Baixe Galpões para usos gerais e outras Manuais, Projetos, Pesquisas em PDF para Engenharia Mecânica, somente na Docsity! BIBLIOGRAFIA TÉCNICA PARA O DESENVOLVIMENTO DA CONSTRUÇÃO METÁLICA VOLUME – I GALPÕES PARA USOS GERAIS Apresentação O setor siderúrgico, através do Centro Brasileiro da Construção em Aço - CBCA , tem a satisfação de reeditar, para atender ao universo de profissionais envolvidos com o emprego do aço na construção civil, o presente manual, projeto elaborado originalmente pela Cobrapi – Companhia Brasileira de Projetos Industriais (1987), a pedido da Siderbrás. Primeiro de uma série relacionada à Construção em Aço, este manual insere-se nos objetivos do CBCA, centro dinâmico de serviços com foco exclusivamente técnico, de contribuir para a promoção do uso do aço na construção, atendendo às necessidades de projetistas, fabricantes de estruturas em aço, construtoras, profissionais liberais, arquitetos, engenheiros, professores universitários, estudantes e entidades de classe que se relacionam com a construção em aço. Reedição impressa em outubro de 2003 5 Capítulo 1 Partes Componentes dos Galpões Metálicos Partes Componentes dos Galpões Metálicos 6 Os galpões são construções geralmente de um pavimento, constituídos de colunas regularmente espaçadas com cobertura na parte superior e, às vezes, também nas laterais, se estendendo por grandes áreas e destinados à utilização comercial, industrial, agrícola ou mesmo civil. A seguir são mostradas as partes principais do tipo mais comum de galpão metálico, com um vão transversal apenas, cobertura com duas meia-águas e estrutura dotada de viga de rolamento para receber ponte rolante: Fig. 1: Partes componentes do galpão metálico 7 Capítulo 2 Comentários sobre a Tipologia dos Galpões Metálicos Comentários sobre a Tipologia dos Galpões Metálicos 10 fig. 3: Galpões com ponte rolante Fig. 4 Galpões em vãos múltiplos 11 Para os galpões com ponte rolante, valem as seguintes observações: • o caso a, da Fig. 3, coluna com console, é usual para pontes rolantes leves, com capacidade de içamento de cargas de até 100 kN. • os casos b, coluna inferior treliçada e c, coluna inferior em alma cheia, são usuais para pontes rolantes médias, com capacidade de içamento de cargas de 100 a 600 kN • o caso d, colunas independentes para o pórtico e para a viga de rolamento é usual para pontes rolantes pesadas com capacidade de içamento acima de 600 kN. Os galpões em “shed” possuem vãos simples ou múltiplos. Além de vencer grandes vãos no sentido longitudinal e transversal, proporcionam ainda bons níveis de ventilação e iluminação natural. Fig. 5: Galpões em “SHED” [E Projeto de Galpões Capítulo 3| | Projetos de Galpões 15 3.3 Galpão a ser projetado Será projetado, como exemplo ilustrativo, um galpão para almoxarifado de materiais leves com as seguintes características: • galpão com duas meia-águas, inclinação do telhado 10º; • pórtico com vigas e colunas em alma cheia, colunas com as bases rotuladas nas fundações; • vão transversal de 15 m; • vão longitudinal de 6 m; • pé-direito 6 m; • galpão sem ponte rolante; • tapamentos laterais e frontais conforme Fig. 7; • comprimento total do edifício 54 m; • materiais utilizados: - aço estrutural ASTM A-36; - telhas para tapamentos frontais, laterais e cobertura: trapezoidal, espessura 0,35 mm, altura da onda 40 mm; - tirantes de barra redonda ASTM A-36; • sistema estrutural do galpão conforme Fig. 7. Dentre os vários exemplos de galpões disponíveis para análise, foi escolhido um bem simples, com o propósito de cobrir o dimensionamento, com alternativas, de suas partes. As colunas do galpão foram consideradas rotuladas nas bases, com o intuito de originar fundações menores e de execução mais simples, uma vez que elas não terão que absorver o efeito de momento fletor. Para simplificar, foi considerado um galpão sem lanternim, sem aberturas laterais para ventilação e sem calhas nos beirais. Em seqüência serão apresentadas algumas considerações sobre o dimensionamento das aberturas laterais para ventilação e aberturas para lanternins em galpões, além de algumas notas sobre dimensionamento de calhas. Projeto de Galpões 16 Fig. 7: Galpão a ser projetado 17 3.4 Aberturas laterais e de lanternim Nos galpões que não possuem internamente equipamentos que gerem calor, a ventilação ou renovação interna do ar deve ser feita de forma natural pelo chamado “efeito lareira”. O ar de renovação penetra pelas aberturas colocadas nas partes inferiores dos tapamentos laterais e frontais ao mesmo tempo que o ar viciado sai pela abertura superior, através do lanternim. As aberturas laterais h1 e a abertura do lanternim h2 podem ser calculadas de acordo com as seguintes considerações simplificadas: • V = volume interno do galpão em m3; • velocidade do vento no exterior do galpão considerada nula; • v = velocidade de saída do ar através da abertura do lanternim, considerada entre 1 e 1,5 m/s; • L = comprimento total do galpão em m; • n = número de vezes que o ar interno do galpão vai ser renovado por hora, considerado de 15 a 30 renovações por hora; • h1 = altura da abertura lateral • h2 = largura da abertura do lanternim mem vL Vn h 36002 ⋅⋅ ⋅ = 2 51 2 1 h h , = em m, levando-se em conta que são duas as aberturas laterais