Flambagem - Cap1 1

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Capítulo 1 - Flambagem de Colunas 1.1. Introdução Em que se constitui a falha de uma estrutura? Como um engenheiro, você deve considerar diversos modos de falha possíveis quando estiver projetando uma estrutura. • Tensões baixas Î Evitar o escoamento • Controle de deformações, deflexões. • Ciclos de carregamentos repetidos Î Falha por fadiga Para evitar os tipos de falha acima, critérios de projeto baseados na resistência (Tensão) e regidez (deflexão) devem ser levados em consideração. Neste capítulo será considerado outro modo importante de falha, a Flambagem. Um exemplo típico do fenômeno de flambagem pode ser observado ao se aplicar uma carga axial a uma régua. Outro exemplo clássico considera uma treliça com duas barras, sendo uma submetida a compressão e outra a tração. Pesos são adicionados até que seja atingida uma carga, Pcrítico, no elemento sob compressão, e o elemento subitamente deflete lateralmente sob a carga compressiva axial. Anteriormente, na análise de deformações axiais, considerava-se que, mesmo sob carregamento compressivo, o elemento que sofria deformação axial permanecia reto e que a única deformação era a redução ou o aumento do comprimento do elemento. 1 Porém, em algum valor da carga axial de compressão, a régua ou a barra comprimida da treliça, não permanece mais reta, ou seja, deflete lateralmente de modo súbito, fletindo como uma viga. Esta deflexão lateral devida à compressão axial é denominada Flambagem. Falhas por flambagem são freqüentemente súbitas e catastróficas, o que faz com que seja ainda mais importante preveni-la. 1.2. Estabilidade das Estruturas Todo e qualquer problema da engenharia sempre envolve equilíbrio. Neste instante, torna-se necessário definir o tópico relativo a equilíbrio e considerar a estabilidade do equilíbrio. Este conceito pode ser demonstrado muito facilmente, considerando-se o equilíbrio de uma bola sobre três superfícies diferentes. Nas três situações, a bola está em equilíbrio, ou seja, ∑ Fx = 0 , ∑ Fy = 0 e ∑ M = 0 . Na primeira figura, a bola encontra-se em equilíbrio estável porque se ela for ligeiramente deslocada para um dos lados e, então for solta, ela voltará para a posição de equilíbrio no fundo do “vale”. Na terceira figura, apesar da bola estar na posição de equilíbrio, qualquer deslocamento aplicado à mesma fará com que a bola s afaste cada vez mais da posição de equilíbrio inicial caracterizando um equilíbrio instável. Finalmente, se a bola estiver sobre uma superfície perfeitamente plana, ela está em uma configuração de equilíbrio neutro. Se ela for deslocada ligeiramente para qualquer um dos lados, ela não tem tendência de se mover, seja para mais longe, seja na posição original. Pois ela, da mesma forma que na posição original, ela está em equilíbrio na posição 2 deslocada. 1.2.1. Aplicação do Equilíbrio a elementos sobre compressão Deseja-se dimensionar a coluna AB de comprimento L que vai suportar a carga P conforme apresentado na figura a seguir. O elemento AB é considerado perfeitamente reto e rígido, e considera-se que não há fricção no pino em A. Considera-se também que a carga P é aplicada no eixo do elemento. Inicialmente, poderíamos concluir que a coluna estaria bem dimensionada se a área A da seção transversal fosse escolhida de modo que o valor de σ = P / A da tensão em qualquer ponto da barra fique abaixo da tensão admissível material utilizado e se a deformação δ = PL / AE σ adm do se mantiver dentro das especificações recomendadas. No entanto, pode ocorrer o fenômeno de flambagem quando a força P é aplicada; em vez de permanecer com o seu eixo retilíneo, a coluna se torna subitamente bastante encurvada. È claro que uma coluna que flamba sob um carregamento especificado no cálculo não está dimensionada corretamente. A mola em A tem uma constante de mola Kθ, de modo que ela produz em A um momento de restauração MAr que tende a retornar o elemento à sua posição original. Este momento em A é proporcional ao ângulo de deflexão do elemento AB em relação à vertical. MAr = Kθ . θ (1) Resta saber para quais valores de P a configuração vertical está em equilíbrio 3 estável? Neutro? Instável? Ao girar a barra de um ângulo θ, muito pequeno, o momento