensas são iguais entre si.

(2)

Os valores de rigidez das três suspensões são iguais entre si.

(3)

Os valores de rigidez dos pneus dos três eixos são iguais entre si.

Os cinco modos de vibração obtidos por Almeida e Silva (2006) e adotados

nesse estudo para este veículo, f1, f2, f3, f4 e f5, são apresentados, graficamente,

na Figura 6.4.

1º modo natural de vibração 2º modo natural de vibração

3 º modo natural de vibração 4º modo natural de vibração

5º modo natural de vibração

Figura 6.4 - Modos de vibração do veículo

Um ponto bastante importante neste estudo diz respeito aos valores das

freqüências naturais dos veículos isolados, considerados para efeito de análise

sobre uma base rígida. As freqüências naturais, correspondentes à translação da

massa suspensa e da massa não-suspensa, são feitas iguais a 3,0Hz e 20,0Hz,

respectivamente, Silva (1996). Contudo, o veículo possui uma freqüência de valor

mais baixo, associada à rotação da massa não suspensa dos modelos, a qual é

igual a 2,3Hz.

O coeficiente relativo de amortecimento, x, adotado para o modo de vibração

natural com predominância de deslocamentos da massa suspensa dos veículos é

igual a 0,1 (10%), Silva (1996). A massa total de todos os modelos de veículo

empregados neste trabalho é de 45t (m

= 40.000,0kg; m

ns1

= m

ns2

= m

ns3

1.666,67kg, o que corresponde a um peso total de 450kN. A relação entre a massa

suspensa e as massas não-suspensas foi feita igual a 8,0 em todos os casos, Silva

(1996).

Neste estudo foram utilizadas todas as propriedades dinâmicas do veículo

desenvolvido por Almeida (2006), de acordo com as Figuras 6.2 e 6.3. As forças

geradas pelos eixos da viatura, advindas da interação entre o peso dos veículos e o

tabuleiro da ponte, foram divididas proporcionalmente para as seis rodas do modelo

tridimensional, com o objetivo de representar um veículo com seis rodas do tipo TB-

45 (NBR 7188, 1984), conforme ilustrado na Figura 6.5.

Desta forma, considera-se que os pares de rodas trabalham em conjunto,

associados a seis cargas pontuais, variáveis ao longo do tempo, as quais são

aplicadas sobre o tabuleiro da ponte de concreto armado, de acordo com o

movimento destes veículos. A Figura 6.5 ilustra a modelagem desenvolvida e

aplicada nesta dissertação.

Modelo original, Almeida (2006) Aplicação das forças dinâmicas

Figura 6.5 - Descrição dos modelos de veículos

6.3 Comboios de veículos empregados na análise

Na seqüência do texto apresentam-se as Figuras 6.6 e 6.7, representativas

dos comboios de veículos empregados na analise paramétrica. Assim sendo convém

chamar a atenção do leitor para o fato de que são empregados dois comboios

distintos de veículos para a obra de arte simplesmente apoiada. Esses comboios

foram definidos com base no comprimento médio da ponte de 16,5m, o que limita a

quantidade e velocidade dessas viaturas.

6.3.1 Primeiro comboio: 2 veículos TB-45 com 10,0 metros de espaçamento

Este comboio representa duas carretas TB-45 (NBR 7188, 1984) espaçadas

de 10m entre si. Esse espaçamento foi definido com base na segurança de

utilização. É conveniente lembrar o leitor que o espaçamento considerado entre

veículos se refere à distância entre os primeiros eixos de cada veículo, conforme

mostrado na Figura 6.6.

Figura 6.6 - Comboio com 2 veículos TB-45

6.3.2 Segundo comboio: 3 veículos TB-45 com 6,5 metros de espaçamento

O comboio em questão, ilustrado na Figura 6.7, considera três carretas em

seqüência passando sobre a ponte. Para isso, nota-se um pequeno espaçamento,

que se torna necessário a título de cálculo, devido ao fato da ponte possuir

comprimento médio máximo de 16,50 metros.

Figura 6.7 - Comboio com 3 veículos TB-45

O capítulo que se segue apresenta o modelo numérico-computacional

adotado, software utilizado, elemento de modelagem apropriado, bem como a

metodologia de aplicação das cargas.

7 MODELO NUMÉRICO-COMPUTACIONAL

7.1 Introdução

No capítulo anterior foram apresentadas todas as propriedades referentes à

estrutura da ponte de concreto, assim como as propriedades dos veículos

desenvolvidas no estudo. Nesse capítulo, as propriedades apresentadas

anteriormente são utilizadas para possibilitar a criação de um modelo numérico-

computacional tridimensional mais próximo da realidade.

O modelo numérico-computacional tridimensional foi implementado com base

no emprego da ferramenta computacional Ansys (2005). Neste modelo, considera-se

a travessia dos comboios de veículos sobre a estrutura da ponte e, bem como, a

interação destes com o tabuleiro.

7.2 Modelo numérico

O modelo computacional tridimensional foi gerado utilizando-se técnicas

usuais de discretização, via método dos elementos finitos (MEF), por meio do

emprego do programa Ansys (2005).

A estrutura da ponte foi simulada através da utilização de elementos sólidos

em um modelo com um total de 4881 nós e 14643 graus de liberdade. O

comprimento dos elementos finitos que compõem a malha da estrutura é de da

ordem de 0,50m, perfazendo um total de 3136 elementos, conforme mostrado na

Figura 7.1.

Este modelo numérico visa representar com fidelidade a ponte de concreto

armado investigada, a qual possui quatro vigas longarinas, duas vigas travessas

junto aos apoios e uma viga transversina no meio do vão. As características físicas e

geométricas da ponte foram expostas no item 5.2 deste documento.

Considerou-se a laje do tabuleiro com 14,00 cm de altura e vigas com 70,00

cm de altura da alma, que somada à laje totaliza 84,00 cm, de acordo com o projeto

original. Os aparelhos de apoio foram representados em modelo matemático por 3

(três) pontos de apoio em cada extremidade longitudinal de viga longarina, sob cada

um de seus nós. A Figura 7.1 ilustra o modelo computacional tridimensional, através

da sua perspectiva e vistas superior, lateral e frontal.

Figura 7.1 - Modelo em elementos finitos

7.3 Descrição dos elementos finitos

Para modelagem de todos os elementos estruturais da ponte de foram

utilizados elementos finitos de sólido do tipo SOLID45, que possuem oito nós e três

graus de liberdade por nó. A Figura 7.2 ilustra o elemento finito de sólido SOLID45

utilizado para modelar a ponte.

Figura 7.2 - Elemento sólido, tipo SOLID45, Ansys (2005)

A Tabela 7.1 descreve as características computacionais do modelo de

elementos finitos por tipo de elemento finito utilizado na tabela

Elementos Finitos

Elementos: 3136

Nós: 4881

Graus de Liberdade: 14643

Malha Aproximada: 50x50 cm

Áreas: 321

Keypoints: 176

Linhas: 418

Volumes: 78

Vista Superior

Plano yz - Lateral

Vista 3D

Plano xz - Frontal

Tabela 7.1 - Dados relacionados a malha de elementos finitos

Dados Valor

Número de elementos 3136

Número de nós 4881

Número de graus de liberdade 14643

Tamanho aproximado da malha (m) 0,50

7.4 Esquema de aplicação das cargas dinâmicas

O programa computacional Ansys (2005), permite que sejam feitas análises

transientes e conseqüentemente possibilita a obtenção dos valores de

deslocamentos, esforços e tensões ao longo do tempo. Porém, existem alguns

aspectos relevantes quanto à simulação numérica da passagem dos comboios de

veículos sob a estrutura da ponte no Ansys (2005), conforme ilustrado na Figura 7.3.

Desta forma, com o intuito de simular a travessia dos comboios,

considerando-se a interação veículo e ponte, foi desenvolvida uma estratégia de

modelagem que se inicia com a identificação dos nós onde serão aplicadas as

cargas associadas aos pneus dos veículos, ou seja, as faixas onde ocorrerá o

tráfego regular, como apresentado na Figura 7.3.

Figura 7.3 - Generalização da passagem dos comboios sobre a estrutura

Devido à complexidade do modelo estrutural investigado, a identificação

destes nós não é uma tarefa simples. Primeiramente para se obter uma boa

acoplagem dos nós do modelo numérico-computacional e depois proporcionar a

correta interação entre todos os elementos foi necessária a divisão da malha em

pequenas áreas.

Essa divisão impossibilita a utilização de nós aleatoriamente, ou seja, foi feita

a identificação das coordenadas de cada nó para assim determinar se eles se

encontram no local desejado ou na coordenada mais próxima possível dentro da

mesma faixa de passagem prevista para uma roda de um dado veículo.

Como os elementos da malha têm seu tamanho em torno de 0,50m, os nós

utilizados para a simulação da passagem dos comboios distam-se entre si de

aproximadamente 0,50m, em um total de 37 nós por faixa de passagem.

A Figura 7.4 ilustra a metodologia de passagem dos comboios na ponte para

um exemplo no meio do vão transversal. Os pontos circulares representam os nós

onde passarão os comboios e as faixas amarelas indicam a trajetória dos comboios.

Figura 7.4 - Modelo da passagem de cargas nos nós da ponte

Cada nó identificado no modelo numérico, conforme a Figura 7.4, recebe a

carga correspondente a uma parcela do peso dos veículos, referente a uma dada

tabela. Essas tabelas funcionam como vetores de cargas ao longo do tempo,

simulando assim a passagem dos veículos sobre a ponte, de acordo com a

metodologia de análise desenvolvida.

O procedimento desenvolvido nesta dissertação foi elaborado através da

criação de uma matriz de carregamento contendo o valor das cargas nos nós ao

longo do tempo. A Figura 7.5 ilustra uma tabela explicativa sobre a metodologia

desenvolvida. Pode-se observar que as cargas dos eixos variam diagonalmente e

que no eixo vertical (colunas) temos as cargas em cada nó ao longo do tempo.

O tempo está explícito no eixo horizontal (linhas). A figura em questão mostra

claramente que em alguns instantes os nós têm cargas referentes aos eixos dos

veículos que estão passando naquele determinado intervalo de tempo e que em

outros instantes não tem carga alguma, pois a carga no intervalo de tempo seguinte

já está em outro nó.

Tabela de Cargas 1

Nó 1 dessa faixa

Faixa de passagem da

roda do veículo

Tabela de Cargas “n”

Nó “n” dessa faixa

F(t)

Figura 7.5 - Metodologia para geração de tabelas de carga simulando o comboio

7.5 Modelagem do amortecimento

A determinação do amortecimento estrutural em pontes rodoviárias é uma

tarefa complexa que não pode ser determinada analiticamente. Conforme sua

definição, o amortecimento é o processo pelo qual a energia proveniente do

movimento vibratório é dissipada.

Muitas das interações entre as peças estruturais, aonde ocorre grande parte

da dissipação de energia, não é modelada. O amortecimento não depende apenas

das propriedades intrínsecas dos materiais que compõem a estrutura, mas também

de outros fatores de grande impacto, como as propriedades dos materiais e

elementos que estejam acoplados à estrutura.

A avaliação física do amortecimento de uma estrutura só é considerada

corretamente medida se seus valores são obtidos através de ensaios experimentais.

Entretanto, a realização destes ensaios muitas vezes demanda tempo e custo que

na maioria dos casos é muito elevado. Por esta razão, o amortecimento é em geral

obtido em termos de taxas de contribuição, ou taxas de amortecimento modal.

Com esse propósito, é usual utilizar-se a matriz de amortecimento de

Rayleigh, que considera duas principais parcelas, sendo uma a taxa contribuição da

matriz de rigidez (β) e a outra a taxa de contribuição da matriz de massa (α), que

pode ser visto através da Equação 7.1. Sendo que M é a matriz de massa e K é a

matriz de rigidez do sistema, Clough e Penzien (1995).

KMC

(7.1)

Onde:

M: Matriz de massa

K: Matriz de rigidez

A equação 7.1 pode ser escrita, em termos de taxa de amortecimento modal e

freqüência natural circular (rad/s), como:

(7.2)

Onde:

: Taxa de amortecimento do modo i

: Freqüência natural circular do modo i

Isolando α e δ da equação 7.2 para duas freqüências naturais mais

importantes, obtêm-se as equações 7.3 e 7.4.