e que a soma delas deve ser uma vez e meia a abertura do lanternim. Fig. 8: Aberturas laterais e de lanternim Projeto de Galpões 20 10m 26,2 429 • coeficientes de pressão Cpe e de forma externos Ce para as paredes (tabela 4 NBR 6123). Fig. 11: Coeficientes de pressão e de forma externos para as paredes 21 • coeficientes de pressão Cpe e de forma Ce externos para o telhado, tabela 5 NBR 6123 • coeficientes de pressão Cpi e de forma internos para o galpão item 6.2 NBR 6123 Fig. 12: Coeficientes de pressão e de forma externos para o telhado Projeto de Galpões 22 Os tapamentos laterais, frontais e a cobertura do galpão serão em chapa trapezoidal, portanto permeáveis, de acordo com a NBR 6123. Para simplificar a análise, desprezar-se-á a possibilidade de abertura dominante em qualquer face do galpão quando ocorrer vento forte, apesar da previsão de portões nos tapamentos frontais (item 6.24 da NBR 6123): Fig. 13: Coeficientes de pressão e de forma internos Cpi = 0,2 ou Cpi = - 0,3 Os valores resultantes dos coeficientes de pressão, para o cálculo estão na fig. 14. • para cálculo das telhas e vigas do tapamento e cobertura, (efeitos localizados na extremidade do galpão). Temos: tapamentos laterais e frontais: Cpe = 1,0 Cpe = 0,7 Cpi = 0,2 Cpi = 0,3 Soma = 1,2 Soma = 1,0 cobertura: Cpe = 1,4 Cpi = 0,2 Soma = 1,6 • Esforços finais de vento no pórtico do galpão, fig. 15. a carga de vento para cada trecho será dada por: q = p x C x v, com: q = carga em cada trecho, N/m p = pressão de obstrução em kN/m2, função da altura, calculado anteriormente. v = espaçamento longitudinal entre pórticos, 6m C = coeficientes das hipóteses 1 e 2 25 3.7 Dimensionamento das terças e vigas do tapamento lateral A - Características da Telha a ser Usada: • trapezoidal • altura da onda: 40mm • espessura da telha: 0,35mm • peso da telha: aproximadamente 40 N/m2. OBS.: Em ambientes com atmosfera agressiva e também dependendo das condições de manuseio deve-se empregar telhas com maior espessura. B - Ações Atuantes nas Telhas da Cobertura: peso próprio, pp = 40 N/m2 sobrecarga, sc = 150 N/m2 = 190 N/m2 vento, v: -1,6 x 429 = -686 N/m2 (sucção) C - Combinação de Ações: pp + sc : 190 N/m2 pp + v : -646 N/m2 D - Espaçamento Máximo entre as Terças e as Vigas do Tapamento Lateral Escolhida a telha da cobertura, o espaçamento entre as terças é obtido através de ábacos ou tabelas dos catálogos dos fabricantes que levam em conta os seguintes fatores: • tipo e espessura da telha • condição de continuidade da telha: biapoiada, sobre 3 apoios ou sobre 4 apoios • carga atuante sobre a telha, descontando o peso próprio • flecha máxima admissível para a telha, com a carga considerada: 1/180 ou 1/120 do vão. No nosso caso, temos: • telha trapezoidal • altura 40 mm, espessura 0,35mm • telha contínua sobre 4 apoios • carga na telha: 646 N/m2 ≅ 65Kg/m2 • flecha admissível 1/180 do vão Fig. 17: Característica de telha a ser usada Projeto de Galpões 26 Fig. 18: Ação atuante nas telhas da cobertura Através da ábaco similar ao da figura 19, o espaçamento máximo entre as terças é 3,0m. Fig. 19: Ábaco para espaçamento de terças Em cada meia água da cobertura será usada telha contínua sobre 4 apoios de terças com o seguinte espaçamento entre elas, por disposição construtiva: mm 5882 3 7657 ,, = valor menor que o máximo de 3,0 m. E - Ações atuantes nas telhas do tapamento lateral: vento, v: 1,2 x 429 = 515 N/m2, sendo 1,2 o coeficiente para tapamento lateral. • Espaçamento máximo entre as vigas do tapamento lateral: Fig. 20: Ação atuante nas telhas do tapamento lateral de acordo com o catálogo do fabricante temos: • para telha trapezoidal com h = 40 mm • espessura da telha 0,35 mm. • flecha admissível 1/180 do vão • carga na telha: 515 N/m2 ≅ 52 Kg/m2 • telha contínua sobre 3 apoios O espaçamento máximo entre as vigas do tapamento lateral é 3,1 m. Por questões construtivas será adotado espaçamento de m03 2 6 ,= . 27 A distribuição das terças e vigas do tapamento lateral permanece como na figura 21. Considerando a seção da coluna de 300mm, o espaço para distribuição das terças fica aproximadamente: mm7766 2 300 10 7500 =+ ºcos Fig. 21: Distribuição das terças da cobertura e vigas do tapamento lateral F – Dimensionamento das Terças • Considerações - por economia, adota-se perfil dobrado a frio, com seção do tipo U; - a norma brasileira NBR 8800 não cobre o dimensionamento de perfis metálicos de chapa fina dobrados a frio; Indicamos abaixo o dimensionamento usual pelo método das tensões admissíveis: 1 6,06,0 <+ y bx y bx F f F f para carregamentos sem o vento 33,1 6,06,0 <+ y bx y bx F f F f para carregamentos com o vento onde: fbx é a tensão atuante de compressão ou tração, devido à flexão segundo x; x x bx W M f = fbx idem, segundo y; y y bx W M f = 0,6Fy é a tensão admissível à flexão igual a 60% da tensão de escoamento do aço. Considerando aço A 570 grau C para as terças, com Fy = 23kN/cm2, 0,6Fy ≅ 14kN/cm2. - considera-se ainda que as fixações das telhas sobre as terças evitarão problemas de flambagem lateral e torção. • Ações atuantes: Será considerado um valor médio para peso próprio de terças e tirantes de 40N/m2; o vão entre as terças é de 2,588m. pp. terças + tirantes 40N/m2 x 2,588 = 104,0 p.p. telha: 40N/m2 x 2,588 = 104,0 208,0 =208,0 N/m sobrecarga : 150N/m2 x 2,588= 388N/m vento: -686 x 2,588= -1775 N/m • Combinações de ações: O peso próprio e a sobrecarga são verticais terão que ser decompostos nas direções X e Y, paralela e perpendicular ao plano da cobertura; Projeto de Galpões 30 • Solicitação de Cálculo: A combinação crítica é (ver item 11: COMBINAÇÃO DE AÇÕES) pp x 1,3 + sc x 1,4     =× =× 2 2 m/N0,26º10sen150:sc m/N9,13º10sen80:pp componentes do pp e sc segundo o plano das terças Tirante T1 (fig 26) N1d 3 2 (13,9x3x7,764x1,3 + 26x3x7,764x1,4)= = 847 N 31 Fig. 26: Tirantes da cobertura Tirante T2 N971 588,2 96,3 2 1269N d2 =×= • Resistência de Cálculo: Diâmetro d = 12m, aço A36 fy = 250 MPa = 25 kN/cm2 fu = 400 MPa = 40 kN/cm2 resistência de cálculo ao escoamento da seção bruta: φ t Nn =φ t x Ag x fy = 0,9 x 4 2,1 2×π x25 = = 25,4 kN = 25400 N resistência de cálculo à ruptura da seção rosqueada: φ t = Rnt = φ t x 0,75 Ap x fu = 0,65 x 0,75 x... ...x 4 2,1 2×π x 40 = 22,0kN = 22000N resistência de cálculo: φ t Rnt = 22 kN = 22000 N < φ tNn verificação (para o tirante T2) N22000N971N d2 <= , ok. Normalmente nesses casos a verificação é desnecessária em virtude da baixa solicitação de cálculo; foi feita apenas como exemplo de utilização do fluxograma BARRAS ROSQUEADAS À TRAÇÃO (item 20 – FLUXOGRAMAS). G - Dimensionamento das Vigas do Tapamento Lateral: • Considerações Gerais As vigas do tapamento lateral também serão em seção U dobrada a frio, conforme as terças da cobertura. Serão também previstos tirantes para travamento das vigas no sentido menos resistente. • Ações atuantes (vão entre vigas = 3 m) p.p.vigas + tirantes 40N/m2 x 3 =120 N/m p.p. telha: 40N/m2 x 3 =120 N/m 240N/m vento: 1,2 x 429N/m2 x 3 = 1544N/m (1,2: coeficiente de pressão para cálculo do tapamento lateral; 429N/m2 a pressão de obstrução nas alturas entre 5 e 10 m) Fig. 27: Ações nas terças do tapamento lateral Projeto de Galpões 32 Assim: qx = 1544 N/m qy = 240 N/m Esforços solicitantes: Nm270 8 3240 8 qLM Nm6948 8 61544 8 qLM 22 y 22 x = × == = × == • Perfil da viga: será usado o mesmo perfil da terça da cobertura: U 150 x 60 x 20 x 3,42 Wx = 43,3 cm3 Jx=325,6 cm4 Wy = 11,1 cm3 • Verificação: 2 y y y 2 x x x cm/kN4,2 1,11 0,27 W M fb cm/kN0,16 4,43 8,694 W M fb === === 16,0 + 2,4 = 18,4 kN/cm2 < 14 x 1,33 kN/cm2 Fig. 28: Momentos fletores nas vigas do tapamento lateral • Tirantes do tapamento lateral Fig. 29: Esquema do tapamento lateral serão usados tirantes d = 12 de aço A 36. (Verificação desnecessária – sub item “Tirantes da Cobertura”). 35 • Coeficientes para solução do pórtico 788,0 616,7 6 S hk === φ = 22,0 6 322,1 h f == m = 1 + φ = 1,22 β = 2(k + 1) + m = 4,796 C = 1 + 2m = 3,44 N = β + mC = 8,993 W = 1,06 kN/m para peso próprio W = 0,9 kN/m para sobrecarga Fig. 32: Coeficientes para o pórtico • Solução para o peso próprio: M2 = M4 = = + N16 )m53(WL2 = = × ×+× 993,816 )22,153(1506,1 2 = 15,1 kN x m M3 = =− 2 2 mM 8 WL = kNm4,111,1522,1 8 1506,1 2 =×− × H1 = H5 = h M2 =2,5 kN V1 = V5 = 2 WL +6,4 = 14,4 kN • Solução para sobrecarga: M2 = M4 = 12,8 kNm M3 = 9,7 kNm H1 = H5 = 2,1 kN V1 = V5 = 6,8 kN • Solução para vento hipóteses 1 e 2: Os manuais de cálculo não apresentam carregamentos com a mesma configuração do carregamento de vento, fazendo com que os esforços sejam obtidos de maneira indireta, pela combinação adequada de três carregamentos, levando em conta os sinais das cargas. Fig. 33: Carregamentos auxiliares para determinação dos esforços de vento Projeto de Galpões 36 Os cálculos não foram aqui reproduzidos, porém os valores finais dos esforços estão mostrados na figura 34. Fig. 34: Esforços para o pórtico 37 3.9 Combinação de ações As considerações são de acordo com a NBR 8800, seção 4.8: ação permanente G: pp (peso próprio)    (vento) v Q a)(sobrecargsc Q variáveis ações 2 1 combinação de ações        ψγ+γ+γ ψγ+γ+γ γ+γ γ+γ 11122qg 222q11qg 22qg 11qg QQG QQG QG QG onde os coeficientes γ são os coeficientes de ponderação (G) pp: ação de pequena variabilidade γg = 1,3 ou 1,0 (Q1) sc: γq1 = 1,4 (Q2) v: γq2 = 1,4 e os coeficientes ψ são os fatores de combinação (Q1) sc: ψ1 = 1 (Q2) v: ψ2 = 0,6 As combinações ficam então: pp + sc : pp x 1,3 + 1,4 sc pp+ v : pp x 1,0 + 1,4 v pp x 1,3 + 1,4 v pp + sc + v:pp x 1,3 + 1,4 sc + 0,6 x 1,4 x v pp x 1,3 + 1,4 v + 1,0 x 1,4 x sc PP JC V 1,3PP 1,4SC 1,0PP 1,4V 1,3PP 1,4V 1,3PP 1,4SC 0,84V 1,3PP 1,4V 1,45SC M -15,1 -12,8 48,3 -37,6 +52,5 48,0 3,0 30,1 Nº 2 N 14,4 6,8 -24,9 28,2 -20,5 -16,1 7,3 -6,6 M 0 0 0 0 0 0 0 0 C ol un a 1- 2 Nº1 N 14,4 6,8 -24,9 28,2 -20,5 -16,1 7,3 -6,6 M -15,1 -12,8 23,9 -37,6 18,4 13,8 -17,5 -4,1 Nº 4 N 14,4 6,8 -14,0 28,2 -5,2 -0,9 16,5 8,6 M 0 0 0 0 0 0 0 0 C ol un a 5- 4 Nº 5 N 14,4 6,8 -14,0 28,2 -5,2 -0,9 16,5 8,6 M -15,1 -12,8 48,3 -37,6 52,5 48,0 3,0 30,1 Nº 2 N 3,9 3,3 -9,4 9,7 -9,3 -8,1 1,8 -3,5 M 11,4 9,7 -25,8 28,4 -24,7 -21,3 6,7 -7,7 V ig a 2- 3 Nº 3 N 2,5 +2,1 -9,4 6,2 -10,7 -9,9 -1,7 -7,0 M 11,4 9,7 -25,8 28,4 -24,7 -21,3 6,7 -7,7 Nº 3 N +2,5 +2,1 -10,3 6,2 -11,9 -11,1 -2,5 -8,2 M -15,1 -12,8 23,9 -37,6 18,4 13,8 -17,5 -4,1 V ig a 3- 4 Nº 4 N +3,9 3,3 -10,3 9,7 -10,5 -9,4 1,0 -4,7 AÇÕES NAS BARRAS DA ESTRUTURA A hipótese de vento 1 foi desprezada em função da hipótese 2 que apresentou maiores esforços solicitantes; As forças estão