provocado pela força P é dado por: MAp = P.L.senθ (2) Sendo assim, os sistemas tem os seguintes requisitos para equilíbrio estável, neutro e instável. • Estável: MAp< MAr Î P.L.senθ < Kθ . θ • Neutro: MAp= MAr Î P.L.senθ = Kθ . θ • Instável: MAp> MAr Î P.L.senθ > Kθ . θ (3) Como o interesse é pelo comportamento do sistema na, e muito próximo a, configuração vertical faz-se θ 0 nas equações (3) e usando-se a aproximação senθ ≡ θ (para ângulos pequenos), tem-se: • Estável: P < PCR • Neutro: P = PCR (4) • Instável: P >PCR onde PCR = Kθ/L (5) A carga na qual a transição do equilíbrio estável para o equilíbrio instável ocorre é chamada carga crítica, PCR. Esta perda de estabilidade do equilíbrio é chamada de flambagem, de modo que também chamamos PCR de carga de flambagem. Um modo adequado de se ilustrar a relação entre a carga aplicada e a estabilidade do sistema estrutural é o diagrama de equilíbrio. Trata-se de um gráfico de carga P versus o ângulo de deflexão θ. O ponto denominado B, onde o diagrama de equilíbrio se bifurca, é chamado de ponto de bifurcação. Acima do ponto de bifurcação, a configuração vertical (ou seja, θ = 0, mostrada tracejada) é uma configuração de equilíbrio instável; mas existem configurações alternativas de equilíbrio estável ao longo das curvas BC e BC´, com θ ≠ 0. Exatamente no ponto B, onde P = PCR , o equilíbrio é neutro. 4 1.3. Fórmula de Euler para colunas com extremidades articuladas Para investigar a estabilidade de colunas reais com flexibilidade distribuída, em contraste com o elemento rígido com a mola de torção utilizado anteriormente, utilizase agora uma coluna ideal terminada em um pino, como mostrado na figura a seguir. Algumas hipóteses simplificadoras devem ser mencionadas: ‰ A coluna é perfeitamente reta inicialmente e feita de um material linear elástico; ‰ A coluna está livre para girar, em suas extremidades, ao redor de pinos sem fricção; isto é, a coluna tem as restrições de uma viga com apoio simples e os pinos passam pelo centróide da sessão transversal; ‰ A coluna é simétrica em relação ao plano xy e qualquer deflexão lateral da 5 coluna ocorre neste plano; A coluna é carregada por uma força axial compressiva P aplicada pelos pinos. ‰ 1.3.1 Configuração Flambada Se P < PCR => A coluna permanecerá reta e terá seu comprimento reduzido sob uma tensão axial uniforme(compressiva) σ = P / A (equilíbrio estável) Se P = PCR => Configurações vizinha também satisfazem o equilíbrio (equilíbrio neutro) Para determinar da carga crítica, PCR, e a forma da coluna flambada, determina-se o valor da carga P tal que a forma(ligeiramente) fletida da coluna esteja em uma condição de equilíbrio. 1.3.2 Equilíbrio de Colunas Flambadas Primeiramente, usando-se o diagrama de corpo livre da figura, obtém-se, ∑V = 0 Î Ax = P ∑M Î Ay = 0 B =0 ∑H =0 Î By = 0 Considera-se momento M(x) positivo quando produz compressão nas fibras a y+. Fazendo-se ∑ MA = 0 , tem-se, M(x) = - P.v(x) (6) Do estudo da flexão de vigas, obtém-se a equação momento curvatura E.I.v” = M , onde v” = d2v / ordem (Equação diferencial de 2ª ordem). 6 Substituindo-se a equação (6) na equação acima, tem-se: E.I.v”(x) = - P. v(x) ou (7) E.I.v”(x) + P. v(x) = 0 Está é a equação diferencial que governa a forma deformada de uma coluna terminada em um pino.Trata-se de uma equação diferencial ordinária, homogenia, linear e de segunda ordem. As condições de contorno para um elemento terminado em um pino são: v(0) = 0 e v(L) = 0 (8) A presença do termo v(x) na equação (7) significa que não se pode integrar duas vezes a equação para se obter a solução. De fato, apenas quando EI=constante existe uma solução simples para esta equação. Sendo assim, a equação (7) é uma equação diferencial ordinária com coeficientes constantes. A equação (7) pode ser reescrita dividindo-se todos os termos por EI, v" ( x) + P v( x) = 0 EI (9) Adotando-se λ = P/EI , tem-se, 2 v"(x) + λ v(x) = 0 2 (10) A solução geral desta equação homogenia é: v(x) = C1 sen(x) + C2 cos λx (11) Deseja-se encontrar um valor de λ e para as constantes de integração C1 e C2, tal que as duas condições de contorno apresentadas em (8) sejam satisfeitas. • v(0) = 0 0 1 v(0) = C1 sen λ(0) + C2 cos λ(0) = 0 C2 = 0 7 • v(L) = 0 0 v(L) = C1 sen λ(L) + C2 cos λ(L) = 0 C1 sen λ.L = 0 Obviamente que, se C1 = C2 = 0, a deflexão v(x) será zero em todos os pontos e apenas obtém-se a configuração retilínea original. Como se deseja uma configuração de equilíbrio alternativa, figura (b), deve-se tomar um valor de λ que satisfaça a equação com C1 ≠ 0, ou seja, λ deve satisfazer a equação característica: ⎛ nπ ⎝ L sen (λn . L) = 0 Î λn = ⎜ ⎞ ⎟ , n = 1, 2, 3, ... ⎠ como λ = P/EI, tem-se: 2 Pn = n2.