0101011

(7.3)

(

)

01010202

011022

wwww

(7.4)

A partir de duas freqüências naturais mais importantes é possível descobrir os

valores de α e β. Em geral, a freqüência natural ω

é tomada como a menor

freqüência natural, ou freqüência fundamental da estrutura, e ω

como a segunda

freqüência mais importante no carregamento.

As normas de projeto para estruturas de pontes, EUROCODE 2 (2002), BS

5400 (1980), normas especificas de vibração em pisos AISC, assim como parte da

bibliografia consultada, Ferreira (1999), Pravia (2003), Silva (1996), orienta quanto

aos valores para a taxa de amortecimento modal de acordo com as condições da

estrutura.

De acordo com o relatório de prova de carga da empresa executora (2007),

foi considerado um coeficiente de amortecimento de 5% (ξ = 5%), em todos os

modos. Essa taxa leva em conta a existência de poucos elementos que contribuem

com o amortecimento da estrutura. A Tabela 7.3 apresenta os parâmetros α e β

utilizados nas análises de vibração forçada, para a modelagem do amortecimento da

estrutura da ponte metálica desenvolvida nesse estudo.

Tabela 7.2 - Parâmetros α e β usados na análise de vibração forçada

(Hz) f

(Hz)

(rad/s)

α β

6,801 9,406 42,7319

59,0996

0,60877554

0,00145956

Com a modelagem numérico-computacional e a modelagem da carga móvel

realizada, resta analisar os autovalores e autovetores, conforme o próximo capítulo

esclarece.

8 ANÁLISE DOS AUTOVALORES E AUTOVETORES

8.1 Introdução

Neste capítulo são obtidos os autovalores (freqüências naturais) e os

autovetores (modos de vibração), referentes ao modelo estrutural investigado em

concreto armado. O problema de autovalor, associado a uma análise de vibração

livre, é resolvido com base no emprego do programa computacional ANSYS,

objetivando identificar as freqüências naturais e os respectivos modos de vibração

de cada edificação estudada.

8.2 Análise das freqüências naturais (autovalores)

Através da análise de vibração livre realizada pelo programa ANSYS (2005),

sobre o modelo estrutural (Figura 7.1), foram obtidos os valores das freqüências

naturais (autovalores) e os modos de vibração (autovetores). Na análise numérica

foram obtidos os valores das freqüências naturais até o sexto modo de vibração da

ponte.

De acordo com os resultados apresentados na Tabela 8.1, pode-se verificar

que o valor da freqüência fundamental (f

) da ponte estudada praticamente coincide

com os resultados obtidos experimentalmente; e, bem como, com os valores obtidos

a partir de outras estratégias de análise, Silva (1996).

Tabela 8.1 - Freqüências naturais da ponte

Freqüências Naturais da Ponte (Ansys, 2005)

(Hz)

Gdynabt

Silva (1996)

(Hz)

Experimental

(Hz)

6,80 9,41 16,47 18,65 23,43 27,18

6,90 6,70

De acordo com os resultados apresentados na Tabela 8.1, no tocante às

freqüências naturais, percebe-se que existe um bom indicativo de coerência no que

diz respeito ao modelo numérico-computacional desenvolvido e, bem como, aos

resultados e conclusões obtidas ao longo dessa investigação.

8.3 Análise dos modos de vibração (autovetores)

Na seqüência do texto são apresentadas na Figura 8.1 as seis primeiras

formas modais referentes a ponte rodoviária investigada, correspondente às seis

primeiras freqüências naturais da estrutura.

Observa-se que o primeiro modo de vibração da ponte está associado a

flexão longitudinal. Esse primeiro modo é de especial interesse para a análise do

comportamento dinâmico da estrutura quando submetida a carregamentos

dinâmicos por apresentar uma freqüência de vibração relativamente próxima das

freqüências de excitação, oriundas da passagem de comboios de veículos.

Com referências aos demais modos de vibração da obra de arte, observa-se

que o segundo modo de vibração é referente à torção axial da mesma. O terceiro

modo de vibração diz respeito à flexão lateral das longarinas.

No que tange ao quarto, quinto e sexto modos de vibração, estes

representam o segundo modo de flexão longitudinal, o segundo modo de torção

axial e o modo de flexão transversal da superestrutura da ponte, respectivamente.

A seguir, o capítulo 9 apresenta o estudo do comportamento dinâmico do

modelo estrutural investigado, com base na obtenção dos deslocamentos e tensões.

Figura 8.1 - Modo de vibração referente à

primeira freqüência natural: f

= 6,81 Hz.

Figura 8.2 - Modo de vibração referente à

segunda freqüência natural: f

= 9,41 Hz.

Figura 8.3 - Modo de vibração referente à

terceira freqüência natural: f

= 16,47 Hz.

Figura 8.4 - Modo de vibração referente à

quarta freqüência natural: f

= 18,65 Hz.

Figura 8.5 - Modo de vibração referente à

quinta frequência natural: f

= 23,43 Hz.

Figura 8.6 - Modo de vibração referente à

sexta frequência natural: f

= 27,18 Hz.

9 ESTUDO DO COMPORTAMENTO DINÂMICO DO MODELO ESTRUTURAL

INVESTIGADO

9.1 Introdução

Este capítulo estuda o comportamento dinâmico do modelo estrutural

investigado. Para isso, foram obtidos os valores de deslocamentos, tensões (flexão e

cisalhamento), no que tange ao efeito da mobilidade da carga (efeito do peso). Ao

final deste capítulo faz-se uma análise crítica dos resultados encontrados.

9.2 Pontos estruturais investigados

Na seqüência do texto são escolhidos os pontos para obtenção dos históricos

de tensão nos locais onde se deseja estudar o comportamento dinâmico dos

elementos estruturais da obra de arte de concreto armado.

A Figura 9.1 apresenta uma perspectiva da estrutura com as seções

avaliadas. Em seguida, a Tabela 9.1 indica os elementos estruturais investigados e,

bem como, a descrição do local exato onde o ponto de análise se encontra.

Figura 9.1 - Indicação dos pontos investigados na análise de tensões

Tabela 9.1 - Descrição dos pontos para análise das tensões

Item

Descrição Localização

Tensão em análise

1 Viga VT1 - Meio do vão Base Normal

2 Viga VL2 - Meio do vão Base Normal

3 Viga VL2 - Terço do vão Base Normal

4 Viga VL2 com Travessa 1 Meia altura Cisalhamento

5 Viga VL1 com Viga VT1 Meia altura Cisalhamento

9.3 Comboios de veículos empregados na análise

Conforme esclarecido no capítulo 6 deste trabalho, para o presente estudo

foram simulados dois modelos de carregamento dinâmico associados a dois

comboios de veículos, a saber: o primeiro representado por dois caminhões

espaçados em 10,00m entre seus eixos dianteiros, conforme Figura 9.2, e o

segundo comboio simulado por três caminhões espaçados em 6,50m entre seus

eixos dianteiros, conforme Figura 9.3.

Figura 9.2 - Comboio 1 - Dois caminhões espaçados em 10,00m do eixo dianteiro

Figura 9.3 - Comboio 2 - Três caminhões espaçados em 6,50m do eixo dianteiro

9.4 Casos de carregamento investigados na dissertação

A estrutura foi carregada de três maneiras distintas, de modo a se estudar os

possíveis casos reais que venham a ocorrer na ponte em questão, respeitando os

limites geométricos do comboio.

A primeira passagem (caso de carregamento 1) se refere aos comboios de

veículos TB-45 (NBR 7188, 1984) trafegando sobre o eixo da ponte. Apesar da

esconsidade, foi criado um trajeto que respeitou o alinhamento da ponte, de modo

que os veículos passassem entre as duas faixas não delimitadas, conforme ilustrado

na Figura 9.4.

Figura 9.4 - Caso de carregamento 1: passagem dos veículos no eixo central

A segunda passagem (caso de carregamento 2) segue a trajetória da faixa

referente à pista lateral entre as vigas 1 e 2, lado mais suscetível aos efeitos de

torção devido a esconsidade, de acordo com a Figura 9.5.

Figura 9.5 - Caso de carregamento 2: passagem dos veículos pela pista lateral

100

A terceira passagem (caso de carregamento 3) abrange ambas as faixas da

ponte, com dois veículos TB-45 (NBR 7188, 1984) transitando lado a lado ao longo

do eixo da referida ponte, como mostrado na Figura 9.6.

Figura 9.6 - Caso de carregamento 3: passagem dos veículos nas duas pistas

9.5 Análise no domínio do tempo

Considerando-se o objetivo principal desta dissertação, a resposta dinâmica

do modelo estrutural investigado é apresentada, em termos dos valores dos

deslocamentos translacionais verticais e dos históricos das tensões ao longo do

tempo (tensões de flexão e de cisalhamento), com base no emprego dos comboios e

respectivos casos de carregamento ilustrados nas Figuras 9.4 a 9.6. Um coeficiente

de amortecimento de 5% (x = 5%) (AISC) é utilizado para representar a dissipação

de energia da ponte.

Ressalta-se que, inicialmente, é apresentado o gráfico do deslocamento

translacional vertical máximo, seguido dos valores das tensões máximas, referentes

aos pontos 1, 2, 3 e 4, Figura 9.1. Nesta situação foi empregado o comboio 2 em

conjunto com o caso de carregamento 3, com uma velocidade de travessia dos

veículos de 40 km/h, referente ao caso mais crítico de carregamento sobre a obra de

arte, como ilustrado nas Figuras 9.3 e 9.6.

Ao término da apresentação dos gráficos, representados pelas Figuras 9.7 a

9.12, segue a Tabela 9.2, comparativa para todos os comboios e casos citados

anteriormente. Os gráficos para os demais casos e pontos constam do Anexo A

desta dissertação.

101

9.5.1 Comboio 2. Caso de carregamento 3.

Na seqüência do texto são apresentadas as Figuras 9.7 a 9.12, referentes à

resposta dinâmica da ponte em estudo, para passagem do comboio 2 (Figura 9.3),

caso de carregamento 3, em ambas as faixas laterais da obra de arte (Figura 9.6),

seguidos dos respectivos comentários.

Os valores foram obtidos no domínio do tempo, com base nos históricos do

deslocamento e das tensões para os pontos mapeados. São considerados

exclusivamente os efeitos da mobilidade da carga (efeito do peso). O deslocamento

é ilustrado apenas para o caso de maior solicitação, ou seja, esforço de flexão no

meio do vão da viga transversina.

Figura 9.7 - Deslocamento vertical no meio do vão da viga VT1 (Ponto 1)

A Figura 9.7 ilustra o carregamento da ponte, através da sucessiva entrada

dos eixos dos veículos, até aproximadamente 1 segundo. A partir deste momento de

tempo (t = 1,0s), a configuração do gráfico assume uma característica de repetição

de efeitos, de interesse direto para uma análise de fadiga da estrutura, onde

caracteriza-se a fase permanente da resposta, com alterações de amplitude de

ordem inferior a um milímetro.

A flecha máxima obtida no meio do vão da ponte é de 13,85 milímetros,

representada pela máxima amplitude do gráfico. Esse valor, em comparação com

normas de projeto, está de acordo com os limites especificados. A norma NBR 6118

(2003) e o Eurocode 2, por exemplo, limitam a flecha à expressão l/250, o que

equivale a aproximadamente 66 milímetros para um vão médio de 16,50 metros.

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Deslocamento (mm)

102

Figura 9.8 - Tensões normais no meio do vão da viga VT1 (Ponto 1)

Figura 9.9 - Tensões normais no encontro entre as vigas VL2 e VT1 (Ponto 2)

-20

100

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

Figura 9.10 - Tensões normais no terço do vão da viga VL2 (Ponto 3)

-20

100

120

140

160

180

200

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

Figura 9.11 - Tensões cisalhantes no encontro entre viga VL2 e Travessa 1 (Ponto 4)

-5

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-2

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

103

-10

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

Figura 9.12 - Tensões cisalhantes no encontro entre vigas VL1 e VT1 (Ponto 5)

Analisando-se os gráficos referentes às Figuras 9.8 a 9.12, nota-se

nitidamente a passagem dos três eixos pertencentes a cada uma das viaturas, ao

longo do tempo, após o término da fase transiente, ou seja, a partir de t @ 1 segundo.

A partir deste instante observa-se o início da fase permanente da resposta da ponte,

de interesse direto para uma análise de fadiga.