em kN e os momentos em kN x m. Projeto de Galpões 40 esbeltez no sentido X: ok ,20094 8,12 6002 r K X <= × =      l esbeltez no sentido Y: ok ,200171 5,3 6001 r K Y <= × =      l • Parâmetros de esbeltez para barras comprimidas: 01,1 20500 2594,0941 E Qf r K1 y X X = × ×× π = =      π =λ l 84,1 20500 2594,01711 E Qf r K1 y Y Y = × ×× π = =      π =λ l • Coeficientes para cálculo da resistência á flambagem: São determinados diretamente pela tabela 4 (ou figura 4) da NBR 8800, conforme a curva de flambagem: flambagem segundo X: curva b, com λX = 1,01→ρX = 0,592 flambagem segundo Y: curva c, com λY = 1,84→ρY = 0,232 o menor valor ρY = 0,232 determina a flambagem: • Resistência nominal à compressão: Nn = ρy x Q x Ag x Fy = = 0,232 x 0,94 x 42,6 x 25 = = 232,3 kN Assim φc Nn = 0,9 x 232,3 = 209 > > Nd = 28,2, onde φc = coef. de redução das resistências. • Cálculo de Mn, resistência nominal à flexão. Serão analisados, sucessivamente, os três estados limites últimos FLA, FLM e FLT, de acordo com o Anexo D da NBR 8800: • Estado limite FLA: (Flambagem local da alma) 160 f E6,52,56 5 281 t h yw =<== • Logo a coluna não é esbelta à flexão. = ×× = × = 256,429,0 2,28 fA9,0 N N9,0 N yg d y d = 0,0294 < 0,207 =        −=λ y d y p N9,0 N8,21 f E5,3 ( ) =×−= 0294,08,21 25 205005,3 = 92,0 ∴=λ<= 922,56 t h p w AnM = Zx fy = 513 x 25 = 12825kNcm. • Estado limite FLM: (Flambagem local da mesa) kNcm12825fZM 9,10 25 2050038,0 f E38,0 9,7 95,02 15 2 b yxMn p y p tf f == ∴λ<λ ===λ = × ==λ • Estado limite FLT: (flambagem lateral com torção). Lb = 600cm distância entre duas seções contidas lateralmente, igual à altura da coluna. (Não foi considerado aqui que as vigas do tapamento travam as colunas) 41 1,50 f E75,1 4,171 5,3 600 r L y p y b ==λ ===λ Conforme anexo D, tabela 27 da NBR 8800: 2r2 1 2 b 2 r 1b r MC 4 11 M C707,0 β× β ++ β =λ Cb = 1 conforme item 5.6.1.3.1 da NBR 8800 Mr = (fy – fr)Wx = 6251 kNcm, com a tensão residual, fr = 115 MPa 2 22r )6251(8133001 23639411 6251 8133001707,0 × × ++ ×× =λ =173,7 λ = 171,4 < λr ∴ ( ) pr p ryyTn MZfZfM λ−λ λ−λ −−= ( ) 1,507,173 1,504,17162511282512825 − − −−= = 6373 kNcm a resistência à flexão será o menor dos 3 valores de Mn devidos a FLA, FLM e FLT, ou seja: Mn = 6373 kNcm A norma ainda exige que a resistência à flexão seja menor que 1,25 Wfy: 1,25 Wfy = 1,25 x 463 x 25 = 14469 kNcm Mn = 6373 kNcm < 1,25 Wfy, ok. Assim φbMn = 0,9 x 6373 = 5736 > > Md = 3760 • Efeito combinado força normal e momento fletor. Verificação pela 1ª fórmula: (Item 5.6.1.3 da NBR 8800) 0,169,0 63739,0 3760 256,4294,09,0 2,28 1 M M fAQ N nb d yg d <= × + ××× ≤ φ + ×××φ Verificação pela 2ª fórmula (Item 5.6.1.3 da NBR 8800) 04,1 E f r K1 1 M N73,0 N 1 MC N N y x nb xe d dmx nc d =×     × π =λ ≤ φ        − × + φ l Fazendo-se Q = 1 conforme item 5.6.1.3.2 da NBR 8800; kN985 04,1 256,42fAN 22 x yg xe = × = λ = 0,171,0 63739,0 98573,0 2,281 376085,0 3,2329,0 2,28 <= ×      × − × + × com 85,0C xm = para estrutura deslocável. • NOTA A resistência à compressão pura para o perfil IS 300 x 33,4 pode ser obtida diretamente das tabelas do Manual Brasileiro da Construção Metálica, Vol. III. Para o IS 300 x 33,4 e comprimento destravado de 6,0m temos: φcNn = 296 kN Este valor difere do calculado acima (209kN) porque no caso de flexo-compressão, devido ao efeito de flambagem local da alma, os valores dados pelo manual (Anexo “E” da NBR 8800) são superiores aos calculados (Item 5.6.1.3.1 da NBR 8800). A utilização das tabelas para compressão pura, no caso de flexo-compressão, entretanto é válida para um pré-dimensionamento ou uma primeira escolha do perfil. Do manual podemos obter também a resistência à flexão pura para o IS 300 x 33,4. Com o comprimento destravado de 6,0 m temos: kNcm = 5842kNcm A pequena diferença encontrada no valor calculado (5736 kNcm) é devida à maior precisão do cálculo automático. Projeto de Galpões 42 E – Verificação para Hipótese 2 Md = 52,5 KNm Nd = - 20,5 kN (tração na coluna) • Considerações: Será utilizado o FLUXOGRAMA DE TRAÇÃO COM FLEXÃO SEGUNDO X. Não é necessária a verificação da esbeltez da coluna à tração uma vez que ela já foi verificada quando da análise da compressão; a resistência de cálculo à flexão já foi calculada anteriormente: Mn = 6374 kNcm Verificação do efeito combinado 194,0 63739,0 5250 256,429,0 5,20 1 M M N N xnb xd nt d <= × + ×× ≤ φ + φ onde: Nn = Ag fy e φt = 0,9 45 Pelo Manual Brasileiro a resistência à flexão pura para perfil IS 300 x 33,4 e: para Lb = 380 cm φb Mn ≅ 9000 kNcm valor próximo do calculado; D – Verificação para Hipótese 2 Md = 52,5 kNm Nd = -9,3 kN (tração na viga) Considerações: a resistência à flexão já foi calculada anteriormente: Mn = 9692 kNcm efeito combinado: 0,161,0 96929,0 5250 256,429,0 3,9 0,1 M M N N xnb xd nt d <= × + ×× ≤ φ + φ • Observações sobre a “folga” no dimensionamento das vigas e colunas. Os valores obtidos nas fórmulas de interação 1 e 2, na verificação de colunas e vigas submetidas a força normal e momento fletor, devem ser próximos de 1. Dependendo do julgamento do engenheiro de estruturas com relação ao conhecimento das cargas atuantes e ao comportamento da estrutura, esse valor pode se afastar mais ou menos do valor 1. Normalmente ele é mantido em torno de 0,9. No exemplo foram obtidos os valores