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<Pcr) e a
configuração flamba-da (P = Pcr).
A análise de viga-coluna anterior é válida apenas enquanto a tensão de
compressão não exceder o limite de proporcionalidade em compressão.
1.5.2 Equação da Secante
Um elemento sob um esforço do tipo viga-coluna está submetido a uma
27
combinação de carga expressiva axial P e momento fletor M(x), como indicado pelo
diagrama de corpo livre apresentado anteriormente.
O momento máximo (em valor absoluto) ocorre em x = L / 2 e é
obtido combinando as equações de M(x) em vmáx em x = L/2.
M(x) = -P.[e + v(x)]
⎛ λL ⎞ ⎤
⎟ − 1⎥
⎝ 2 ⎠ ⎦
⎡
vmáx = v(L/2) = e. ⎢sec⎜
⎣
⎡
⎛ λL ⎞ ⎤
⎟ − 1⎥ =>
⎝ 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