Verifica-se que os gráficos de tensão normal nos pontos 1 e 2, como ilustrado

nas Figuras 9.8 e 9.9, apresentam valores de tensão da ordem de 6 a 20 MPa,

menores em comparação com os demais pontos investigados, por se tratar de uma

região enrijecida, pela proximidade entre os elementos estruturais de concreto

armado.

A tensão máxima no terço do vão da viga VL2, associada ao ponto 3,

representada pelo gráfico da Figura 9.10, gera amplitudes da ordem de 85 MPa.

Este valor máximo encontrado na presente análise ocorre pelo fato do local estar

menos enrijecido do que os demais, sendo o maior vão da ponte.

A tensão cisalhante no encontro entre VL2 e travessa 1, pertinente ao ponto

4, de acordo com a Figura 9.11, junto ao apoio da estrutura, representa o valor

máximo de tensão encontrado na análise para este comboio e caso de

carregamento, com valores de amplitude da ordem de 185 MPa.

Os valores da tensão de cisalhamento entre as vigas VL1 e VT1,

correspondentes ao ponto 5, como apresentado na Figura 9.12, servem de alerta

aos projetistas para uma região do sistema estrutural em estudo que, apesar de

enrijecida, pode contribuir para a fadiga, ao longo do tempo, conforme será visto no

próximo capítulo.

104

9.6 Análise global dos históricos de tensões apresentados

A análise dinâmica da obra de arte rodoviária de concreto armado revela

diferenças quantitativas, no que tange ao comportamento estrutural da ponte,

referentes aos diversos comboios e seus respectivos efeitos. A seguir são

apresentados comentários a respeito dos valores máximos pertinentes a resposta

dinâmica da estrutura. Assim sendo, a Tabela 9.2 apresenta os valores das tensões

máximas obtidas ao longo do estudo para todos os comboios e casos de

carregamento investigados.

Tabela 9.2 - Valores máximos de tensão obtidos ao longo do estudo

Diante dos resultados apresentados na Tabela 9.2, observa-se que o valor

máximo de tensão normal encontrado ao longo desta investigação foi obtido no terço

do vão da viga longarina VL2 (ponto 3), Figura 9.1, sendo igual a 87,41 MPa (s

máx

87,41 MPa), correspondente a travessia do comboio 2, Figura 9.3, associado ao

caso de carregamento 2, Figura 9.5.

No que diz respeito ao valor máximo da tensão cisalhante este se apresenta

igual a 184,56 MPa (t

máx

= 184,56 MPa), correspondente ao apoio da ponte na maior

largura (ponto 4), Figura 9.1, correspondente a travessia do comboio 2, Figura 9.3,

associado ao caso de carregamento 3, Figura 9.6.

COMB. 1 COMB. 2 COMB. 1 COMB. 2 COMB. 1 COMB. 2

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais (MPa)

7,06 8,25 8,66 8,23 13,67 17,39

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais (MPa)

6,28 7,24 5,27 5,94 5,89 6,64

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais (MPa)

53,73 58,75 73,92 87,41 75,36 86,71

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes (MPa)

120,85 142,97 146,53 178,98 100,90 184,56

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes (MPa)

18,10 24,50 57,95 78,32 41,61 51,51

CASO 2

Lateral + solicitada

CASO 3

Ambas as lateraisPonto

Elemento estrutural e efeito

estudado

CASO 1

Meio do vão

105

A obra de arte em questão foi projetada para suportar veículos TB-30 (NBR

7188, 1984). Para tal carregamento, a tensão normal de trabalho deve ser no

máximo da ordem de 125 MPa e a tensão cisalhante da ordem de 187 MPa (item

12.6.3, Eurocode 2).

A análise dos resultados ilustrados na Tabela 9.1 revela que o valor das

tensões cisalhantes nos apoios é muito superior aos demais valores obtidos para as

tensões normais, chegando praticamente a igualar com a tensão máxima de serviço

para cisalhamento. Tal fato demonstra a necessidade de se verificar com cuidado as

questões referentes a aparelhos de apoio e juntas de dilatação.

No próximo capítulo, os valores das tensões obtidas através da passagem

dos comboios serão utilizados para se analisar a fadiga dos elementos estruturais da

ponte, com principal foco no impacto causado pela passagem dos comboios em

relação ao efeito da mobilidade da carga.

106

10 VERIFICAÇÃO À FADIGA

10.1 Generalidades

No capítulo anterior foram apresentados os resultados obtidos para as

análises propostas pelo presente estudo. Assim, neste capítulo os valores obtidos

pelas análises demonstradas no capítulo anterior são utilizados para a execução da

análise dos elementos estruturais selecionados quanto à fadiga.

A contagem dos ciclos, baseada nos históricos de tensão apresentados no

capítulo anterior, é feita pelo método Rainflow já descrito anteriormente. O impacto

dos carregamentos dinâmicos sobre os elementos estruturais selecionados é

avaliado de forma a se obter as tensões e as variações de tensão máximas para

cada análise proposta.

Um comparativo entre as normas estruturais descriminadas no capítulo quatro

é desenvolvido com especial interesse entre a diferença dos valores obtidos para o

efeito da mobilidade da carga.

10.2 Contagem de ciclos

O trabalho apresentado utiliza o método Rainflow para contagem dos ciclos

de tensões obtidos para cada elemento estrutural. No capitulo dois é demonstrado

um exemplo de contagem de ciclos pelo método em questão, porém os resultados

obtidos e demonstrados no capítulo anterior são complexos, com muitos picos de

tensão e com valores muito diversificados. Dessa forma, a contagem manual dos

ciclos de tensão se torna inviável.

Para tal contagem foi utilizada uma rotina implementada no programa MatLab

(2007) e validada com o exemplo do capítulo dois e com o trabalho apresentado por

Leitão (2009), Ferreira (1999) e Pravia (2003). Valores idênticos aos publicados por

esses autores foram obtidos e estão demonstrados na seqüência do texto pelas

Figuras 10.1 e 10.2 , assim com na Tabela 10.1, através do comparativo referente ao

trabalho de Pravia (2003).

107

Figura 10.1 - Variação de tensão no tempo, Pravia (2003)

Figura 10.2 - Valores obtidos pela rotina do Matlab (2007)

Tabela 10.1 - Contagem dos ciclos com a rotina do Matlab (2007)

Faixa de

tensão

(MPa)

Ciclos

inteiros

Meios

ciclos

30 10 -

60 6 -

80 4 -

100 1 -

120 - 2

108

10.3 Análise da fadiga

Inicialmente, são escolhidos os pontos estruturais que serão analisados.

Naturalmente essa escolha não é aleatória, tendo que ser compatível com os locais

onde os respectivos históricos de tensão foram gerados.

A partir destes históricos realizou-se a contagem dos ciclos, conforme descrito

no item anterior, e obtiveram-se os totais de ciclos, apenas para a fase permanente,

que é de fundamental interesse para o presente estudo, uma vez que a fadiga é

causada por esforços repetitivos, que representa a principal característica dessa

fase.

Outro fator importante é que a fase permanente expressa o comportamento

dinâmico da estrutura, ou seja, caracteriza a forma já estabilizada e amortecida com

que a estrutura se comporta quando submetida a um carregamento. A Figura 10.3

apresenta um gráfico de tensões ilustrando a faixa de tensões de real interesse do

presente estudo.

Figura 10.3 - Obtenção das tensões na fase permanente

Com os valores devidamente obtidos através da fase permanente do gráfico,

realizou-se a contagem dos ciclos conforme exemplo citado anteriormente. A

incidência de cada ciclo associado à sua faixa de tensão é usada de forma a se

obter o seu valor correspondente proporcional a 2 x 10

ciclos. De posse destes

valores pode-se obter, através das curvas S-N de cada norma, o dano e

respectivamente a vida útil de cada elemento estrutural analisado, no caso, para a

armadura embutida no concreto.

Tensões na fase

permanente

Local na ponte

Histórico de

tensões

109

Nos itens a seguir são expostas as tabelas geradas pelos cálculos pertinentes

ao dano acumulado e as estimativas de vida útil para todos os elementos e pontos

de análise, referentes à ponte em estudo, apresentados na Tabela 9.1. Para se

estabelecer um quadro comparativo e auxiliar na análise, a Tabela 10.2 apresenta

uma estimativa de vida útil com base nas normas estudadas neste trabalho.

Tabela 10.2 - Estimativa de vida útil de acordo com as normas

Norma Vida útil (anos)

British Standard - BS 5400 (1980) 120

Comite Euro-International du Beton - CEB (1990) 70

European Standard - Eurocode 2 (2002) 50

NBR 6118 - Projeto de Estruturas de Concreto (2003) 50

São considerados cinco pontos estruturais, Tabela 9.1, dois comboios,

Figuras 9.2 e 9.3, três passagens distintas (faixa central, lateral mais solicitada e em

ambos os lados), Figuras 9.4 a 9.6, dois tipos de carregamento (peso), velocidade

de 40 km/h e quatro normas distintas BS 5400 (1980), CEB (1990), EUROCODE 2

(2002) e NBR 6118 (2003).

No anexo B deste volume, as Tabelas B.1 a B.30 apresentam os cálculos do

dano acumulado e das estimativas de vida útil, sendo que nas Tabelas 10.3 a 10.8

são demonstradas as consolidações dos valores obtidos para tensão máxima, faixa

de variação máxima e estimativa da vida útil.

Os resultados apresentados na seqüência do texto foram analisados de

acordo com as recomendações de cada norma, BS 5400 (1980), CEB (1990),

EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118 (2003), utilizando-se as respectivas equações

das curvas S-N, para os efeitos na armadura embutida no concreto.

10.3.1 Cálculo da vida útil da ponte para os diversos comboios e casos de carga

Para o presente estudo, são escolhidos cinco pontos distintos sobre a obra de

arte, de modo a proceder-se a análise de fadiga. São empregadas quatro normas de

projeto distintas para dar respaldo a este estudo, a saber: BS 5400 (1980), CEB

(1990), EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118. As Tabelas 10.3 a 10.8 ilustram o cálculo

da vida útil da obra de arte rodoviária, de forma a proporcionar uma melhor

compreensão dos valores obtidos.

110

Tabela 10.3 - Comboio 1. Caso de Carregamento 1.

EUROCODE &

CEB

BS 5400 NBR 6118

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais

7,06 5,00 36.776,49 36.774,19 36.163,36

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais

6,28 9,00 9.903,00 9.902,38 9.842,20

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais

53,73 46,00 260,31 260,29 225,70

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes

120,85 92,00 26,25 26,25 25,07

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes

18,10 8,00 43.331,32 43.328,61 39.234,51

Ponto

Elemento estrutural e efeito

estudado

Δσ máx

(MPa)

σ máx

(MPa)

Tabela 10.4 - Comboio 1. Caso de Carregamento 2.

EUROCODE &

CEB

BS 5400 NBR 6118

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais

8,66 19,00 838,11 838,06 820,64

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais

5,27 8,00 14.660,66 14.659,74 14.082,59

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais

73,92 51,00 97,13 97,12 87,49

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes

146,53 107,00 3,30 3,30 3,19

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes

57,95 20,00 1.494,10 1.494,01 1.418,95

Ponto

Δσ máx

(MPa)

Elemento estrutural e efeito

estudado

σ máx

(MPa)

111

Tabela 10.5 - Comboio 1. Caso de Carregamento 3.

Tabela 10.6 – Comboio 2. Caso de Carregamento 1.

EUROCODE &

CEB

BS 5400 NBR 6118

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais

8,25 5,00 29.340,07 29.338,24 29.117,20

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais

7,24 9,00 8.051,04 8.050,54 7.980,00

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais

58,75 26,00 583,23 583,20 504,48

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes

142,97 64,00 22,51 22,51 21,67

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes

24,50 3,00 630.039,32 630.000,00 59.335,90

Δσ máx

(MPa)

Elemento estrutural e efeito

estudado

σ máx

(MPa)

Ponto

EUROCODE &

CEB

BS 5400 NBR 6118

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais

13,67 16,00 1.349,29 1.349,21 1.338,31

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais

5,89 9,00 13.971,46 13.970,59 12.913,32

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais

75,36 55,00 53,96 53,96 50,16

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes

100,90 90,00 41,04 41,04 39,28

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes

41,61 22,00 1.310,00 1.309,91 1.153,32

Ponto

Δσ máx

(MPa)

Elemento estrutural e efeito

estudado

σ máx

(MPa)

112

Tabela 10.7 - Comboio 2. Caso de Carregamento 2.