para a coluna: 0,94 para a viga do pórtico: 0,61 A seção da viga poderia ser melhorada pela escolha de um perfil mais leve, com menos área e inércia de forma a se obter dimensionamento mais econômico. Ao mesmo tempo deve ser verificado o Estado Limite de Utilização referente ao deslocamento horizontal do pórtico, que é função das inércias das vigas e colunas, no sentido de se decidir sobre esta alteração. Projeto de Galpões 46 3.12 Verificação do deslocamento lateral O estado limite de deformação horizontal para edifício industrial, ocasionado pela ação nominal de vento é de 1/400 a 1/200 da altura do edifício – ver anexo C da NBR 8800, tabela 26. O deslocamento lateral do pórtico no nó 2, para a hipótese 2 de vento, que é a mais significativa, pode ser calculado pelo método dos esforços, através de tabela de integrais de produtos: Fig. 38: Cálculo do deslocamento horizontal do pórtico O valor do deslocamento horizontal no nº 2 será dado por (fig. 38) ∑=δ ldMMEJ 1 10 com a somatória dos produtos das funções momento, estendida a todas as barras da estrutura e levando-se em conta os seus sinais. O deslocamento horizontal calculado dessa forma ou obtido através de computador é h = 2,4 cm Nesse caso 246 1 600 4,2 H h == valor próximo de 200 1 , o limite máximo. Nesse caso, as inércias do pórtico não serão alteradas, em atendimento ao estado limite de utilização. 47 3.13 Placas de base, chumbadores e barras de cisalhamento A- Solicitações de Cálculo De acordo com os esforços atuantes nas bases das colunas, são as seguintes as solicitações de cálculo: 1,3pp + 1,4 sc:        = = )orizontalh (esforço kN2,6H )colunana compressão(kN2,28N 1,0pp + 1,4 v:        = −= )orizontalh (esforço kN8,12H )colunana toarrancamen(kN5,20N B – Considerações: A placa de base é do tipo “rotulado”, de modo a transmitir apenas esforços verticais de compressão ou arrancamento e esforços horizontais. Os esforços verticais de compressão são absorvidos através de compressão direta da placa sobre o concreto. Os esforços verticais de arrancamento são absorvidos através da tração nos chumbadores solidários à placa de base. Os esforços horizontais podem ser resistidos apenas pelo atrito entre a placa de base e o concreto de enchimento, desde que os esforços na coluna sejam somente de compressão. Nesse caso o coeficiente de atrito pode ser considerado até 0,4 para cálculo da força resistente. A alternativa mais comum é projetar-se barra de cisalhamento para absorção destes esforços, conforme fig. 39. Fig. 39: Absorção dos esforços pela base Projeto de Galpões 50 β = valor tirado da tabela por interpolação b a 1 1,5 2 3 ∞ β 0,714 1,362 1,914 2,568 3,00 para 8,2 b a = , β = 2,437 cm/kNcm62,11004,0 6 437,2M 2d =××= momento fletor resistente: o menor dos dois valores: y 2 y f4 tZf = e y 2 y f6 t25,1Wf25,1 = , no caso o último valor: cm/kNcm5,725 6 2,125,1M 2 n =××= Md < φMn = 0,9 x 7,5 = 6,75 kNcm/cm o momento fletor de cálculo é muito menor que o momento fletor resistente. • Flexão da placa de base devido à tração no chumbador. Fig. 43: Ancoragem do chumbador Esforço de arrancamento no chumbador: kN3,10 2 5,20Nd == Para se obter um modelo mais simples de verificação de placa, desconsiderar-se-á o apoio da placa sob os flanges, levando-se em conta apenas o engaste sob a alma. (Formulas for Stress And Strain, 4ª Edição, pág. 135.) Momento fletor de cálculo: Md = Td x Km; Km = coeficiente tirado da tabela por interpolação: 5,0 97 47 a c;0 a z ≅== c/a 0 0,25 0,50 1 Km 0,509 0,474 0,390 0,75 Km 0,428 0,387 0,284 0,5 Km 0,37 0,302 0,196 0,25 Km 0,332 0,172 0,073 Fig. 44 Flexão da placa de base devido à tração no chumbador Km = 0,37 Md = 10,3 x 0,37 = 3,81 kN/cm Verificação: Md = 3,81 kN/cm < φMn = 6,75 kN/cm;ok z/a 51 A espessura da placa está folgada quanto aos esforços solicitantes. A espessura escolhida no caso, 12mm, não ocorreu em função dos esforços solicitantes, mas de uma espessura mínimo, que a julgamento do engenheiro estrutural será adotada. D – Cálculo dos Chumbadores • Considerações: Será especificado chumbador de 19 mm de aço ASTM A-36 Conforme visto anteriormente, para os tirantes da cobertura temos: fy = 250 MPa = 25 kN/cm2 fu = 400 MPa = 40 kN/cm2 • Resistência de cálculo ao escoamento da seção bruta: φtNn = 64,1 kN • Resistência de cálculo à ruptura da seção rosqueada: φt kN6,55R tn = • Solicitação de cálculo do chumbador: Td = 10,3 kN • Verificação: Td = 10,3 kN < φt kN6,55R tn = , ok • O chumbador possui folga em seu dimensionamento conforme verificação anterior. A existência desta folga ficará a critério do engenheiro estrutural e sua ocorrência será função: - da incerteza das cargas atuantes; - do ambiente de montagem da estrutura; - dos esforços atuantes durante a montagem. • Ancoragem do chumbador no bloco de concreto Normalmente os detalhes da ancoragem do chumbador no bloco de concreto são padronizados em função do diâmetro. Fig. 45: Ancoragem do Chumbador A figura 45 mostra um detalhe típico de ancoragem, como chumbador dobrado em forma de gancho. Em geral são levados em conta no cálculo da ancoragem do chumbador a aderência entre a sua superfície e a massa de concreto envolvente e a resistência adicional provocada pelo gancho na extremidade do mesmo. No caso de dúvida quanto à efetividade da