π2 EI L2 Î Pn = n2.π2 EI L2 (12) A função que representa a forma da coluna deformada é chamada Modo de Flambagem, ou Modo de Forma. A constante C, que a direção(o sinal) e a amplitude de deflexão é arbitrária, mas ela deve ser pequena. O valor de P no qual a flambagem vai realmente ocorrer é obviamente o menor valor dado pela equação (12), ou seja, n = 1. Pcr = n2.π2 EI L2 Carga de Flambagem de Euler. (13) E o modo de flambagem correspondente é: ⎛ π .x ⎞ ⎟ ⎝ L ⎠ v(x) = C sen ⎜ Modos de Flambagem (14) 8 (a) modo 1 (b) modo 2 (c) modo 3 A carga crítica para uma coluna ideal é conhecida como a carga de flambagem de Euler, devido ao famoso matemático suíço Leonhard Euler (17071783), que foi o primeiro a estabelecer uma teoria de flambagem para colunas. O modo de flambagem também pode ser chamado de modo de flambagem fundamental(ou primeiro modo). Embora a coluna possa teoricamente flambar no segundo modo de flambagem, figura (b), se uma carga Pcr,2 = 4.π2 EI / L fosse 2 aplicada, isso só poderia ocorrer se existisse algum suporte lateral em x = L / 2 (travamento) para prevenir a coluna de flambar no primeiro modo, na carga de Euler bem menor de Pcr = π2 EI / L . 2 A expressão da carga de Euler pode ser escrita em termos da tensão crítica de (de flambagem). σcr = Pcr = π A 2 E(A.r2) ou A..L2 σcr = π 2 E (L/r)2 (15) Onde : σcr = Tensão crítica (da flambagem elástica). E = Módulo de elasticidade do material. r = (I/A)1/2 = raio de giração. L = comprimento do elemento entre suportes. 9 A razão L / r é chamada índice de esbeltez da coluna. Curvas de σcr x L / r para um aço estrutural e para uma liga de alumínio estão apresentadas a seguir: σy = 412 MPa => Alumínio (E = 73,8 GPa) σy = 250 MPa => Aço (E = 200,0 GPa) σcr (Mpa) σcr = π2 E / (L/r)2 42 89 100 Através da equação de L/r 200 σcr e do gráfico anterior, algumas características da flambagem elástica de colunas ideais podem ser observadas: ‰ A única propriedade do material que entra diretamente tanto na carga de flambagem elástica quanto na tensão de flambagem é o módulo de elasticidade, E, que representa a rigidez do material. Assim sendo, para aumentar a carga de flambagem de um elemento deve-se usar um material com maior valor de E; ‰ A carga de flambagem é inversamente proporcional ao quadrado do comprimento da coluna conforme verificado na figura anterior; ‰ A equação de Euler é válido apenas para colunas “longas”, ou seja, cuja razão L / r acarreta uma tensão crítica abaixo do limite de proporcionalidade à compressão, σpl. (como geralmente escoamento de compressão σy σpl não está disponível, o limite de é normalmente usado em substituição). Os valores de L / r que marcam o limite de validade da equação de Euler para o aço e para uma viga de alumínio estão ilustrados na figura anterior; ‰ A carga de flambagem também pode ser aumentada utilizando-se uma outra seção transversal com um momento de inércia I maior. Isto pode ser feito sem aumentar a área da seção transversal, usando-se os elementos tubulares esbeltos conforme apresentados a seguir. Entretanto, se a parede da coluna for muito fina, poderá ocorrer a flambagem local. Na figura a seguir, também se 10 apresenta a flambagem de um elemento curto, de paredes finas, sob compressão. ‰ Se os momentos de inércia principais da seção transversal da coluna forem desiguais como para o perfil I apresentado anteriormente, a coluna flambará em relação da seção transversal que tenha o menor momento de inércia; a menos que as restrições de contorno ou ao longo da coluna forcem-na a flambar de outro modo; ‰ Se o índice de esbeltez for muito grande, por exemplo L / r > 200, a tensão na flambagem será muito pequena. Deste modo, a resistência do material é subutilizada. O projeto deve ser modificado, por exemplo, mudando as condições de contorno. Exemplo 1.1 Qual é a carga compressiva máxima que pode ser aplicada a um elemento em liga de alumínio submetido à compressão, de comprimento L = 4m, se o elemento é carregado de uma maneira que permite rotação livre nas suas extremidades e se um fator de segurança de 1,5m contra falha deve ser aplicado? Dados: I = π r2 4 F.S. = carga de falha carga admissível 11 • Extremidades livres para girar Î Carga de Euler (tensão correspondente menor que a tensão de escoamento) Pcr = π2 EI / L 2 = π2(70 . 