Tabela 10.8 - Comboio 2. Caso de Carregamento 3.

EUROCODE &

CEB

BS 5400 NBR 6118

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais

8,23 14,00 1.126,19 1.126,12 1.018,34

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais

5,94 8,00 10.131,82 10.131,19 9.774,07

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais

87,41 24,00 1.014,13 1.014,07 906,52

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes

178,98 72,00 22,61 22,61 22,32

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes

78,32 12,00 5.088,16 5.087,84 3.355,78

Ponto

Δσ máx

(MPa)

Elemento estrutural e efeito

estudado

σ máx

(MPa)

EUROCODE &

CEB

BS 5400 NBR 6118

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Vida útil

(anos)

Viga VT1 - Meio do vão

Tensões normais

17,39 13,00 977,68 977,62 775,95

Viga VL2 - Meio do vão

Tensões normais

6,64 8,00 7.476,38 7.475,91 6.679,81

Viga VL2 no terço do vão

Tensões normais

86,71 25,00 637,32 637,28 487,79

Viga VL2 com Travessa 1

Tensões Cisalhantes

184,56 74,00 41,90 41,90 39,18

Viga VL1 com Viga VT1

Tensões Cisalhantes

51,51 11,00 9.380,33 9.379,75 8.787,07

Elemento estrutural e efeito

estudado

σ máx

(MPa)

Δσ máx

(MPa)

Ponto

113

Antes de dar início às análises, deve-se ressaltar que a vida útil obtida é um

indicativo da fadiga nos pontos em questão, ou seja, ela não representa literalmente

o tempo de vida da obra de arte. A incorporação de tensões cisalhantes a este

estudo é ilustrativa, cujo foco se baseia nos resultados das tensões normais.

Na Tabela 10.4 deste trabalho, nota-se que os valores das tensões normais e

cisalhantes, obtidos nos pontos 3 e 4, relativas ao terço do vão da viga longarina

VL2 e ao encontro da viga longarina VL2 com a viga travessa 1, respectivamente, de

acordo com a Figura 9.1, são iguais a 73,92 MPa e 146,53 MPa (s

máx

= 73,92 MPa e

máx

= 146,53 MPa), apresentando uma variação máxima Ds

máx

= 73,92 MPa e Dt

máx

= 107 MPa, respectivamente.

A vida útil da estrutura nos pontos destacados acima varia de 3 anos (ponto

4) até 97 anos (ponto 3), Tabela 10.4, conforme as amplitudes das variações de

tensão de cisalhamento e normal, respectivamente, em função do impacto causado

pelos veículos sobre a lateral mais solicitada da ponte, no meio do vão da viga

longarina VL2 e junto aos apoios da obra de arte.

Considerando-se o limite de vida útil previsto pelas normas utilizadas nesta

investigação, BS 5400 (1980), CEB (1990), EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118

(2003), verifica-se que para este comboio e caso de carregamento em particular, a

ponte merece maior atenção em relação à fadiga nos apoios e, exceto para as

normas NBR 6118 (2003) e CEB (1990), no terço da viga longarina VL2, conforme

os resultados ilustrados na Tabela 10.2.

Os valores obtidos na Tabela 10.5 desta dissertação, relativos às tensões

normais no terço do vão da viga longarina VL2, representado pelo ponto 3, Figura

9.1, resultam em s

máx

= 75,35 MPa, apresentando uma variação máxima Ds

máx

= 55

MPa, indicando uma estimativa de vida útil para a estrutura da ordem de 53 anos.

Tomando-se como base o limite de vida útil previsto pelas normas utilizadas nesta

investigação, BS 5400 (1980), CEB (1990) e EUROCODE 2 (2002), esses valores

servem de alerta aos projetistas estruturais acerca do impacto causado na obra de

arte rodoviária no neste ponto da viga longarina quando carregada em ambas as

laterais por veículos TB-45 (NBR 7188, 1984), em particular, no que tange à fadiga.

Considerando-se, agora, os valores ilustrados na Tabela 10.6, observa-se que

o valor máximo da tensão cisalhante obtida no ponto 4, associado ao encontro da

viga longarina VL2 com a viga travessa 1, de acordo com a Figura 9.1, é igual a

114

142,97 MPa (t

máx

= 142,97 MPa), apresentando uma variação máxima de 64 MPa

(Dt

máx

= 64 MPa). Novamente, verifica-se que a vida útil da estrutura é influenciada

pela amplitude da variação das tensões, sendo da ordem de 22 anos, Tabela 10.6, o

que é representativo para alertar os projetistas sobre os níveis de impacto causados

sobre o eixo longitudinal da estrutura junto aos seus apoios. Com relação às tensões

normais, sua influência na vida útil resultou em aproximadamente 580 anos, no terço

do vão da viga longarina (Ponto 3), caracterizando que a ponte não apresenta

problemas em relação à fadiga nos pontos investigados, conforme recomendado

pelas normas de projeto utilizadas nesta dissertação, BS 5400 (1980), CEB (1990) e

EUROCODE 2 (2002).

O valor da tensão normal, obtido no ponto 3, relativo ao terço da viga

longarina VL2, Figura 9.1, é igual a 87,41 MPa (s

máx

= 87,41 MPa), apresentando

uma variação máxima Ds

máx

= 24 MPa. A vida útil da estrutura no ponto em

destaque é da ordem de 1.000 anos, Tabela 10.7, regida pela amplitude das

variações de tensão. Conforme o limite de vida útil previsto pelas normas utilizadas

nesta investigação, BS 5400 (1980), CEB (1990), EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118

(2003), verifica-se que para este comboio e caso de carregamento em particular, a

ponte não possui problemas em relação à fadiga no terço do vão da viga longarina,

conforme tabela de estimativa de vida útil, Tabela 10.2.

Finalmente, verifica-se que os resultados obtidos na Tabela 10.8 do presente

trabalho, relativos à tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2,

representado pelo ponto 3, Figura 9.1, resulta em s

máx

= 86,71 MPa, apresentando

uma variação máxima Ds

máx

= 25 MPa, conferindo uma vida útil estimada em

aproximadamente 637 anos para o ponto 3 (Tabela 10.8), tendo como fator

responsável a amplitude das variações de tensão e estando em boas condições no

que tange à fadiga, quando carregada em ambas as laterais por veículos TB-45

(NBR 7188, 1984).

Assim sendo, considerando-se a Tabela C.2N, referente às recomendações

de projeto da norma Eurocode 2 (2002), a tensão máxima de fadiga da ponte de

concreto armado em estudo, levando-se em consideração as barras de aço, deve

preventivamente ser no máximo igual a 150 MPa (s

fad,máx

= 150 MPa). Deste modo,

os valores máximos de tensão normal encontrados na presente investigação estão

dentro dos limites estabelecidos pelo Eurocode (2002), em todos os comboios e

115

casos de carregamento utilizados na análise.

No próximo capítulo serão feitas as considerações finais sobre o presente

estudo como também serão sugeridas melhorias para trabalhos futuros. Deve-se

ressaltar que os cálculos completos para o dano acumulado e para a estimativa de

vida útil estão apresentados nas Tabelas B.1 a B.30 apresentadas no Anexo B ao

final deste trabalho.

116

11 CONSIDERAÇÕES FINAIS

11.1 Generalidades

O principal objetivo desta dissertação foi o de desenvolver um estudo para

verificação à fadiga em pontes rodoviárias em concreto armado. A metodologia de

análise proposta foi empregada mediante o desenvolvimento de um modelo

numérico-computacional tridimensional, calibrado com base em testes experimentais

realizados “in loco”, para avaliação da resposta dinâmica de obras de arte

rodoviárias de concreto armado. Para tal, considera-se a passagem de comboios de

veículos condizentes com a utilização da estrutura investigada, introduzindo o efeito

dinâmico proveniente da interação entre as viaturas e a estrutura da ponte de

concreto armado.

Os deslocamentos e históricos de tensões obtidos, mediante o estudo da

resposta dinâmica permanente da obra de arte modelada no presente estudo, foram

utilizados para uma análise de dano por fadiga de determinados elementos

estruturais de uma ponte rodoviária de concreto armado. Considerou-se a interação

dinâmica existente entre os pneus dos veículos, os comboios de veículos e a

superfície regular do tabuleiro.

11.2 Conclusões

Na seqüência do texto, são apresentadas as principais conclusões

alcançadas ao longo do desenvolvimento desta dissertação, a partir da análise

numérica dos resultados (deslocamentos e tensões).

Primeiramente, conclui-se que a representação tridimensional dos modelos

estruturais é de fundamental importância no estudo do comportamento dinâmico das

pontes. Tal conclusão baseia-se, especialmente, nos valores distintos dos danos

acumulados e de estimativa da vida útil da ponte investigada, de acordo com a

metodologia empregada para a travessia dos veículos nas faixas de tráfego (eixo

longitudinal e as duas faixas de tráfego). Este fato demonstrou a importância da

contribuição dos modos de vibração, da distribuição dos apoios, do elemento

utilizado no modelo matemático, e também, da variação da posição dos veículos

trafegando sobre uma estrutura real.

117

Com base nas análises numéricas realizadas ao longo da presente

investigação foi possível observar que os resultados obtidos, mediante o emprego

de um modelo numérico-computacional tridimensional, encontram-se bem calibrados

com relação à ponte real, e a metodologia desenvolvida fornece possibilidades de

extensão do trabalho de pesquisa, no que concerne a uma avaliação mais detalhada

acerca das amplificações dinâmicas encontradas.

Observa-se que o valor máximo de tensão normal encontrado ao longo de

toda esta investigação foi obtido no terço do vão da viga longarina VL2 (ponto 3),

Figura 9.1, correspondente a travessia do comboio 2, Figura 9.3, associado ao caso

de carregamento 2, Figura 9.5 (s

máx

= 87,41 MPa). No que diz respeito ao valor

máximo da tensão cisalhante, este foi gerado no apoio da ponte na maior largura

(ponto 4), Figura 9.1, correspondente a travessia do comboio 2, Figura 9.3,

associado ao caso de carregamento 3, Figura 9.6 (t

máx

= 184,56 MPa).

A análise dos resultados obtidos ao longo do estudo revela que o valor das

tensões cisalhantes nos apoios é muito superior àqueles obtidos para as tensões

normais. Tal fato demonstra a necessidade de se verificar com cuidado as questões

referentes a aparelhos de apoio e juntas de dilatação, no que tange ao projeto de

pontes rodoviárias de concreto armado.

A obra de arte em questão foi projetada para suportar veículos TB-30 (NBR

7188, 1984). Para tal carregamento, a tensão normal de trabalho deve ser no

máximo da ordem de 125 MPa, conforme equação 12.3, item 12.6.3, Eurocode 2

(2002).

As conclusões acima corroboram o fato de que as condições de

carregamento exercem influência nos valores de variação das faixas de tensão,

como por exemplo, a quantidade de veículos em trânsito sobre a ponte e suas

configurações de passagem sobre o tabuleiro. Inúmeras simulações deste gênero

devem ser estudadas para se consolidar uma análise à fadiga. Nota-se, ainda, que

não se deve desprezar pontos distintos na estrutura, sendo esconsa ou reta. Esta

constatação baseia-se no fato de que os carregamentos se apresentam de forma

aleatória sobre a obra de arte.

No que tange à verificação à fadiga, observa-se que para a ponte rodoviária

de concreto armado em questão, os efeitos das tensões normais estão dentro dos

limites estabelecidos pelas normas estudadas, BS 5400 (1980), CEB (1990),

EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118 (2003). O título ilustrativo estudou-se os valores

118

de tensão cisalhante na presente investigação, que se apresentaram bem acima dos

valores de tensão normal e servindo de alerta para a condição dos apoios, bem

como para um indicativo para um posterior estudo mais apurado.

A verificação à fadiga para obtenção da estimativa da vida útil, com base nas

tensões normais obtidas, conclui que a previsão de vida útil da obra de arte

investigada está dentro do especificado pelas normas de projeto utilizadas, BS 5400

(1980), CEB (1990), EUROCODE 2 (2002) e NBR 6118 (2003), conforme os

resultados ilustrados na Tabela 10.2 do presente trabalho. A análise indica que o

ponto 3, localizado no terço do vão da viga longarina 2, conforme Tabela 10.2 é o

mais suscetível aos efeitos do carregamento.

Tais resultados são representativos para alertar os projetistas estruturais

sobre o impacto causado pela interação dinâmica entre os pneus de veículos

pesados do tipo TB-45 (NBR 7188, 1984) e a superfície, nas proximidades dos

apoios das pontes rodoviárias de concreto armado.