aderência, seja pelo envolvimento deficiente do concreto ao chumbador ou pelo mau estado das superfícies de contato, a aderência deve ser desprezada, levando-se em conta apenas o gancho na extremidade. E – Cálculo de Barra de Cisalhamento Devido à geometria da placa de base, a barra de cisalhamento terá que se localizar fora do centro da placa. O enchimento da argamassa para assentamento da placa foi considerado de 30mm: espessuras maiores de enchimento deverão ser utilizadas para placas de base maiores. No cálculo da barra de cisalhamento a espessura devida ao enchimento não é considerada como efetiva para resistir ao esforço horizontal. Projeto de Galpões 52 Fig. 46: Barra de Cisalhamento O efeito de flexão na placa de base, devido à resistência excêntrica ao esforço horizontal, foi desprezado no dimensionamento da mesma. Esforço de cálculo: Hd = 12,8 kN Pressão de cálculo da barra sobre o concreto: 1 2 ckn 2 d A A f7,0R cm/kN128,0 520 8,12P = = × = com A1 = A2 e para φ = 0,7 φ Rn = 0,88 kN/cm2 Pd = 0,128 < φRn = 0,88 kN/cm2, ok Cisalhamento da barra, considerando a sua espessura de 12 mm: 2v cm/kN53,0202,1 8,12F = × = • Resistência ao cisalhamento: φv x 0,6 fy = 0,9 x 0,6 x 25 = 13,5 kN/cm2 Fv = 0,53 < 13,5, ok • Flexão da barra de cisalhamento: Md = Hd x 5,5 = 12,8 x 5,5 = 70,4 kNcm Fig 47: Flexão da barra de cisalhamento • Resistência de cálculo ao momento fletor será o menor dos dois valores: φbfyZ = φb x 25 x 4 t2 x b = = 0,9 x 25 x 4 2,1 2 x 20 = 162 kNcm φb x 1,25 x fy x W = 0,9 x 1,25 x 25 x 6 t2 x b = =0,9 x 1,25 x 25 x 6 202,1 2 × = 135 kNcm Md = 70,4 < 135 kNcm, ok • Solda da barra de cisalhamento na placa de base: O eletrodo usado será o E 70 XX, que é compatível com ASTM A-36 (tabela 7 NBR 8800) e a espessura mínima do cordão de solda a ser usado é 5 mm, conforme a tabela 11 NBR 8800 e em função das chapas a serem soldadas. placa de base e barra de cisalhamento: espessura mín. 5 mm 55 • Esquema da coluna q1 = 1 x 0,273 x 3,75 = 1,02 kN/m q2 = 1 x 0,325 x 3,75 = 1,22 kN/m q3 = 1 x 0,429 x 3,75 = 1,61 kN/m Usualmente, trabalha-se com pressão cuja média esteja entre q1, q2 e q3: =++= 322,7 322,2x61,12x22,13x02,1q = 1,26 kN/m momento máximo na coluna: 8 322,7x26,1 8 322,7qxM 22 == = = 8,44 kNm • Seção da coluna Será considerado o perfil laminado: I 152 x 18,5 kg/m padrão americano, por ser perfil leve: Fig. 52: Seção da Coluna As características da seção são retiradas de catálogo. Ag = 23,6 cm2 Jx = 919 cm4 Jy = 76 cm4 Wx = 121 cm3 ry = 1,79 cm Zx = 139 cm3 It = 7,0 cm4 rx = 6,24 cm • Solicitação de cálculo Em função dos esforços nominais calculados anteriormente: Nd = 1,3 x 5,1 = 6,6 kN (compressão) Md = 1,4 x 8,44 = 11,82 kNm • Verificação da coluna Será utilizado o FLUXOGRAMA DE COMPRESSÃO COM FLEXÃO, SEGUNDO X. Os perfis laminados são projetados de modo a não serem esbeltos à compressão. Portanto Q = 1. De acordo com a tabela 3 da NBR 8800, para perfis I laminados, temos: ∴>== 2,18,1 6,84 152 b d flambagem segundo XX: curva “a” tf = 9,1 < 40mm ∴ flambagem segundo YY: curva “b” • Cálculo do índice de esbeltez, segundo X e Y. No caso de colunas de tapamentos laterais e frontais, os valores de Kx e Ky são adotados usualmente iguais a 1. A coluna é travada lateralmente, segundo o plano de menor resistência, através de ligação especial com as vigas de tapamento, conforme indicado na seção AA, o que impede o deslocamento e a rotação da seção. Nesse caso temos: esbeltez segundo X = == 24,6 2,732x1 r K x l = 117 esbeltez segundo Y = == 79,1 300x1 r K y l = 168 • Parâmetro de esbeltez Conforme analisado anteriormente, a flambagem segundo y é que predomina: 867,1 20500 1x25168x1 E Qf x r K1 y y = π = =      π =λ l • Coeficiente para cálculo da resistência à flambagem, pela tabela 4 NBR 8800: Projeto de Galpões 56 p/ curva “b” λ = 1,867      =ρ 234,0 • Resistência nominal à compressão Nn = ρ x Q x Ag x Fy = = 0,234 x 1 x 23,6 x 25 = 138 kN Semelhante ao que foi dito anteriormente com respeito à esbeltez à compressão, podemos dizer que os perfis laminados também não têm problemas de flambagens locais na alma e nas mesas. (FLA e FLM). Devem ser verificados quando a flambagem lateral por torção. (FLT). • Estado limite FLT: Lb = 300cm (Distância entre 2 seções contidas lateralmente. No caso, a distância entre as vigas de tapamento lateral) =π=β ===λ gT1 y b AIGE 168 79,1 300 r L = 513617 kNcm considerando que G = 0,385 E 4416 7 )91,02,15(6,23415,6 I )td(A 415,6 2 T 2 fg 2 = − ×= = − =β Mr = (fy – fr)W = (25-11,5)121= = 1634 kNcm 2 1 2 b 2 r2 r 1b r xC M4 11 M C707,0 β β ++ β =λ 9,3201634x 5136171 4416411 1634 5136171707,0 2 22r =× × ++ ×× =λ 1,50 f E75,1 y p ==λ 9,3201,50 rp =λ<λ<=λ Mn = ZXfy – (Zx fy – Mr) pr p λ−λ λ−λ =3475 – (3475 – 1634) 1,509,320 1,50168 − − Mn = 2673 kNcm • Comparação de Mn com 1,25Wfy 1,25 Wfy = 1,25 x 121 x 25 = 3784 kNcm Mn = 2673 kNcm < 1,25 Wfy, ok • Efeito combinado força normal e momento fletor - Verificação pela 1ª fórmula: 1 M M fAQ N nb d yg d ≤ φ + φ 0,150,0 26739,0 1182 256,239,0 6,6 <= × + ×× - Verificação pela 2ª fórmula: 2 x yg xe fA N λ = 30,1 20500 25x1x117x1 E Qf r K1 y x x = π = =      π =λ l ;0,1 M N73,0 N 1 xMC N N kN349 30,1 25x6,23N nb xe d dm nc d 2xe ≤ φ        − + φ == Considerando xmC = 1, para coluna indeslocável com