10 N/mm ) . π/4(45 - 40 ) 3 2 4 4 2 (4000 mm ) Pcr = 52247 N · Pcr = 52,25 KN • A tensão compressiva média será de : σcr = Pcr 3 = 52,25 . 10 N Î π(45 – 40 ) 2 A σcr = 39,13 MPa 2 Como σcr < σy o elemento sofrerá flambagem elástica (L / r = 133) • Carga Admissível Padm = Pcr = 52,25 Î F.S 1,5 Padm = 34,8 KN Exemplo 1.2 Uma coluna de extremidades articuladas tem seção transversal quadrada de 2m de comprimento. Esta coluna é constituída de pinho com E = 13GPa e σadm = 12 Mpa para compressão na direção paralela às fibras. Usando um coeficiente de segurança de 2,5 no cálculo da carga crítica de Euler para flambagem, determinar a dimensão da seção transversal, de modo que a coluna possa resistir com segurança a uma força de 100KN. • Solução Pcr = 2,5 . (100KN) = 250KN ; L = 2m e E = 13Gpa Substituindo estes valores na equação de Euler, Pcr = π2 E.I L2 2 3 = I = Pcr . L = 250 . 10 N . (2000mm) π2 E π2 . 13 . 103 2 Î I = 7,794 . 106 mm4 2 N / mm 12 Como a seção é quadrada, 4 4 6 4 I = a Î a = 7,794 . 10 mm . (12) Î a = 98,34mm => adotar 12 a = 100mm Verificação da tensão, σ = P = 100 .103N A 2 = 10MPa 2 (100) mm Como σ < σy, a seção escolhida é aceitável. 1.4. O Efeito das Condições de Extremidade na Flambagem de Colunas Raramente, se é que ocorre, uma carga de compressão é realmente aplicada a um elemento através de pinos sem fricção. Por exemplo, uma coluna pode ser aparafusada a uma base pesada na sua extremidade inferior e conectada a outros elementos na sua extremidade superior. Entretanto, um entendimento do efeito de condições idealizadas de apoio, como ilustrado na figura acima, permite ao engenheiro estimar o efeito que as condições reais nas extremidades (figura a), possa ter sobre a carga de flambagem de uma coluna real. A partir da obtenção da equação de carga de flambagem elástica da coluna com extremidade fixa por um pino (figura d), indicar-se-á como o conceito do comprimento efetivo de flambagem pode ser usado para obter a carga de 13 flambagem de colunas com diversas condições de extremidades. 1.4.1. Carga de flambagem para uma coluna ideal com restrição completa em uma extremidade e fixada por pino na outra extremidade Na figura acima (b), tem-se a configuração flambada da coluna em equilíbrio, próxima à configuração retilínea de equilíbrio (figura a). Observado-se esta configuração flambada pode-se notar que a curvatura em A corresponde a um momento MA no sentido mostrado na figura (c). Através das equações da estática, AX = P • ΣFx = 0 • ΣMA = HB (Í) Através do diagrama de corpo livre apresentado na figura (d), obtém-se: ΣM0 = 0 Î MX = HB.(L-x) – P.v(x) (16) Substituindo-se a equação acima na equação diferencial momento – curvatura apresentada anteriormente, tem-se, EIv"(x) = M(x) EIv"(x) + P.v(x) = HB . L – HB . x (17) Considerando-se apenas colunas uniformes e empregando-se a definição de λ, pode-se reescrever a equação anterior da seguinte forma, 14 v"(x) + P.v(x) = HB . L - HB . x EI EI EI 2 v"(x) + λ .v(x) = HB . L - HB . x EI EI Em vez da equação diferencial homogenia que obtivemos para a coluna birotulada, neste caso, obtém-se uma equação diferencial ordinária linear, não homogênia e de segunda ordem com coeficientes constantes. As condições de contorno para o caso em questão são: v(0) = 0 v´(0) = 0 (tangente à curvatura vertical) v(L) = 0 A solução da equação diferencial (18) com as condições de contorno impostas pelas equações (19) consiste em uma solução complementar da solução particular. A solução complementar é obtida igualando-se o lado direito da equação (18) igual a zero. 2 v"(x) + λ .v(x) = 0, igual a equação (10) cuja solução é dada por: v(x) = C1senλx + C2cosλx Como o lado direito da equação (18) consiste em um termo constante e um termo que é linear em (x), tenta-se a seguinte solução particular: vp(x) = C3 + C4(x) (20) Substituindo-se essa solução na equação (18), observando-se que v”p(x) = 0 2 e λ = P / EI, obtém-se, 2 λ .