Comparativamente, nota-se que a passagem do comboio 1 (Figura 9.2) sobre

o tabuleiro da ponte gerou valores mais elevados para a variação das tensões,

máx,

em comparação com o comboio 2 (Figura 9.3), conforme observado nas

Tabelas 10.3 a 10.8 da presente dissertação. Este resultado indica que, quanto mais

tempo a ponte fica sem carregamento, de acordo o comboio de veículos utilizado,

certamente podem ser geradas faixas de variação de tensão mais elevadas sobre o

tabuleiro da ponte e, conseqüentemente, aumenta-se o risco à fadiga da estrutura.

Considerando-se os pontos de análise do tabuleiro investigados neste estudo,

torna-se possível alertar os projetistas estruturais acerca dos níveis de impacto

elevado, oriundos da interação dinâmica existente entre os pneus dos veículos e a

superfície do tabuleiro da ponte, no caso em questão, especialmente, no que diz

respeito a faixa de tráfego lateral mais solicitada da ponte. devido à esconsidade, no

meio do vão da viga longarina VL2 e, também, nas proximidades dos apoios da

estrutura (Figura 9.1).

As características físicas e geométricas dos elementos estruturais da obra de

arte rodoviária e dos materiais de construção, em conformidade com as normas de

projeto, devem ser observadas com prudência. Informações como o ambiente,

cargas de utilização atuais e para as quais a ponte foi projetada, resistência

característica à compressão do concreto (f

), resistência característica à tração do

aço (f

), tipo de barra de aço, diâmetro e espaçamento médio entre estas barras,

119

tipos de fundação, são de fundamental importância para se conseguir realizar uma

análise coerente. Com base no exposto, conclui-se que a experiência e o

conhecimento dos engenheiros projetistas têm um grande peso, no que tange ao

dimensionamento e verificação à fadiga de obras de arte rodoviárias em concreto

armado.

11.3 Sugestões para Trabalho Futuros

A seguir, são relacionadas algumas sugestões para a continuidade e

desenvolvimento de trabalhos futuros sobre os temas aqui tratados e outros

correlatos.

1) Ampliar a abrangência da metodologia de forma a permitir o tráfego dos

veículos considerando o efeito da mobilidade de carga somado ao efeito das

irregularidades de pista.

2) Promover a continuação do estudo em questão através da parametrização

de diferentes aspectos, como a velocidade dos comboios, a quantidade de veículos,

o tráfego em diferentes faixas de pista e sentidos, a qualidade do pavimento, assim

como, variar os modelos de pontes rodoviárias, prevendo outros materiais.

3) Refinar o modelo matemático empregado para as viaturas, com o objetivo

de se obter um modelo que represente os veículos de modo mais próximo da

realidade, ou seja, com uma maior quantidade de graus de liberdade.

4) Realizar testes experimentais em outras obras de arte (freqüências

naturais, deslocamentos, esforços e tensões), de forma a aprimorar a calibração dos

modelos matemáticos gerados e, com relação às situações reais da prática de

projeto, de forma a refinar a metodologia de análise desenvolvida.

5) Ampliar o estudo para a consideração de outros modelos de veículos,

avaliando as pontes rodoviárias a partir da travessia de viaturas mais pesadas ou

mesmo previstas em normas distintas de projeto.

6) Estudar a resposta dinâmica variando-se a configuração dos apoios, seu

tipo e área de abrangência, bem como a quantidade de nós restringidos pelos

mesmos.

7) Promover estudos de determinação do amortecimento com base em

resultados de ensaios experimentais em diferentes tipos de pontes.

120

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ANEXO A – Gráficos da tensão devido a passagem dos comboios

A.1. Comboio 1. Caso de carregamento 1. Efeito do peso

Figura A.1 – Gráficos das tensões normais e cisalhantes, caso 1, comboio 1

-10

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-20

100

120

140

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-1

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

100

150

200

250

300

350

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

129

A.2. Comboio 1. Caso de carregamento 2. Efeito do peso

Figura A.2 – Gráficos das tensões normais e cisalhantes, caso 1, comboio 2

-10

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-20

100

120

140

160

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-12

-7

-2

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-3,5

-1,5

0,5

2,5

4,5

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00

10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

130

A.3. Comboio 1. Caso de carregamento 3. Efeito do peso

Figura A.3 – Gráficos das tensões normais e cisalhantes, caso 1, comboio 3

-5

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-4

-2

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-10

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-20

100

120

140

160

180

200

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-5

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

131

A.4. Comboio 2. Caso de carregamento 1. Efeito do peso

Figura A.4 – Gráficos das tensões normais e cisalhantes, caso 2, comboio 1

-2

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-2

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-10

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-20

100

120

140

160

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

132

A.5. Comboio 2. Caso de carregamento 2. Efeito do peso

Figura A.5 – Gráficos das tensões normais e cisalhantes, caso 2, comboio 2

-15

-10

-5

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-3

-2

-1

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-10

100

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

-20

100

120

140

160

180

200

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

0,00 2,00 4,00 6,00 8,00 10,00

Tempo (s)

Tensão (MPa)

133

ANEXO B - Tabelas de estimativa de dano acumulado e vida útil,

efeito da mobilidade da carga, velocidade de 40km/h

B.1. Comboio 1 (Figura 9.2). Caso de carregamento 1 (Figura 9.4)

Tabela B.1 – Tensão normal no meio do vão da viga transversina VT1

Tabela B.2 – Tensão normal no meio do vão da viga longarina VL2

7,06

5,00 Meio do vão Tensão

-0,07

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

2 25,00% 500000 1 0,20

2 25,00% 500000 3 0,60

2 25,00% 500000 4 0,80

2 25,00% 500000 5 1,00

8 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000125305 3990000000000 0,000000125313 79432823472428 0,000000006295

147787000875 0,000003383247 147777777778 0,000003383459 326884047212 0,000001529594

62347640994 0,000008019550 62343750000 0,000008020050 77571116672 0,000006445698

31921992189 0,000015663183 31920000000 0,000015664160 25418503511 0,000019670710

Dano 0,000027191285 Dano 0,000027192982 Dano 0,000027652297

36776,4887 36774,19355 36163,36147

Vida útil (anos) 36776,49 Vida útil (anos) 36774,19 Vida útil (anos) 36163,36

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

7,06

5,00 Meio do vão Tensão

-0,07

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

2 25,00% 500000 1 0,20

2 25,00% 500000 3 0,60

2 25,00% 500000 4 0,80

2 25,00% 500000 5 1,00

8 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000125305 3990000000000 0,000000125313 79432823472428 0,000000006295

147787000875 0,000003383247 147777777778 0,000003383459 326884047212 0,000001529594

62347640994 0,000008019550 62343750000 0,000008020050 77571116672 0,000006445698

31921992189 0,000015663183 31920000000 0,000015664160 25418503511 0,000019670710

Dano 0,000027191285 Dano 0,000027192982 Dano 0,000027652297

36776,4887 36774,19355 36163,36147

Vida útil (anos) 36776,49 Vida útil (anos) 36774,19 Vida útil (anos) 36163,36

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

134

Tabela B.3 – Tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2

Tabela B.4 – Tensão cisalhante no apoio da viga longarina VL2 com travessa 1

53,73

46,00 Terço do Vão Tensão

-3,55

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

20 80,00% 1600000 1 0,02

3 12,00% 240000 2 0,04

0,5 2,00% 40000 45 0,98

1,5 6,00% 120000 46 1,00

25 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000400977 3990000000000 0,000000401003 7244359600749930 0,000000000221

498781127953 0,000000481173 498750000000 0,000000481203 226386237523435 0,000000001060

43788741 0,000913476823 43786008 0,000913533835 39258837 0,001018878881

40994586 0,002927215803 40992028 0,002927398496 35173116 0,003411696614

Dano 0,003841574776 Dano 0,003841814536 Dano 0,004430576775

260,3099141 260,2936687 225,7042482

Vida útil (anos) 260,31 Vida útil (anos) 260,29 Vida útil (anos) 225,7

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2

Variação de Tensão máxima (MPa)

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

120,85

92,00

-0,34

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

14 70,00% 1400000 1 0,01

2 10,00% 200000 17 0,18

1 5,00% 100000 19 0,21

1 5,00% 100000 20 0,22

1 5,00% 100000 90 0,98

0,5 2,50% 50000 91 0,99

0,5 2,50% 50000 92 1,00

20 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000350855 3990000000000 0,000000350877 30902954325135900 0,000000000045

812181767 0,000246250295 812131081 0,000246265664 21764835702 0,000009189134

581753758 0,000171894034 581717452 0,000171904762 12480500305 0,000008012499

498781128 0,000200488740 498750000 0,000200501253 9657173227 0,000010354997

5473593 0,018269536455 5473251 0,018270676692 5233442 0,019107881848

5295120 0,009442656280 5294790 0,009443245614 4952141 0,010096642194

5124323 0,009757386010 5124003 0,009757994987 4688791 0,010663730015

Dano 0,038088562669 Dano 0,038090939850 Dano 0,039895810733

26,25460059 26,25296209 25,06528835

Vida útil (anos) 26,25 Vida útil (anos) 26,25 Vida útil (anos) 25,07

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL2 com Travessa 1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento no apoio

135

Tabela B.5 – Cisalhamento na viga longarina VL2 com viga transversina VT1

B.2. Comboio 1 (Figura 9.2). Caso de carregamento 2 (Figura 9.5)

Tabela B.6 – Tensão normal no meio do vão da viga transversina VT1

18,10

8,00

0,03

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

19 82,61% 1652174 1 0,13

2 8,70% 173913 2 0,25

2 8,70% 173913 8 1,00

23 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000414053 3990000000000 0,000000414079 223872113856835 0,000000007380

498781127953 0,000000348676 498750000000 0,000000348698 6996003558026 0,000000024859

7793455124 0,000022315268 7792968750 0,000022316661 6832034725 0,000025455527

Dano 0,000023077997 Dano 0,000023079438 Dano 0,000025487766

43331,31612 43328,6119 39234,50996

Vida útil (anos) 43331,32 Vida útil (anos) 43328,61 Vida útil (anos) 39234,51

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL1 com Viga VT1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento na interface

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

8,66

19,00 Meio do vão Tensão

-10,50

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

2 25,00% 500000 1 0,05

4 50,00% 1000000 11 0,58

2 25,00% 500000 19 1,00

8 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000125305 3990000000000 0,000000125313 1148153621496890 0,000000000435

2997933151 0,000333563142 2997746056 0,000333583960 7129130657 0,000140269557

581753758 0,000859470168 581717452 0,000859523810 463694554 0,001078296037

Dano 0,001193158615 Dano 0,001193233083 Dano 0,001218566030

838,1115362 838,0592313 820,6366956

Vida útil (anos) 838,11 Vida útil (anos) 838,06 Vida útil (anos) 820,64

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

136

Tabela B.7 – Tensão normal no meio do vão da viga longarina VL2

Tabela B.8 – Tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2

5,27

8,00 Meio do vão Tensão

-3,07

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

6 52,17% 1043478 1 0,13

1,5 13,04% 260870 5 0,63

2 17,39% 347826 6 0,75

0,5 4,35% 86957 7 0,88

1,5 13,04% 260870 8 1,00

11,5 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000261507 3990000000000 0,000000261523 190546071796324 0,000000005476

31921992189 0,000008172095 31920000000 0,000008172605 60974742975 0,000004278322

18473375109 0,000018828508 18472222222 0,000018829683 24504381661 0,000014194445

11633379078 0,000007474743 11632653061 0,000007475210 11337304206 0,000007669947

7793455124 0,000033472903 7792968750 0,000033474992 5815004632 0,000044861454

Dano 0,000068209756 Dano 0,000068214013 Dano 0,000071009644

14660,65935 14659,74441 14082,59422

Vida útil (anos) 14660,66 Vida útil (anos) 14659,74 Vida útil (anos) 14082,59

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160 Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

73,92

51,00 Terço do Vão Tensão

-3,12

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

8,5 70,83% 1416667 1 0,02

1,5 12,50% 250000 2 0,04

1 8,33% 166667 49 0,96

0,5 4,17% 83333 50 0,98

0,5 4,17% 83333 51 1,00

12 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000355032 3990000000000 0,000000355054 8912509381337490 0,000000000159

