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IBRACON Structures and Materials Journal • 2012 • vol. 5 • nº 2
R. M. F. CANHA |
G. M. CAMPOS |
M. K. EL DEBS
sultado da força teórica no ramo externo ficou abaixo do resultado
experimental em aproximadamente 3,5%. No entanto, para a de-
terminação dos valores experimentais adotou-se a aproximação
do módulo de elasticidade do aço da armadura de 210 GPa que
na realidade pode ser um pouco menor, encobrindo assim essa
pequena diferença.
Em uma análise geral, observa-se que o modelo teórico que repre-
senta melhor os resultados experimentais é aquele que utiliza o
ângulo médio de 60º de inclinação das bielas no lado comprimido
do cálice de fundação. Por isso, esse será o ângulo adotado para
esse estudo.
Embora as diferenças percentuais sejam grandes, vale sa-
lientar os outros dois modelos disponíveis na literatura para
o dimensionamento da parede transversal frontal resultam
em diferenças muito maiores em relação aos resultados ex-
perimentais. Na Tabela 2, apresenta-se uma comparação dos
resultados experimentais com os do modelo proposto, do mo-
delo de Melo [12] e do modelo da CNR 10025:1998 [13]. O
modelo de flexão de Melo [12] representa o topo da parede
transversal frontal como uma viga bi-engastada submetida a
momentos fletores, com a plastificação dos momentos nas ex-
tremidades. O modelo de tração da CNR 10025:1998 [13] con-
siste na aplicação de um modelo de bielas e tirantes no topo
da parede transversal frontal, considerando apenas a tração
dessa região.
Na Tabela 3, são apresentados os resultados da força na arma-
dura
hpt ,s
A
conforme variação do ângulo
p
β
da parede trans-
versal posterior.
Analisando a Tabela 3, verifica-se que as bielas no lado traciona-
do do cálice (parede posterior) possuem menor inclinação quando
comparadas com as bielas do lado comprimido (parede frontal),
por isso para essa parede os ângulos adotados para o estudo fo-
ram de 35º e 45º. Instrumentou-se a parede transversal posterior
somente nos modelos IR-3 e IR-4, assim a Tabela 3 só apresenta
dados para esses dois cálices.
Como pode ser observado, para os dois modelos na situação de
flexo-tração e ângulo de 45º, as forças teóricas no ramo interno
Tabela 3 – Resultados teóricos e experimentais da força na armadura A da parede
s,hpt
transversal posterior do cálice com interface rugosa de acordo com variação do ângulo
β
p
Modelo
físico
Modelo
de projeto
Ângulo
b
r
R (kN)
s,hpte
R (kN)
s,hpti
Teórico Experimental
Teórico Experimental
IR-3
Flexo-
tração
45º
159,90
31,20
35º
228,40
44,50
Tração
45º
112,40
112,40
35º
160,50
160,50
IR-4
Flexo-
tração
45º
199,60
24,10
35º
285,10
34,50
Tração
45º
131,60
131,60
35º
188,00
188,00
100,30
101,30
46,50
33,80
da armadura resultam menores que as forças experimentais para
o ramo interno, assim não é possível considerar esse ângulo de
inclinação da biela. Já se for considerado ângulo de 35º, não se
negligencia a verificação das forças para o modelo IR-4. No mo-
delo IR-3, a força teórica ficou um pouco abaixo da força experi-
mental, mas como já dito, esse modelo possui comprimento de
embutimento reduzido.
Mesmo dispondo de poucos resultados experimentais, indica-se
adotar
o
p
35
=b
, pois para essa situação, a força teórica re-
sulta acima da força experimental. Não se optou pelo ângulo de
30º, porque os resultados para essa situação seriam muito con-
servadores para a tração ou ficariam contra a segurança no caso
da flexo-tração.
Vale ressaltar que essa formulação constitui atualmente o único
modelo disponível que se tem conhecimento para a análise da
parede transversal posterior.
2.3.2 Armadura horizontal principal longitudinal – A
s,hpl
A armadura
hpl ,s
A
localizada na parte superior das paredes lon-
gitudinais do cálice com interface rugosa, como indicado na Figura
6, deve ser dimensionada considerando a atuação das pressões
f sup
H
e
p sup
H
nas paredes transversais do cálice.
A armadura horizontal principal é dividida em dois ramos: ramo
externo e ramo interno e deve ser distribuída na parte superior do
cálice referente à altura
l
emb
/3
.
Após o cálculo das pressões atuantes nas paredes transversais, é
necessário calcular a área de aço resultante pela atuação da pres-
são atuante na parede frontal e também pela ação da pressão na
parede posterior. O dimensionamento da armadura é feito pelas
equações 15 e 16 e deve-se adotar para
hpl ,s
A
o maior valor.
(15)
yd
f sup
hpl ,s
f2
H
A
×
=