(C3 + C4x) = HB . L - HB . x EI EI P .(C3 + C4x) = HB . L - HB . x EI EI EI (21) 15 vp(x) = HB . L - HB . x P (22) P Finalmente, a solução geral completa é dada por: v(x) = HB . L - HB . x + C1 sen λx + C2 cos λx P P (23) Desta forma, tem-se 3 condições de contorno para obtenção das 4 λ, HB, C1 e C2. constantes • v(0) = 0 => C2 = - HB . L P 1 (24) 0 v’(x) = 0 => - HB + λ C1 cos x - λ C2 sen x => P • C1 = HB λP v(L) = 0 => C1 sen λL + C2 cos λL = 0 (25) (26) Combinando-se as equações (24) e (26), tem-se, C1 senλ .L - HB . L . cosλ .L = 0 P (sendo que HB = C1 . λ ) P C1 [senλ .L - λ cosλ .L] = 0 (27) Esta equação substitui a condição muito mais simples que foi obtida para a coluna bi-apoiada. Novamente, duas soluções, mas a solução C1 = 0 => HB = C2 = 0, de modo que se obtém a solução “trivial” da configuração retilínea da equilíbrio, v(x) = 0. Porém, configurações de equilíbrio alternativas são possíveis se λ satifaz a seguinte equação: sen(λn . L) – (λn.L) . cos (λn.L) = 0 tg(λn.L) = λ.L, n = 1,2,3,.... (28) Esta equação é chamada de equação característica. Existe um número infinito de soluções, mas como o caso da coluna bi-apoiada, deseja-se obter o menor 16 valor de λ.L que satisfaça a equação acima. Um modo de se resolver esta equação é plotar: f(λ.L) ≡ tg(λ.L) x λ.L g(λ.L) ≡ λ.L x λ.L O menor valor de λ.L onde as curvas se interceptam é: λn.L = 4,4934 (29) 2 Combinando este valor com a equação λ = P / EI, tem-se: 2 λ = 4,4934 = λ = 20,1906 = Pcr 2 L L EI (30) Pcr = (20,1906 ) . EI 2 L (31) Desta forma, conclui-se que ao substituir o pino pelo engaste na extremidade de uma coluna aumenta-se em 5% a carga de flambagem desta coluna, 20,1906 - π2 . 100% = 104,6% π2 Comparando-se as equações de Pcr obtidas para dois casos abordados até o presente momento, nota-se que a carga de flambagem elástica de qualquer coluna 2 pode ser expressa como uma constante vezes o fator (EI / L ). Sendo assim, todos os comentários em relação aos efeitos dos parâmetros E, I e L na flambagem de colunas com extremidades fixas também são válidos para colunas com outras condições de fixação das extremidades. 1.4.2. Comprimento Efetivo de Colunas A carga de flambagem de Euler, equação (13) foi desenvolvida para uma coluna bi-rotulada. Posteriormente, com as modificações nas condições de contorno, obteve-se a carga de flambagem para uma coluna engastada e rotulada que difere da primeira apenas n valor da constante multiplicativa. 17 Desta forma, a equação de Euler pode ser estendida pra dar a carga de flambagem elásticas de colunas com condições de contorno arbitrárias sendo reescrita como, 2 Pcr = π EI 2 Le , onde Lê é o comprimento efetivo da coluna. Igualando-se as duas equações de Pcr obtidas para os dois casos estudados, tem-se, 2 π = 20,1906 , 2 2 L Le Este comprimento (32) Le = 0,70.L efetivo de coluna com uma extremidade engastada e outra rotulada é indicado na figura ao lado. Fisicamente, o comprimento efetivo de uma coluna é a distância entre pontos de momento nulo, quando a coluna é fletida em seus modos fundamentais de flambagem elástica. A figura a seguir ilustra os comprimentos efetivos de colunas com diversos tipos de condições de contorno. Algumas normas de projeto de estruturas empregam um coeficiente adimensional K, chamado de fator de comprimento efetivo, onde Le ≡ K . L (33) Desta forma, a carga de flambagem elástica passa a ser dada por, 18 2 Pcr = π EI 2 (K.L) (34) onde os valores de K estão indicados na figura anterior. E a equação para a tensão elástica de flambagem pode ser reescrita como, σcr = π2 E K.L r (35) 2 onde (K.L / r) é o índice de esbeltez multiplicado pelo fator de comprimento efetivo. Exemplo 1.3 Uma viga rígida BC é sustentada por duas colunas idênticas cuja rigidez à flexão é EI(para flexão no plano xy). Considerando que as colunas são impedidas de girar em ambas as extremidades devido a esta configuração e que o movimento lateral é permitido, estimar a carga elástica de flambagem, Pcr, considerando-se o comprimento efetivo das colunas. 19 Solução: Para estimar o comprimento efetivo de flambagem das colunas do pórtico acima, deve-se comparar estas com colunas de referência de comprimentos efetivos. Le = 0,5 .