498781127953 0,000000501222 498750000000 0,000000501253 278515918166796 0,000000000898

33916557 0,004914020792 33914440 0,004914327485 31551470 0,005282374038

31921992 0,002610530472 31920000 0,002610693400 28520030 0,002921923058

30080806 0,002770315821 30078929 0,002770488722 25831470 0,003226039157

Dano 0,010295723339 Dano 0,010296365915 Dano 0,011430337309

97,12770702 97,12164547 87,48648207

Vida útil (anos) 97,13 Vida útil (anos) 97,12 Vida útil (anos) 87,49

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2

Variação de Tensão máxima (MPa)

137

Tabela B.9 – Tensão cisalhante no apoio da viga longarina VL2 com travessa 1

Tabela B.10 – Cisalhamento na viga longarina VL2 com viga transversina VT1

146,53

107,00

-0,12

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

1 50,00% 1000000 1 0,01

0,5 25,00% 500000 106 0,99

0,5 25,00% 500000 107 1,00

2 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000250611 3990000000000 0,000000250627 43651583224016800 0,000000000023

3350290 0,149240810905 3350081 0,149250125313 3261900 0,153284884392

3257232 0,153504579883 3257029 0,153514160401 3112298 0,160653019560

Dano 0,302745641400 Dano 0,302764536341 Dano 0,313937903974

3,30310288 3,30289674 3,185343303

Vida útil (anos) 3,3 Vida útil (anos) 3,3 Vida útil (anos) 3,19

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL2 com Travessa 1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento no apoio

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

57,95

20,00

1,48

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

8 66,67% 1333333 1 0,05

2 16,67% 333333 2 0,10

2 16,67% 333333 20 1,00

12 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000334148 3990000000000 0,000000334169 1513561248436210 0,000000000881

498781127953 0,000000668296 498750000000 0,000000668338 47298789013632 0,000000007047

498781128 0,000668295801 498750000 0,000668337510 472987890 0,000704739678

Dano 0,000669298245 Dano 0,000669340017 Dano 0,000704747606

1494,102231 1494,008987 1418,947707

Vida útil (anos) 1494,1 Vida útil (anos) 1494,01 Vida útil (anos) 1418,95

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL1 com Viga VT1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento na interface

138

B.3. Comboio 1 (Figura 9.2). Caso de carregamento 3 (Figura 9.6)

Tabela B.11 – Tensão normal no meio do vão da viga transversina VT1

Tabela B.12 – Tensão normal no meio do vão da viga longarina VL2

13,67

16,00 Meio do vão Tensão

-2,65

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

3 35,29% 705882 1 0,06

0,5 5,88% 117647 10 0,63

1,5 17,65% 352941 11 0,69

1 11,76% 235294 12 0,75

1 11,76% 235294 13 0,81

1,5 17,65% 352941 16 1,00

8,5 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000176902 3990000000000 0,000000176913 782380401062563 0,000000000902

3990249024 0,000029483638 3990000000 0,000029485478 7823804011 0,000015037066

2997933151 0,000117728168 2997746056 0,000117735515 4857966738 0,000072652036

2309171889 0,000101895454 2309027778 0,000101901813 3144211360 0,000074834065

1816226228 0,000129551107 1816112881 0,000129559192 2107177892 0,000111663148

974181891 0,000362294947 974121094 0,000362317559 746136094 0,000473025202

Dano 0,000741130215 Dano 0,000741176471 Dano 0,000747212420

1349,290556 1349,206349 1338,307519

Vida útil (anos) 1349,29 Vida útil (anos) 1349,21 Vida útil (anos) 1338,31

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160 Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

5,89

9,00 Meio do vão Tensão

-2,70

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

4,5 45,00% 900000 1 0,11

0,5 5,00% 100000 2 0,22

1 10,00% 200000 3 0,33

0,5 5,00% 100000 5 0,56

0,5 5,00% 100000 6 0,67

2,5 25,00% 500000 7 0,78

0,5 5,00% 100000 9 1,00

10 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000225550 3990000000000 0,000000225564 199526231496889 0,000000004511

498781127953 0,000000200489 498750000000 0,000000200501 6235194734278 0,000000016038

147787000875 0,000001353299 147777777778 0,000001353383 821095602868 0,000000243577

31921992189 0,000003132637 31920000000 0,000003132832 63848394079 0,000001566210

18473375109 0,000005413196 18472222222 0,000005413534 25659237590 0,000003897232

11633379078 0,000042979774 11632653061 0,000042982456 11871614892 0,000042117269

5473592625 0,000018269536 5473251029 0,000018270677 3378994250 0,000029594605

Dano 0,000071574480 Dano 0,000071578947 Dano 0,000077439442

13971,46017 13970,58824 12913,31621

Vida útil (anos) 13971,46 Vida útil (anos) 13970,59 Vida útil (anos) 12913,32

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160 Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

139

Tabela B.13 – Tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2

Tabela B.14 – Tensão cisalhante no apoio da viga longarina VL2 com travessa 1

75,36

55,00 Terço do Vão Tensão

-5,48

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

5 55,56% 1111111 1 0,02

2 22,22% 444444 2 0,04

2 22,22% 444444 55 1,00

9 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000278457 3990000000000 0,000000278474 11220184543019700 0,000000000099

498781127953 0,000000891061 498750000000 0,000000891117 350630766969364 0,000000001268

23983465 0,018531285643 23981968 0,018532442217 22293926 0,019935674283

Dano 0,018532455161 Dano 0,018533611807 Dano 0,019935675650

53,95939131 53,95602381 50,16132975

Vida útil (anos) 53,96 Vida útil (anos) 53,96 Vida útil (anos) 50,16

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

100,90

90,00

-0,66

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

9 47,37% 947368 1 0,01

5 26,32% 526316 2 0,02

1 5,26% 105263 5 0,06

1 5,26% 105263 18 0,20

1,5 7,89% 157895 46 0,51

0,5 2,63% 52632 51 0,57

0,5 2,63% 52632 88 0,98

0,5 2,63% 52632 90 1,00

19 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000237421 3990000000000 0,000000237436 25118864315095800 0,000000000038

498781127953 0,000001055204 498750000000 0,000001055270 784964509846742 0,000000000670

31921992189 0,000003297512 31920000000 0,000003297718 8038036580831 0,000000013096

684199078 0,000153848728 684156379 0,000153858330 13293442901 0,000007918427

40994586 0,003851599741 40992028 0,003851840127 121958154 0,001294663225

30080806 0,001749673150 30078929 0,001749782351 72802974 0,000722931718

5855338 0,008988648868 5854973 0,008989209867 4759777 0,011057571590

5473593 0,009615545502 5473251 0,009616145627 4253902 0,012372542271

Dano 0,024363906126 Dano 0,024365426725 Dano 0,025455641035

41,04432166 41,04176017 39,28402348

Vida útil (anos) 41,04 Vida útil (anos) 41,04 Vida útil (anos) 39,28

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL2 com Travessa 1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento no apoio

140

Tabela B.15 – Cisalhamento na viga longarina VL2 com viga transversina VT1

B.4. Comboio 2 (Figura 9.3). Caso de carregamento 1 (Figura 9.4)

Tabela B.16 – Tensão normal no meio do vão da viga transversina VT1

41,61

22,00

-0,03

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

10 71,43% 1428571 1 0,05

2 14,29% 285714 2 0,09

2 14,29% 285714 22 1,00

14 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000358016 3990000000000 0,000000358038 1698243652461750 0,000000000841

498781127953 0,000000572825 498750000000 0,000000572861 53070114139430 0,000000005384

374741644 0,000762430038 374718257 0,000762477623 329523655 0,000867052430

Dano 0,000763360878 Dano 0,000763408521 Dano 0,000867058655

1309,996396 1309,914642 1153,324512

Vida útil (anos) 1310 Vida útil (anos) 1309,91 Vida útil (anos) 1153,32

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL1 com Viga VT1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento na interface

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

8,25

5,00 Meio do vão Tensão

-0,07

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

1 16,67% 333333 3 0,60

4 66,67% 1333333 4 0,80

1 16,67% 333333 5 1,00

6 2000000

N n / N N n / N N n / N

147787000875 0,000002255498 147777777778 0,000002255639 298121794270 0,000001118111

62347640994 0,000021385466 62343750000 0,000021386800 70745699226 0,000018846846

31921992189 0,000010442122 31920000000 0,000010442774 23181950722 0,000014379003

Dano 0,000034083086 Dano 0,000034085213 Dano 0,000034343961

29340,06635 29338,23529 29117,20097

Vida útil (anos) 29340,07 Vida útil (anos) 29338,24

Vida útil

(anos)

29117,2

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

141

Tabela B.17 – Tensão normal no meio do vão da viga longarina VL2

Tabela B.18 – Tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2

7,24

9,00 Meio do vão Tensão

-1,53

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

7 33,33% 666667 1 0,11

3 14,29% 285714 2 0,22

4 19,05% 380952 7 0,78

6 28,57% 571429 8 0,89

1 4,76% 95238 9 1,00

21 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000167074 3990000000000 0,000000167084 245470891568504 0,000000002716

498781127953 0,000000572825 498750000000 0,000000572861 7670965361516 0,000000037246

11633379078 0,000032746494 11632653061 0,000032748538 14605277061 0,000026083201

7793455124 0,000073321596 7792968750 0,000073326173 7491177111 0,000076280211

5473592625 0,000017399559 5473251029 0,000017400644 4157071103 0,000022909903

Dano 0,000124207548 Dano 0,000124215300 Dano 0,000125313277

8051,040497 8050,538048 7980,000376

Vida útil (anos) 8051,04 Vida útil (anos) 8050,54 Vida útil (anos) 7980

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160 Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

58,75

26,00 Terço do Vão Tensão

-3,55

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

6 60,00% 1200000 1 0,04

1,5 15,00% 300000 2 0,08

0,5 5,00% 100000 3 0,12

0,5 5,00% 100000 25 0,96

1,5 15,00% 300000 26 1,00

10 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000300733 3990000000000 0,000000300752 2290867652767780 0,000000000524

498781127953 0,000000601466 498750000000 0,000000601504 71589614148993 0,000000004191

147787000875 0,000000676649 147777777778 0,000000676692 9427438900279 0,000000010607

255375938 0,000391579571 255360000 0,000391604010 234584848 0,000426284992

227028279 0,001321421287 227014110 0,001321503759 192811645 0,001555922620

Dano 0,001714579707 Dano 0,001714686717 Dano 0,001982222934

583,2333115 583,196913 504,4841238

Vida útil (anos) 583,23 Vida útil (anos) 583,2 Vida útil (anos) 504,48

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160 Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

142

Tabela B.19 – Tensão cisalhante no apoio da viga longarina VL2 com travessa 1

Tabela B.20 – Cisalhamento na viga longarina VL2 com viga transversina VT1

142,97

64,00

-0,34

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

1 14,29% 285714 1 0,02

2 28,57% 571429 27 0,42

1 14,29% 285714 30 0,47

1 14,29% 285714 31 0,48

2 28,57% 571429 64 1,00

7 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000071603 3990000000000 0,000000071608 13803842646028900 0,000000000021

202725653 0,002818728482 202713001 0,002818904404 962013528 0,000593992241

147787001 0,001933284281 147777778 0,001933404941 568059368 0,000502965538

133941426 0,002133128593 133933067 0,002133261726 482160391 0,000592571043

15221592 0,037540657373 15220642 0,037543000358 12855830 0,044448982237

Dano 0,044425870332 Dano 0,044428643036 Dano 0,046138511079

22,50940708 22,50800231 21,67386803

Vida útil (anos) 22,51 Vida útil (anos) 22,51 Vida útil (anos) 21,67

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL2 com Travessa 1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento no apoio

24,50

3,00

0,03

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

22 91,67% 1833333 1 0,33

2 8,33% 166667 3 1,00

24 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000459453 3990000000000 0,000000459482 2511886431510 0,000000729863

147787000875 0,000001127749 147777777778 0,000001127820 10336981200 0,000016123340

Dano 0,000001587203 Dano 0,000001587302 Dano 0,000016853204

630039,3195 630000 59335,89996

Vida útil (anos) 630039,32 Vida útil (anos) 630000 Vida útil (anos) 59335,9

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL1 com Viga VT1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento na interface

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160 Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

143

B.5. Comboio 2 (Figura 9.3). Caso de carregamento 2 (Figura 9.5)