extremidade rotulada: =       − + 2673x9,0 349x73,0 6,61 1182x1 138x9,0 6,6 = 0,56 < 1,0 O perfil laminado I152 x 18,5 utilizado para a coluna ficou folgado conforme a verificação feita pelas duas fórmulas de interação, e o 57 imediatamente inferior (I 10,2 x 11,5) não atende. Serão mantidos os perfis I152 x 18,5 para colunas do tapamento frontal e a flecha lateral da coluna deverá ser verificada para o valor nominal da carga de vento q = 1,26 kN/m. • Cálculo da flecha: δ = flecha da coluna do tapamento frontal: cm5,2 919x20500x384 2,732x0126,0x5 EJ384 qL5 4 4 == =δ 8800)-NBR da C (anexo 200 1 292 1 L <= δ • Placa de base para a coluna do tapamento frontal: Em virtude dos esforços serem pequenos na base da coluna, a placa de base deverá ser a mais simples possível, conforme figura 53. A verificação de seus elementos não será feita aqui, mas poderá ser processada conforme a verificação feita para a placa de base das colunas do galpão. Fig. 53: Placa de base – coluna do tapamento frontal Projeto de Galpões 60 Fig. 58: Esforços no contraventamento da cobertura • Dimensionamento da escora do beiral - esforço atuante: desprezando a flexão da escora devido ao seu peso próprio e considerando o coeficiente de ponderação para vento de 1.4, temos: Nd = 8,4 x 1,4 = 11,8 (compressão) - característica da seção Fig. 59: Escora do beiral Ag = 18,53 cm2 rx = 2,98 cm ry = 4,01 cm - verificação do valor limite da relação largura/espessura Pela tabela 1 NBR 8800, ;13 f E44,012 3,6 76 t b y =<== ok nesse caso o valor de Q é 1 cálculo de esbeltez: nesses casos é adotado Kx = Ky = 1 200201 93,2 600x1 r K x ≅==      l 200150 01,4 600x1 r K y <==      l o valor de xr K       l embora seja um pouco maior que 200 (201) será aceito porque além de estar próximo deste, o tamanho real da peça é menor do que aquele considerado. - cálculo de xλ A esbeltez segundo XX predomina, assim somente ela será analisada: E fQ r K1 y x x       π =λ l 2,022,2 20500 25x1200x1 >= π = 61 pela tabela 3 NBR 8800 deverá ser usada a curva “c”; pela tabela 4 NBR 8800 curva c λ = 2,22      ρ = 0,169 - resistência nominal à compressão: Nn = ρ Q Ag fy = 0,169 x 1 x 18,53 x 25 = 78,3 kN verificação: Nd < φNn com φ = 0,9 Nd = 11,8kN < 0,9 x 78,3 =70,5 kN, ok • Dimensionamento da escora intermediária da cobertura A solicitação de cálculo é, conforme a fig. 58, Nd = 6,5 x 1,4 = 9,1 kN (compressão) será adotada a mesma seção da escora do beiral, ┘┌ 76 x 76 x 6,3 • Dimensionamento da escora da cumeeira A solicitação de cálculo é menor: Nd = 4,6 x 1,4 = 6,4 kN; poderia também ser especificada, nesse caso, a mesma seção das escoras do beiral e intermediária da cobertura, ┘┌ 76 x 76 x 6,3. A alternativa mais econômica porém é a utilização das duas terças, solidarizadas uma à outra, para acréscimo de resistência à compressão, conforme aludido anteriormente, fig. 56. • Apoio das colunas do tapamento frontal na viga do pórtico. A transmissão das reações de apoio das colunas do tapamento frontal ao contraventamento da cobertura, deverá ser feita de maneira direta, procurando se evitar o efeito excêntrico (fig. 60). Fig. 60: Fixação das colunas do tapamento frontal com viga do pórtico Projeto de Galpões 62 Na eventualidade de não se poder evitar o efeito excêntrico, o detalhe deverá ser modificado, de tal forma que a escora do contraventamento resista aos efeitos adicionais de flexão, conforme fig. 61. Fig.: 61 Fixação das colunas do tapamento frontal com viga do pórtico • Diagonais da cobertura: Em função dos pequenos esforços atuantes nas diagonais da cobertura elas deverão ser projetadas como elementos constituídos de um perfil apenas. Uma alternativa é utilizar na diagonal uma cantoneira de abas iguais, outra é a de se empregar ferros redondos com as extremidades rosqueadas. 1º) Diagonal em L de abas iguais. as diagonais em L são parafusadas apenas em uma das abas. Isto introduz, além do esforço de tração, esforço de flexão, devido à excentricidade da aplicação da carga. No caso de diagonais leves essa excentricidade pode ser desconsiderada. Fig. 62: Diagonal em L simples A esbeltez da diagonal deve estar limitada em 300. Para diminuir o comprimento de flambagem e também diminuir a deformação devida ao peso próprio, a diagonal será afixada na terça por sob a qual ela passa; nesse exemplo, o comprimento da flambagem diagonal passa de 7106mm para aproximadamente 2/3 de 7106 = 4737mm conforme fig. 58. - características da seção └ 102 x 102 x 6,4 Ag = 12,5 cm2 rz = 2,02 cm será utilizado o fluxograma que faz referência à tração. - verificação da esbeltez: 300235 02,2 7,473x1 r K z <== l ok com K = 1 no caso de diagonais e peças secundárias ℓ = 473,7cm o comprimento não travado - Cálculo de Ae, área efetiva (NBR 8800, item 5.1.1.3), fig. 63 Ae = An x Ct Ct = 0,75: todas as barras com ligações parafusadas com dois parafusos (φ16) na direção da força; An = área líquida. diâmetro do furo = 18 mm; diâmetro do furo para cálculo de An 18 + 2 = 20 mm; An = (19,76 - 2,0) 0,635 = 11,3 cm2 Ae = 0,75 x 11,3 = 8,5 cm2 - estados limites escoamento da seção bruta: φt Ag fy = 0,9 x 12,5 x 25 = 281 kN 65 - resistência de cálculo à tração: Como o esforço de cálculo de tração da diagonal é pequeno, 16,6 kN, percebe-se que a diagonal estará automaticamente verificada; A resistência de cálculo será verificada a título de fixação do procedimento área efetiva, Ae (NBR 8800 item 5.1.1.3) Ae = An x Ct Ct = 0,75: todas as barras com ligações parafusadas com dois parafusos (φ 16mm) na direção da força. An = área líquida correspondente à linha de ruptura, fig. 66. An = (14,56 – 2,0) 0,64 = 8,0cm2 Ae = 2 An x Ct (considerando as duas cantoneiras) Ae = 2 x 8,0 x 0,75 = 12,0 cm2 - estados limites: escoamento da seção bruta φt x Ag x fy = 0,9 x 18,5 x 25 = = 416,3 kN ruptura da seção líquida efetiva: φt x Ae x fu = 0,75 x 12,0 x 40 = = 360 kN o estado limite de ruptura da seção líquida prevalece por ser menor; Nd = 16,6 kN < φt x Ae x fu = 360 kN o valor de Nd é bem menor que 360 kN, como era previsto. 