(2.L) = L 2 Logo, Pcr = π EI K.L2 onde o fator de comprimento efetivo é K = 1. Exemplo 1.4 No exemplo anterior, considerou-se a flambagem das colunas AB e CD no plano xy. Entretanto, suponha que não exista nada para prevenir as colunas de flambar na direção y, figura (b). Determinar se as colunas AB e CD, do tipo W6x20(padrão americano), vão flambar no plano xy (flambagem no eixo y), ou se elas vão flambar no na direção y (flambagem no eixo z). Pede-se determinar também a carga de flambagem. Considere que as ligações em B e C são rígidas, que a viga BC é rígida e que a carga P é aplicada no centróide do topo de cada coluna. • Dados: E = 200 GPa; σy = 250 MPa; I = 553,6 cm 4 20 4 2 Iz = 1.723,2 cm ; A = 3.787,1mm e L = 4,9m • Solução: 2 Pcr,y = π EIy 2 (Ky.L) 2 e Pcr,z = π EIz 2 (Kz.L) Ky = 1 e Kz = 2 (coluna engastada e livre) 2 3 2 2 3 2 4 4 Pcr,y = π .200.10 N / mm . 553,6 . 10 mm 3 2 2 (1. 4,9.10 ) mm 4 = 455,1 KN 4 Pcr,z = π .200.10 N / mm . 1.723,2 . 10 mm 3 2 2 (2. 4,9.10 ) mm = 354,1 KN como Pcr,z < Pcr,y, as colunas flambarão no modo fora do plano conforme indicado na figura (b) para uma carga de 354,1 KN. Comentários sobre a solução: • Caso as ligações em B e C não fossem suficientemente rígidas, estes nós poderiam girar um pouco; • A pior situação seria para aquela na qual as colunas seriam presas por pinos e não fixadas à viga BC. Como a viga BC é livre para transladar horizontalmente, Ky = 2 2 3 2 4 4 (Pcr,y)BALANÇO = π .200.10 N / mm . 553,6 . 10 mm 3 2 2 (2. 4,9.10 ) mm • = 113,8 KN Comparando-se os dois valores obtidos, verifica-se a importância de caracterizar corretamente as condições de uma coluna e aplicar um fator de segurança apropriado, para levar em consideração as incertezas nas condições de extremidades; • O valor mais conservador seria, Pcr,y = (Pcr,y )BALANÇO = 113,8 kn • A tensão média de compressão seria, σcr = 113,8 . 103 N 3.787,1 mm = 2 σcr = 30 MPa < 250 MPa de modo que a hipótese de que a flambagem elástica é 21 válida. Exemplo 1.5 - Uma coluna de alumínio de seção transversal retangular tem comprimento L e extremidade engastada em B. A coluna suporta uma carga centrada em sua extremidade A. Na extremidade A da coluna, existem duas placas rígidas de cantos arredondados que impedem esse extremidade de se movimentar em um dos planos verticais de simetria da coluna, mas não impedem movimentos na direção do outro plano: a) Determinar a relação a/b entre os lados da seção transversal que corresponde à solução de projeto mais eficiente contra flambagem; b) Dimensionar a seção transversal mais eficiente para a coluna, sabendo-se que L = 500 mm , E = 70 GPa , P = 20 KN e que o coeficiente de segurança deve ser de 2,5. • Solução: Flambagem no plano xy Le = 0,7L 3 Iz = a b e A = ab 12 mas Iz = a.(rZ) 2 2 (rZ) = Iz = a3b . 1 = A 12 ab rZ = a2 , 12 rZ = a 12 o índice de esbeltez será, Le = 0,7L rZ a 12 22 A flambagem no plano xz, Le = 2L 3 IY = a b 12 2 (rY) = a3b . 1 12 ab => rY = b Le = 0,7L 12 rZ b 12 a) Dimensionamento mais eficiente O dimensionamento mais eficiente é aquele para o qual suas tensões que correspondem aos dois modos possíveis de flambagem são iguais, 0,7 L 2L = a b 12 12 Logo, a / b = 0,35 b) Para os dados do problema, Pcr = 2,5 . 20 = 50KN 2 Se a = 0,35b , A = 0,35b σcr = Pcr 3 = 50 . 10 N 2 A 0,35b Le = 2L ry e como L = 0,5 m = Le = 2 (0,5) = 3,464 b b 12 12 σcr = π2 . E => 2 (L /r) b = 39,7 mm b 3 2 3 2 50 . 10 N = π . (70 . 10 N / mm ) 2 2 0,35b (3,464 / b) e a = 0,35 . 39,7mm => a = 13,9 mm 23 1.5 Carregamento Excêntrico – Equação da Secante Até o presente momento, forma consideradas colunas ideais, ou seja, colunas que estão inicialmente perfeitamente retilíneas e cuja carga de compressão é aplicada através do centróide da seção transversal do elemento. Tais condições ideais nunca existem na verdade, pois elementos estruturais perfeitamente retos não podem ser fabricados é porque o ponto de aplicação da carga dificilmente, se é que existirá este caso, situa-se exatamente no centróide da seção transversal. 