Tabela B.21 – Tensão normal no meio do vão da viga transversina VT1

Tabela B.22 – Tensão normal no meio do vão da viga longarina VL2

8,23

14,00 Meio do vão Tensão

-10,67

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

1 14,29% 285714 1 0,07

4 57,14% 1142857 12 0,86

2 28,57% 571429 14 1,00

7 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000071603 3990000000000 0,000000071608 602559586074358 0,000000000474

2309171889 0,000494920776 2309027778 0,000494951665 2421551834 0,000471952376

1454172385 0,000392957931 1454081633 0,000392982456 1120365744 0,000510037525

Dano 0,000887950310 Dano 0,000888005729 Dano 0,000981990376

1126,189145 1126,118861 1018,339919

Vida útil (anos) 1126,19 Vida útil (anos) 1126,12 Vida útil (anos) 1018,34

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

5,94

8,00 Meio do vão Tensão

-1,78

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

5 41,67% 833333 1 0,13

3 25,00% 500000 6 0,75

2 16,67% 333333 7 0,88

2 16,67% 333333 8 1,00

12 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000208842 3990000000000 0,000000208855 199526231496889 0,000000004177

18473375109 0,000027065980 18472222222 0,000027067669 25659237590 0,000019486160

11633379078 0,000028653182 11632653061 0,000028654971 11871614892 0,000028078179

7793455124 0,000042770931 7792968750 0,000042773601 6089057358 0,000054743011

Dano 0,000098698936 Dano 0,000098705096 Dano 0,000102311527

10131,82147 10131,18917 9774,069781

Vida útil (anos) 10131,82 Vida útil (anos) 10131,19 Vida útil (anos) 9774,07

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

144

Tabela B.23 – Tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2

Tabela B.24 – Tensão cisalhante no apoio da viga longarina VL2 com travessa 1

87,41

24,00 Terço do Vão Tensão

-3,13

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

6,5 59,09% 1181818 1 0,04

1,5 13,64% 272727 2 0,08

1 9,09% 181818 3 0,13

0,5 4,55% 90909 15 0,63

0,5 4,55% 90909 23 0,96

1 9,09% 181818 24 1,00

11 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000296177 3990000000000 0,000000296195 1905460717963250 0,000000000620

498781127953 0,000000546787 498750000000 0,000000546822 59545647436352 0,000000004580

147787000875 0,000001230272 147777777778 0,000001230349 7841402131536 0,000000023187

1182296007 0,000076891988 1182222222 0,000076896787 2509248682 0,000036229606

327956688 0,000277198466 327936221 0,000277215767 296047106 0,000307076438

288646486 0,000629899169 288628472 0,000629938483 239300602 0,000759789905

Dano 0,000986062860 Dano 0,000986124402 Dano 0,001103124337

1014,13413 1014,070839 906,5161257

Vida útil (anos) 1014,13 Vida útil (anos) 1014,07 Vida útil (anos) 906,52

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2

Variação de Tensão máxima (MPa)

178,98

72,00

-0,12

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

5,5 36,67% 733333 1 0,01

1 6,67% 133333 27 0,38

1 6,67% 133333 28 0,39

1 6,67% 133333 29 0,40

1 6,67% 133333 31 0,43

2 13,33% 266667 34 0,47

0,5 3,33% 66667 42 0,58

0,5 3,33% 66667 71 0,99

2,5 16,67% 333333 72 1,00

15 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000183781 3990000000000 0,000000183793 17782794100389200 0,000000000041

202725653 0,000657703312 202713001 0,000657744361 1239313496 0,000107586445

181771548 0,000733521471 181760204 0,000733567251 1033260538 0,000129041349

163608554 0,000814953314 163598344 0,000815004177 866981859 0,000153790223

133941426 0,000995460010 133933067 0,000995522139 621142908 0,000214658063

101522721 0,002626669815 101516385 0,002626833751 391386115 0,000681339108

53858236 0,001237817482 53854875 0,001237894737 136067231 0,000489953871

11148719 0,005979760459 11148023 0,005980133668 9856172 0,006763951495

10690611 0,031180008883 10689943 0,031181954887 9190466 0,036269471510

Dano 0,044226078528 Dano 0,044228838764 Dano 0,044809792104

22,61109357 22,60968246 22,31655076

Vida útil (anos) 22,61 Vida útil (anos) 22,61 Vida útil (anos) 22,32

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL2 com Travessa 1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento no apoio

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

145

Tabela B.25 – Cisalhamento na viga longarina VL2 com viga transversina VT1

B.6. Comboio 2 (Figura 9.3). Caso de carregamento 3 (Figura 9.6)

Tabela B.26 – Tensão normal no meio do vão da viga transversina VT1

78,32

12,00

1,49

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

3 33,33% 666667 1 0,08

2 22,22% 444444 2 0,17

2 22,22% 444444 3 0,25

2 22,22% 444444 12 1,00

9 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000167074 3990000000000 0,000000167084 371535229097174 0,000000001794

498781127953 0,000000891061 498750000000 0,000000891117 11610475909287 0,000000038280

147787000875 0,000003007331 147777777778 0,000003007519 1528951560071 0,000000290686

2309171889 0,000192469191 2309027778 0,000192481203 1493116758 0,000297662217

Dano 0,000196534657 Dano 0,000196546923 Dano 0,000297992977

5088,161124 5087,843582 3355,783787

Vida útil (anos) 5088,16 Vida útil (anos) 5087,84 Vida útil (anos) 3355,78

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL1 com Viga VT1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento na interface

17,39

13,00 Meio do vão Tensão

-2,43

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

2 33,33% 666667 12 0,92

4 66,67% 1333333 13 1,00

6 2000000

N n / N N n / N N n / N

2309171889 0,000288703786 2309027778 0,000288721805 2061074878 0,000323455821

1816226228 0,000734122937 1816112881 0,000734168755 1381284818 0,000965284868

Dano 0,001022826723 Dano 0,001022890560 Dano 0,001288740689

977,6827075 977,6216923 775,95129

Vida útil (anos) 977,68 Vida útil (anos) 977,62

Vida útil

(anos)

775,95

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Tranversina 1 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

146

Tabela B.27 – Tensão normal no meio do vão da viga longarina VL2

Tabela B.28 – Tensão normal no terço do vão da viga longarina VL2

6,64

8,00 Meio do vão Tensão

-1,04

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

1 14,29% 285714 1 0,13

3,5 50,00% 1000000 6 0,75

1 14,29% 285714 7 0,88

1,5 21,43% 428571 8 1,00

7 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000071603 3990000000000 0,000000071608 177827941003893 0,000000001607

18473375109 0,000054131960 18472222222 0,000054135338 22868819574 0,000043727661

11633379078 0,000024559871 11632653061 0,000024561404 10580587910 0,000027003630

7793455124 0,000054991197 7792968750 0,000054994629 5426878082 0,000078972002

Dano 0,000133754631 Dano 0,000133762979 Dano 0,000149704901

7476,37665 7475,910064 6679,808035

Vida útil (anos) 7476,38 Vida útil (anos) 7475,91 Vida útil (anos) 6679,81

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2 - Base

Variação de Tensão máxima (MPa)

86,71

25,00 Terço do Vão Tensão

-5,48

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

4 40,00% 800000 1 0,04

3 30,00% 600000 2 0,08

1 10,00% 200000 3 0,12

2 20,00% 400000 25 1,00

10 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000200489 3990000000000 0,000000200501 1905460717963250 0,000000000420

498781127953 0,000001202932 498750000000 0,000001203008 59545647436352 0,000000010076

147787000875 0,000001353299 147777777778 0,000001353383 7841402131536 0,000000025506

255375938 0,001566318283 255360000 0,001566416040 195119178 0,002050029142

Dano 0,001569075003 Dano 0,001569172932 Dano 0,002050065143

637,3181638 637,27839 487,7893774

Vida útil (anos) 637,32 Vida útil (anos) 637,28 Vida útil (anos) 487,79

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga Longarina VL2

Variação de Tensão máxima (MPa)

Rsk

= 162,5 /

Rsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

147

Tabela B.29 – Tensão cisalhante no apoio da viga longarina VL2 com travessa 1

Tabela B.30 – Cisalhamento na viga longarina VL2 com viga transversina VT1

184,56

74,00

-1,04

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

7 35,00% 700000 1 0,01

6 30,00% 600000 2 0,03

1 5,00% 100000 27 0,36

2,5 12,50% 250000 28 0,38

1 5,00% 100000 32 0,43

0,5 2,50% 50000 44 0,59

0,5 2,50% 50000 73 0,99

1,5 7,50% 150000 74 1,00

20 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000175428 3990000000000 0,000000175439 17782794100389200 0,000000000039

498781127953 0,000001202932 498750000000 0,000001203008 555712315637167 0,000000001080

202725653 0,000493277484 202713001 0,000493308271 1239313496 0,000080689834

181771548 0,001375352758 181760204 0,001375438596 1033260538 0,000241952529

121772736 0,000821201880 121765137 0,000821253133 529968563 0,000188690438

46842705 0,001067402053 46839782 0,001067468672 107829258 0,000463696040

10257261 0,004874595516 10256621 0,004874899749 8577993 0,005828869134

9847020 0,015233034239 9846406 0,015233984962 8013854 0,018717586883

Dano 0,023866242291 Dano 0,023867731830 Dano 0,025521485976

41,90018637 41,89757146 39,18267145

Vida útil (anos) 41,9 Vida útil (anos) 41,9 Vida útil (anos) 39,18

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL2 com Travessa 1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento no apoio

51,51

11,00

-0,03

Ciclos % n Δσ Δσ / Δσmáx

6 46,15% 923077 1 0,09

2 15,38% 307692 2 0,18

3 23,08% 461538 3 0,27

2 15,38% 307692 11 1,00

13 2000000

N n / N N n / N N n / N

3990249023621 0,000000231333 3990000000000 0,000000231348 436515832240167 0,000000002115

498781127953 0,000000616888 498750000000 0,000000616927 13641119757505 0,000000022556

147787000875 0,000003122998 147777777778 0,000003123193 1796361449548 0,000000256930

2997933151 0,000102634813 2997746056 0,000102641218 2710419881 0,000113522008

Dano 0,000106606032 Dano 0,000106612686 Dano 0,000113803609

9380,332244 9379,746835 8787,067583

Vida útil (anos) 9380,33 Vida útil (anos) 9379,75 Vida útil (anos) 8787,07

Tensão mínima (MPa)

Tensão máxima (MPa) Viga VL1 com Viga VT1

Variação de Tensão máxima (MPa) Cisalhamento na interface

DsRsk

= 162,5 /

DsRsk

= 160

Classe D

sd,fad,min

= 180

EUROCODE 2 / CEB BS 5400 NBR 6118

148

ANEXO C - Exemplo de APDL para análise modal

##### CARACTERÍSTICAS #####

!PONTE 2 - CONCRETO ARMADO: ESPESSURA DA LAJE: 14 CM.

!4 VIGAS LONGARINAS (V1, V2, V3 E V4 - V1 E V4 MAIS GROSSAS), 3 TRANSVERSINAS (V5 A V7)

!CADA EXTREMIDADE DE LONGARINA POSSUI UM APOIO FIXO.