2ª) Diagonal de barra redonda (tirante) Como o esforço de cálculo é pequeno (Nd = 16,6kN) um tirante de ASTM A 36 d = 20 passa com folga, conforme verificação que pode ser feita através do FLUXOGRAMA DE BARRAS ROSQUEADAS À TRAÇÃO. Fig. 66: Diagonal do contraventamento em X linha de ruptura Projeto de Galpões 66 C - Cálculo da Diagonal Principal do Contraventamento em K • Esforço de cálculo No contraventamento em “K” as diagonais são tracionadas e comprimidas conforme mostrado na figura 64. Para se obter uma diagonal mais leve, trava-se a diagonal em seu ponto médio, por uma barra auxiliar, no plano do contraventamento vertical. • Dimensionamento - característica da seção, fig. 67 fig. 67 Diagonal do contraventamento em “K” Ag = 18,6 cm2 rx = 2,36 cm ry = 3,50 cm - verificação do valor limite da relação largura/espessura: pela tabela 1 NBR 8800: ...9,11 4,6 76 t b <== ;13 f E44,0... y =< ok, nesse caso Q = 1 - cálculo das esbeltezes: nesses casos é adotado Kx = Ky = 1 ,200142 36,2x2 8,670x1 r K x <==      l levando em conta o travamento promovido, no sentido X, pela diagonal acrescentada; 200192 50,3 8,670x1 r K y <==      l , ok - cálculo de λy: a flambagem segundo Y predomina. =      π =λ E fQ r K1 y y y l 2,013,2 20500 25x1192x1y >=π =λ ∴ pela tabela 4 da NBR 8800: curva c λ = 2,13      ρ = 0,182 - resistência nominal à compressão: Nn = ρQ Ay fy = 0,182 x 1 x 18,6 x 25 = 84,6 kN - verificação: deverá ser: Nd ≤ φ Nn , com φ = 0,9 Nd = 13,2kN < 0,9 x 84,6 = 76,1 kN, ok • Diagonal de travamento: a diagonal de travamento teoricamente, não tem esforço de cálculo. Existem algumas normas que recomendam que seu dimensionamento seja feito para uma força igual 2,5% da força atuante na barra a ser travada; além disso sua esbeltez deverá ficar abaixo do valor limite de 200. Como o comprimento da diagonal é 3354mm, o raio de giro mínimo da seção é: ∴== 200 r 4,335 r minmin l rmin = 1,68 cm poderá ser usada a seção   64 x 64 x 4,8 com raio mínimo rx = 1,95 cm. 67 Capítulo 4 Bibliografia Fluxograma 70 Nn = resistência nominal à compressão ou à tração. Ag = área bruta da seção transversal. Q = coeficiente de redução que leva em conta a flambagem local. fy = limite de escoamento do aço. E = módulo de elasticidade do aço, 205000 MPa. K = parâmetro de flambagem a ser determinado por análise da estabilidade. ℓ = comprimento real, não contraventado, no sentido em que se está analisando a flambagem. rx,y = raio de giração da seção bruta no sentido em que se está analisando a flambagem. λ = parâmetro de esbeltez para barras comprimidas ρ = coeficiente para cálculo da resistência de flambagem elástica ou inelástica. bf = largura da mesa. h = altura da alma entre faces internas da mesa. tw = espessura da alma. λr = valor de λ para o qual Mcr = Mr. λp = valor de λ para o qual a seção pode atingir a plastificação. Nd = solicitação de cálculo à compressão ou tração. Ny = força normal de escoamento da seção = Ag fy FLA = flambagem local da alma. FLM = flambagem local da mesa. FLT = flambagem local com torção. Zx = módulo resistente plástico com relação ao eixo X. Wx = módulo resistente elástico da seção com relação ao eixo X. Mr = momento fletor correspondente ao início do escoamento. Mn = resistência nominal à flexão, no caso segundo X. Mcr = momento fletor de flambagem elástica IT = momento de inércia à torção Cb = coeficiente para o dimensionamento à flexão; no caso Cb = 1. d = altura da seção da viga I. fr = tensão residual, considerada 115 MPa. tf = espessura da mesa. Lb = distância entre duas seções contidas lateralmente. φc=φb = coeficientes de resistência à compressão e ao momento fletor, φc = φb = 0,9. Cm = coeficiente correspondente à flexão, no caso segundo X. φt = coeficiente de resistência na tração. Rnt = resistência nominal à ruptura da seção rosqueada. Ap = área do parafuso. Ar = área efetiva à tração (em parafusos e barras rosqueadas). K = 0,9743 (rosca UNC – parafuso ASTM). 0,9382 (rosca métrica 150 grossa). ρ = passo de rosca em mm. 71 FLUXOGRAMA I PERFIS “I” E “H” SIMÉTRICOS E NÃO ESBELTOS COMPRESSÃO COM FLEXÃO SEGUNDO EIXO X (NBR 8800) FLAMBAGEM LOCAL, DAALMA PERFIL ESBELTO À FLEXÃO, ANEXO F NBR 8 io NESTE CASO NÃO PODE SER USADO O PERFIL NA COMPRESSÃO COM FLEXÃO VE Ng TA Apr38 E t-2S som) ye ECA FLA Wma = Zty Mre ty W Â, Mna = Zhy (2% Mr) dito AA, FLAMBAGEM LOCAL DA MESA COMPRÍMIDA N Mer ltd fu eo My “2% (2% a COM TORÇÃO ELT = É [ Ecs A, «StorcçÃo 144 DA Er Nê k 1 fi em VOE VITA Mentir) W 2 Ald-t) 26,45 DE EA Tr Apr tra zE À. E Mar Zhy (ZM) dedo FOLHA 2/3