1.5.1 Comportamento Viga-Coluna A figura a seguir, mostra uma coluna com uma carga excêntrica aplicada através de um suporte. O caso a ser estudado compreende uma coluna bi-apoiada como mostrada a seguir, com carregamento excêntrico. • Se a excentricidade e = 0, coluna de Euler; • Se e ≠ 0 , usar o diagrama de corpo-livre da figura (c); ∑MA = 0 => M(x) = - P. e – P . v(x) 24 Substituindo-se na equação de momento x curvatura, EIv"(x) + P. v(x) = - P. e 2 Dividindo-se tudo por EI e lembrando que λ = P / EI v"(x) + P / EI = - P . e / EI 2 λ 2 2 λ .e 2 v” + λ v = -λ .e A solução particular desta equação diferencial é vp(x) = -e = constante. Logo, a solução geral é dada por: v(x) = C1senλx + C2consλx –e as condições de contorno são, v(0) = 0 e v(L) = 0 Aplicando estas condições de contorno na solução geral, tem-se, C2 = e v(0) = 0 => C1senλ(0) + C2cosλ(0) –e v(L) = C1senλL + e cosλL – e v(L) = C1senλL + e [cos(λL) – 1] = 0 2 mas senλL = 2.sen(λL/2).cos(λL/2) e 1-cosλL = 2sen (λL/2) logo, C1senλL = e [1 – cos(λL)] 2 C1 . 2 . sen(λL/2) . cos(λL/2) = e . 2 sen (λL/2) C1 cos(λL/2) = e.sen(λL/2) => C1 = e . tg(λL/2) Desta forma, 25 v(x) = e . [tg(λL/2) . sen(λx) + cos(λx) – 1] Como indicado na figura no início do tópico, a deflexão máxima viga coluna ocorre em x = L/2. Seu valor é: vmáx = v(L/2) = e [tg(λL/2) . sen(λL/2) + cos(λL/2) – 1] vmáx = e . sen(λL/2) . sen(λL/2) + cos(λL/2) – 1 cos(λL/2) 2 vmáx = e . sen (λL/2) + cos(λL/2) – 1 -1 -1 (cosλL/2) cos(λL/2) (cosλL/2) 2 2 vmáx = e sen (λL/2) + cos (λL/2) – cos(λL/2) cos(λl/2) vmáx = e . 1 cos(λL/2) 1 => vmáx = e [sen(λL/2) – 1] Diferente da coluna de Euler, que deflete lateralmente apenas se P se iguala ou excede a carga de flambagem de Euler, Pcr, a deflexão lateral de um elemento carregado excentricamente ocorre para qualquer valor de carga P. 2 Lembrando-se que λ = P/EI ⎡ e λ= P , tem-se, EI ⎛ P L⎞ ⎤ ⎟ ⎜ EI . 2 ⎟ − 1⎥ atinge um máximo (valor infinito) quando, ⎝ ⎠ ⎦⎥ vmáx = e. ⎢sec⎜ ⎣⎢ P L π . = EI 2 2 Embora a deflexão realmente não atinja um valor infinito, ela se torna inaceitavelmente grande. Assim, a carga P não deve atingir o valor crítico que satisfaz à equação anterior. P L2 π 2 P L π . = => . = Î EI 4 4 EI 2 2 Pcr = π 2 EI L2 Que é o mesmo valor para o caso de carga centrada. Calcula-se o valor EI na equação anterior e substitui-se na equação de vmáx. 26 EI = Pcr . L 2 π2 ⎡ ⎛ P.π 2 L ⎞ ⎤ . ⎟ − 1⎥ ⎜ Pcr L2 2 ⎟ ⎥ ⎝ ⎠ ⎦ vmáx = e. ⎢sec⎜ ⎢⎣ ⎡ ⎛π ⎜2 ⎝ vmáx = e. ⎢sec⎜ ⎣⎢ P Pcr ⎞ ⎤ ⎟ − 1⎥ ⎟ ⎠ ⎦⎥ A equação acima é uma forma alternativa de se expressar a deflexão máxima para uma viga-coluna. É conveniente plotar esta equação para diversos valores de e. À medida que P se aproxima da carga de Euler, Pcr, a deflexão lateral da viga coluna aumenta sem limite. No limite, quando e tende a zero, a curva se torna duas linhas retas que representam a configuração a configuração retilínea (P ⎝ 2 ⎠ ⎦ Mmáx = P.e ⎢1 + sec⎜ ⎣ ( 2 ) = +P.e sec⎛⎜⎝ λ2L ⎞⎟⎠ Mmáx = M L Esta tensão também é obtida pela soma da tensão normal devida à força axial e da tensão normal devido ao momento fletor que atuam naquela seção. σ MÁXMIO = P M mámio .C + I A Combinando a equação de Mmáx com a equação de σmáx, tem-se, σ MÁXMIO = P P.e.c ⎛ λL ⎞ + sec⎜ ⎟ A I ⎝ 2 ⎠ Lembrando que I = r . A e λ = 2 P , tem-se, EI 28 σ MÁXMIO = P P.e.c ⎛ L + sec⎜⎜ A A.r 2 ⎝2 σ MÁXMIO = P ⎡ e.c ⎛ L sec⎜⎜ ⎢1 + A ⎢⎣ r 2 ⎝ 2r P EI ⎞ ⎟ => I = A.r2 ⎟ ⎠ P ⎞⎤ ⎟⎥ Equação da Secante, AE ⎟⎠⎥⎦ onde σmáx = máxima tensão de compressão na viga-coluna P = carga de compressão excêntrica A = área da seção transversal do elemento em compressão e = excentricidade da carga c = distância do centróide até a fibra mais externa onde σmáx atua I = Momento de inércia em relação ao eixo de flexão do centróide r = raio de giração = I A L = comprimento do elemento A equação da secante, embora tenha sido obtida para uma coluna birotulada, também é válida para colunas em balanço substituindo-se o comprimento L pelo comprimento efetivo da coluna em balanço, Le = 2L. A tensão σmáx não varia linearmente com a carga P, de modo que não deve ser aplicado o princípio da superposição dos efeitos para a determinação das tensões provocadas por várias cargas aplicadas simultaneamente. Deve-se primeiramente calcular a resultante dos carregamentos, para depois obter-se σmáx. Pela mesma razão, qualquer coeficiente de segurança deve ser aplicado ao carregamento e não à tensão. Para determinar a carga de compressão máxima que pode ser aplicada a uma dada excentricidade, a uma coluna de comprimento e material dados e sem causar escoamento do material, pode-se fazer σmáx = σy, o limite de escoamento em compressão e resolver a equação de σmáx para P/A, a tensão média. P/A nos dois termos Î tensão transcendente Î solução por tentativas. 