!ESTUDO DOS MODOS DE DEFORMAÇÃO

FINISH

/CLEAR

/CONFIG, NRES, 50000

!INICIA A FASE DE PREPROCESSAMENTO

##### PROCESSAMENTO #####

N_DIV_1=2 ! NUMERO DE DIVISÕES DAS LINHAS INTERNAS DA NERVURA PRINCIPAL

N_DIV_2=6 ! NUMERO DE DIVISÕES DAS LINHAS DO CONTORNO E DOS ARCOS DA NERVURA PRINCIPAL

N_DIV_3=16 ! NUMERO DE DIVISÕES DAS LINHAS INTERNAS DO ARCO DA NERVURA PRINCIPAL

/PREP7

/VIEW, 1, 0.815148764528 , 0.385668787509 , 0.432194490976

/ANG, 1, -93.6419128403

/DIST, 1, 0.924021086472, 1

/FOC, 1, 7.83251852773 , 7.38960326200 , -0.233487406769

/REP,FAST

##### DEFINIÇÃO DO TIPO DE ELEMENTO FINITO #####

ET,1,SOLID45 ! TIPO DE ELEMENTO

##### PROPRIEDADES DO MATERIAL (CONCRETO) #####

MP,EX,1,2.9E+10 !MÓDULO DE ELASTICIDADE

MP,PRXY,1,0.1 !COEFICIENTE DE POISSON

MP,DENS,1,2550 !DENSIDADE

R, 1

##### DEFINIÇÃO DA GEOMETRIA #####

##### DEFINIÇÃO DOS KEYPOINTS #####

K, 1, 0, 0, 0

K, 2, 0.535, 0, 0

K, 3, 0.629, 0.20, 0

K, 4, 0.093, 0.20, 0

k, 5, 1.043, 0, 0

K, 6, 1.136, 0.2, 0

K, 7, 3.622, 0, 0

K, 8, 3.706, 0.20, 0

K, 9, 4.002, 0, 0

K, 10, 4.086, 0.2, 0

K, 11, 6.394, 0, 0

K, 12, 6.469, 0.20, 0

K, 13, 6.768, 0, 0

K, 14, 6.843, 0.20, 0

K, 15, 9.355, 0, 0

K, 16, 9.421, 0.20, 0

K, 17, 9.839, 0, 0

K, 18, 9.905, 0.20, 0

K, 19, 10.35, 0, 0

K, 20, 10.416, 0.20, 0

K, 21, 4.059, 7.547, 0

K, 22, 4.563, 7.541, 0

K, 23, 4.73, 7.899, 0

K, 24, 4.226, 7.905, 0

K, 25, 6.792, 7.511, 0

K, 26, 6.943, 7.869, 0

K, 27, 7.170, 7.506, 0

K, 28, 7.321, 7.864, 0

K, 29, 9.212, 7.479, 0

K, 30, 9.347, 7.837, 0

K, 31, 9.584, 7.474, 0

K, 32, 9.719, 7.832, 0

K, 33, 11.819, 7.445, 0

K, 34, 11.938, 7.803, 0

K, 35, 12.302, 7.438, 0

K, 36, 12.421, 7.797, 0

K, 37, 7.129, 15.271, 0

K, 38, 7.657, 15.255, 0

K, 39, 7.749, 15.452, 0

K, 40, 7.222, 15.469, 0

K, 41, 8.158, 15.239, 0

K, 42, 8.25, 15.437, 0

K, 43, 10.029, 15.181, 0

K, 44, 10.112, 15.379, 0

K, 45, 10.404, 15.17, 0

K, 46, 10.487, 15.367, 0

K, 47, 12.091, 15.117, 0

K, 48, 12.165, 15.315, 0

K, 49, 12.46, 15.106, 0

K, 50, 12.535, 15.304, 0

K, 51, 14.337, 15.048, 0

K, 52, 14.402, 15.246, 0

K, 53, 14.816, 15.033, 0

K, 54, 14.882, 15.231, 0

K, 55, 15.322, 15.017, 0

K, 56, 15.388, 15.215, 0

K, 57, 3.527, 7.555, 0

K, 58, 3.694, 7.912, 0

K, 59, 12.811, 7.431, 0

K, 60, 12.929, 7.79, 0

149

##### DEFINIÇÃO DAS LINHAS #####

L,1,2

L,2,3

L,3,4

L,4,1

L,2,5

L,5,6

L,6,3

L,5,7

L,7,8

L,8,6

L,7,9

L,9,10

L,10,8

L,9,11

L,11,12

L,12,10

L,11,13

L,13,14

L,14,12

L,13,15

L,15,16

L,16,14

L,15,17

L,17,18

L,18,16

L,17,19

L,19,20

L,20,18

L,21,22

L,22,23

L,23,24

L,24,21

L,22,25

L,25,26

L,26,23

L,25,27

L,27,28

L,28,26

L,27,29

L,29,30

L,30,28

L,29,31

L,31,32

L,32,30

L,31,33

L,33,34

L,34,32

L,33,35

L,35,36

L,36,34

L,3,21

L,6,22

L,8,25

L,10,27

L,12,29

L,14,31

L,16,33

L,18,35

L,37,38

L,38,39

L,39,40

L,40,37

L,38,41

L,41,42

L,42,39

L,41,43

L,43,44

L,44,42

L,43,45

L,45,46

L,46,44

L,45,47

L,47,48

L,48,46

L,47,49

L,49,50

L,50,48

L,49,51

L,51,52

L,52,50

L,51,53

L,53,54

L,54,52

L,53,55

L,55,56

L,56,54

L,24,38

L,23,41

L,26,43

L,28,45

L,30,47

L,32,49

L,34,51

L,36,53

L,4,57

L,57,21

L,57,58

L,58,24

L,58,37

L,20,59

L,59,35

L,59,60

L,60,36

L,60,55

##### DEFINIÇÃO DAS ÁREAS #####

AL,1,2,3,4

AL,2,5,6,7

AL,6,8,9,10

AL,9,11,12,13

AL,12,14,15,16

AL,15,17,18,19

AL,18,20,21,22

AL,21,23,24,25

AL,24,26,27,28

AL,51,7,52,29

AL,53,13,54,36

AL,55,19,56,42

AL,57,25,58,48

AL,29,30,31,32

AL,30,33,34,35

AL,34,36,37,38

AL,37,39,40,41

AL,40,42,43,44

AL,43,45,46,47

AL,46,48,49,50

AL,87,31,88,63

AL,38,90,69,89

AL,44,92,75,91

AL,50,94,81,93

AL,59,60,61,62

AL,60,63,64,65

AL,64,66,67,68

AL,67,69,70,71

AL,70,72,73,74

AL,73,75,76,77

AL,76,78,79,80

AL,79,81,82,83

AL,82,84,85,86

AL,3,51,96,95

AL,96,32,98,97

AL,98,87,59,99

AL,28,100,101,58

AL,101,102,103,49

AL,103,104,84,94

AL,10,53,33,52

AL,16,55,39,54

AL,22,57,45,56

AL,35,89,66,88

AL,41,91,72,90

AL,47,93,78,92

150

##### DEFINIÇÃO DOS VOLUMES #####

VEXT, 1, 45, 1, 0, 0, 0.14 ! GERA VOLUMES APARTIR DAS AREAS

VEXT, 1, 33, 1, 0, 0, -0.70

NUMMRG,KP, , , ,LOW ! CONVERGE TODOS OS ELEMENTOS(KEYPOINTS,LINHAS,AREAS,VOUMES) EM

COMUM

##### GERAÇÃO DE ELEMENTO E MALHA #####

MSHKEY, 1

##### DIVISÕES DAS LINHAS INTERNAS #####

*DO, I, 1, 7, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 8, 8, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 9, 9, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 10, 10, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 11, 13, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 14, 14, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 15, 15, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 16, 16, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 17, 19, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 20, 20, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 21, 21, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 22, 22, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 23, 32, 10

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 33, 33, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

DO, I, 34, 34, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 35, 35, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 36, 38, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 39, 39, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 40, 40, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 41, 41, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 42, 44, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 45, 45, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 46, 46, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 47, 47, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 48, 50, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 51, 58, 8

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 59, 65, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 66, 66, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 67, 67, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 68, 68, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 69, 71, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 72, 72, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 73, 73, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 74, 74, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 75, 77, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 78, 78, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 79, 79, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 80, 80, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 81, 86, 6

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 87, 95, 9

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 96, 98, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 99, 100, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 101, 103, 3

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 104, 104, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 105, 117, 13

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 118, 118, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 119, 119, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 120, 120, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 121, 127, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 128, 128, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 129, 129, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 130, 130, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 131, 137, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 138, 138, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 139, 139, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 140, 140, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 141, 152, 12

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 153, 153, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 154, 154, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 155, 155, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 156, 157, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

151

*DO, I, 158, 158, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 159, 159, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 160, 160, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 161, 162, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 163, 163, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 164, 164, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 165, 165, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 166, 167, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 168, 168, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 169, 169, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 170, 170, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 171, 177, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 178, 178, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 179, 179, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 180, 180, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 181, 184, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 185, 185, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 186, 186, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 187, 187, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 188, 191, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 192, 192, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 193, 193, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 194, 194, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 195, 198, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 199, 199, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 200, 200, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 201, 201, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 202, 203, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 204, 204, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 205, 205, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 206, 206, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 207, 208, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 209, 209, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 210, 210, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 211, 211, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 212, 213, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

DO, I, 214, 214, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 215, 215, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 216, 216, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 217, 228, 12

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 229, 229, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 230, 230, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 231, 231, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 232, 235, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 236, 236, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 237, 237, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 238, 238, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 239, 242, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 243, 243, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 244, 244, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 245, 245, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 246, 254, 9

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 255, 255, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 256, 260, 5

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 261, 261, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 262, 262, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 263, 263, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 264, 267, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 268, 268, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 269, 281, 13

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 282, 282, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 283, 283, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 284, 284, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 285, 291, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 292, 292, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 293, 293, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 294, 294, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 295, 301, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 302, 302, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 303, 303, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 304, 304, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 305, 316, 12

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 317, 317, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 318, 318, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 319, 319, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

152

*DO, I, 320, 321, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 322, 322, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 323, 323, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 324, 324, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 325, 326, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 327, 327, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 328, 328, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 329, 329, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 330, 331, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 332, 332, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 333, 333, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 334, 334, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 335, 341, 7

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 342, 342, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 343, 343, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 344, 344, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 345, 348, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 349, 349, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 350, 350, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 351, 351, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 352, 355, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 356, 356, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 357, 357, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 358, 358, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 359, 362, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 363, 363, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 364, 364, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 365, 365, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 366, 367, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 368, 368, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 369, 369, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 370, 370, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 371, 372, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 373, 373, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 374, 374, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 375, 375, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 376, 377, 2

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 378, 378, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 379, 379, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 380, 380, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_3

*ENDDO

*DO, I, 381, 392, 12

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 393, 393, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 394, 394, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 395, 395, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 396, 399, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 400, 400, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 401, 401, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 402, 402, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 403, 406, 4

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 407, 407, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 408, 408, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

*DO, I, 409, 409, 1

LESIZE,I,,,N_DIV_2

*ENDDO

*DO, I, 410, 418, 9

LESIZE,I,,,N_DIV_1

*ENDDO

153

##### GERAÇÃO DE VOLUMES #####

TYPE, 1 ! TIPO DE ELEMENTO

MAT, 1 ! RELACIONADO AO MATERIAL 1 (CONCRETO)

REAL, 1 ! RELACIONADO À PRIMEIRA REAL CONSTANTE DO MATERIAL

VMESH, ALL ! SELECIONA AS VIGAS, ATRAVÉS DOS NÚMEROS DAS LINHAS, COM DETERMINADO

INCREMENTO

NUMMRG,ALL, , , ,LOW ! CONVERGE TODOS OS ELEMENTOS(KEYPOINTS,LINHAS,AREAS,VOUMES) EM

COMUM

##### CARREGAMENTO E CONDIÇÕES DE APOIO #####

/SOLU

NSEL,S,NODE, ,3631

NSEL,A,NODE, ,3646

NSEL,A,NODE, ,3647

D,ALL, , , , , ,UX,UY,UZ, , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,3658

NSEL,A,NODE, ,3694

NSEL,A,NODE, ,3695

D,ALL, , , , , ,UX,UY,UZ, , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,3706

NSEL,A,NODE, ,3742

NSEL,A,NODE, ,3743

D,ALL, , , , , ,UX,UY,UZ, , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,3754

NSEL,A,NODE, ,3790

NSEL,A,NODE, ,3791

D,ALL, , , , , ,UX,UY,UZ, , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,4336

NSEL,A,NODE, ,4352

NSEL,A,NODE, ,4353

D,ALL, , , , , ,UY,UZ, , , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,4432

NSEL,A,NODE, ,4448

NSEL,S,NODE, ,4449

D,ALL, , , , , ,UY,UZ, , , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,4528

NSEL,A,NODE, ,4544

NSEL,A,NODE, ,4545

D,ALL, , , , , ,UY,UZ, , , ,

ALLSEL

NSEL,S,NODE, ,4624

NSEL,A,NODE, ,4640

NSEL,A,NODE, ,4641

D,ALL, , , , , ,UY,UZ, , , ,

ALLSEL

!####SOLUÇÃO####!

/SOL

ANTYPE,2

MSAVE,0

MODOPT,LANB,10

EQSLV,SPAR

MXPAND,10, , ,0

LUMPM,0

PSTRES,0

MODOPT,LANB,10,0,0, ,OFF

/STATUS,SOLU

SOLVE

FINISH

/POST1

SET,LIST

SET,FIRST

/EFACET,1

PLNSOL, U,SUM, 0,1.0

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