29 As curvas ao lado foram traçadas usandose a equação de σmáx para um aço com σe = 250 MPa e E = 200 GPa. Estas curvas tornam possível a determinação da carga por unidade de área, P/A, que provoca escoamento na coluna em valores de Le/r e 2 e.c/r conhecidos. Para valores pequenos de Le/r, a secante é aproximadamente igual a 1 e a equação de σmáx pode ser reescrita como, σ máx = • P ⎡ e.c ⎤ 1+ Î A ⎢⎣ r 2 ⎥⎦ P σ máx = e.c A 1+ 2 r Procedimentos para determinação da carga admissível para uma coluna carregada excentricamente. a) Obter ou estimar, o valor da excentricidade e; b) Substituir o valor de e na equação da secante, juntamente com os parâmetros geométricos r, c, A e L, e as propriedades do material E e σy (ou seja, σmáx = σy) e determinar a carga Py. c) Dividir a carga Py pelo fator de segurança apropriado para determinar a carga admissível. Exemplo 1.6 Uma coluna de aço estrutural W6x20 com E = 200 MPa e σy = 250 MPa está carregada excentricamente como mostrado a seguir. Considere que a carga é aplicada diretamente na seção transversal do topo, embora com uma excentricidade e. A coluna está travada para evitar a flambagem para fora do plano. 30 a) Se uma carga de compressão P = 90 KN é aplicada com uma excentricidade e = 100 mm, qual a tensão de compressão máxima na coluna? b) Qual o fator de segurança contra o escoamento inicial da coluna submetida ao carregamento acima? Dados: 2 A = 3.787,1 mm ; r = 67,56 mm e c = 78,74 mm • Solução a) Tensão de compressão máxima Como observamos anteriormente, a tensão máxima de compressão em uma coluna em balanço pode ser calculada diretamente através da equação da secante com Le = 2L. σ máx = ⎛ L P ⎡ e.c ⎢1 + 2 . sec⎜⎜ A ⎣⎢ r ⎝ 2r P ⎞⎤ ⎟⎥ => AE ⎟⎠⎦⎥ 31 σ máx = ⎛ 2.(2,5.10 3 mm 90.10 3 N ⎡ 100.(78,54) 90.10 3 ⎜ ⎢ 1 + . sec ⎜ 2.967,56) 3.787,1mm 2 ⎢ (67,56) 2 3.787,1.(200.10 3) ⎝ ⎣ ⎞⎤ ⎟⎥ ⎟⎥ ⎠⎦ σ máx = 64,7 MPa b) Fator de segurança Como a equação da secante é não-linear, deve-se determinar o valor da carga Py que satisfaça σmáx = σy, a tensão de escoamento de compressão. Le 2.(2,5.10 3 ) = 67,56 r 9 Esbeltez : 9 e.c 100.(78,54) = r (67,56) 2 2 2 Interpolando-se nas curvas de (e.c/r ) = 1 e (e.c/r ) = 2 em Le/r = 74, obtémse PY N = 83,3MPa => PY = 83,3 .3787,1mm 2 2 A mm Py = 315,6 KN Comparando-se com o valor de Py que satisfaz a equação da secante para σmáx = σy = 250 MPa, tem-se, 250 N mm 2 = ⎞⎤ ⎛ 74 PY ⎡ PY ⎟⎥ ⎢1 + 1,725. sec⎜⎜ 3 ⎟ 3.787,1 ⎢⎣ 2 3 . 787 , 1 .( 200 . 10 ) ⎠⎥⎦ ⎝ [ ( 946.775 = PY 1 + 1,725 sec 0,00134 PY )] Logo, a carga calculada que causará o início do escoamento será: Py = 347,4 KN Como a carga real na coluna é P = 90KN, o fator de segurança em relação ao escoamento será: 32 F .S = PY 347,4 = = 3,86 (este fator de segurança é baseado nas cargas e P 90 não nas tensões, σy/σmáx). Exemplo 1.7 A coluna de seção uniforme apresentada a seguir é constituída de um tubo com 2,4 m de comprimento. a) Determinar pela fórmula de Euler com coeficiente de segurança igual a 2,0, a carga centrada admissível para a coluna e tensão normal correspondente; b) Supondo-se que o valor da carga admissível encontrada em (a) seja aplicado a um pondo 20,0 mm fora do eixo da coluna, determinar o deslocamento horizontal do topo da coluna e a tensão normal máxima que ocorre. Usar E = 200 GPa. • Comprimento Efetivo de flambagem Le = 2.L = 2.(2,4) = 4,8 m • Carga crítica de Euler Pcr = π 2 .EI ( Le ) 2 = π 2 .(200.10 3 ).(3,3.10 −6 ).1012 (4,8.10 3 ) 2 = 282.723N Pcr = 282,7 KN a) Carga Admissível 33 Padm = Pcr 282,7 = = 141,4 KN F .S 2 Padm = 141,4 KN b) Deslocamento Horizontal em A e σmáx ⎡ ⎛π P ⎞ ⎤ ⎟ − 1⎥ => v máx = e.⎢sec .⎜⎜ ⎟ 2 P cr ⎢⎣ ⎝ ⎠ ⎥⎦ P = adm ) (P Pcr Pcr ⎡ ⎛π v máx = 20.⎢sec .⎜⎜ ⎢⎣ ⎝2 1⎞ ⎤ ⎟ − 1⎥ 2 ⎟⎠ ⎥⎦ [ ( ) ] v máx = 20. sec . 63,64 o − 1 v máx = 20.(2,252 − 1) v máx = 25,04mm v máx = 25 , 04 mm σ máx = ⎛ L P ⎡ e.c ⎢1 + 2 . sec⎜⎜ A ⎣⎢ r ⎝ 2r P ⎞⎤ ⎟⎥ AE ⎟⎠⎦⎥ σ máx = ⎛ 4,8.10 3 141,36.10 3 ⎡ 20.(50) ⎜ ⎢ + 1 . sec −3 6 2 ⎜ 2.(38,7) 2,2.10 .10 ⎢ (38,7) ⎝ ⎣ ⎞⎤ 141,36.10 3 ⎟⎥ −3 3 ⎟ 2,2.10 .(200.10 ) ⎠⎥ ⎦ σ máx = 64,25[1 + 0,668. sec(63,69 o )] σ máx = 141,1MPa 34