Distribuição transversal de cargas em ponte de concreto ... - SET
Distribuição transversal de cargas em ponte de concreto ... - SET
Distribuição transversal de cargas em ponte de concreto ... - SET
Create successful ePaper yourself
Turn your PDF publications into a flip-book with our unique Google optimized e-Paper software.
Distribuição <strong>transversal</strong> <strong>de</strong> <strong>cargas</strong> <strong>em</strong> <strong>ponte</strong> <strong>de</strong> <strong>concreto</strong> protendido<br />
pré-moldada – avaliação da influência das transversinas com uso <strong>de</strong><br />
procedimentos da NBR 6118/2003, do LaDOTD e <strong>de</strong> mo<strong>de</strong>los <strong>de</strong><br />
el<strong>em</strong>entos finitos sólidos<br />
Load distribution factors in a precast prestressed concrete bridge – a study of diaphragms<br />
influence using NBR 6118/2003 specifications, LaDOTD and a 3D full finite el<strong>em</strong>ent mo<strong>de</strong>l<br />
Márcio Costa Araújo (1); Steve C. S. Cai (2); Pedro Wellington G. N. Teixeira (3); Vanêssa<br />
Machado Neiva (4)<br />
Resumo<br />
(1) Mestre <strong>em</strong> Engenharia, Doutorando da LSU – Louisiana State University<br />
Department of Civil and Environmental Engineering<br />
<strong>em</strong>ail: marauj1@lsu.edu<br />
(2) Professor Doutor da LSU – Louisiana State University<br />
Department of Civil and Environmental Engineering<br />
(3) Professor Doutor da UFPI – Universida<strong>de</strong> Fe<strong>de</strong>ral do Piauí<br />
Centro <strong>de</strong> Tecnologia – Departamento <strong>de</strong> Estruturas<br />
e-mail: pedro-wellington@uol.com.br<br />
(4) Eng. Civil, Professora do ICF – Instituto Camillo Filho<br />
En<strong>de</strong>reço para correspondência<br />
Department of Civil and Environmental Engineering – Louisiana State University<br />
Baton Rouge, Louisiana, USA – 70803<br />
Este trabalho compara os fatores <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> <strong>cargas</strong> para momentos calculados usando as<br />
prescrições para projeto <strong>de</strong> <strong>ponte</strong>s da AASHTO LRFD (1998) com AASHTO Standard (2002) e também<br />
resultados obtidos <strong>de</strong> um mo<strong>de</strong>lo tridimensional <strong>de</strong> el<strong>em</strong>entos finitos <strong>de</strong>senvolvidos com o software ANSYS<br />
7.1, para uma <strong>ponte</strong> reta <strong>em</strong> viga <strong>de</strong> <strong>concreto</strong> pré-moldado protendido. Também são <strong>de</strong>terminados valores<br />
<strong>de</strong> esforços obtidos na mesma estrutura com uso das prescrições da NBR 6118/2003, para fins <strong>de</strong><br />
comparação e visando estabelecer critérios <strong>de</strong> cálculo. Finalmente, é feita uma discussão sobre os efeitos<br />
<strong>de</strong> transversinas intermediárias e seu impacto no processo construtivo <strong>de</strong> <strong>ponte</strong>s <strong>em</strong> vigas pré-moldadas<br />
protendidas. No estado da Louisiana (EUA), transversinas intermediárias e <strong>de</strong> apoio são recomendadas<br />
pelo Louisiana Department of Transportation and Development (LaDOTD) Bridge Design Manual (2003). As<br />
dimensões <strong>de</strong>sses el<strong>em</strong>entos usadas neste trabalho segu<strong>em</strong> as recomendações do manual do LaDOTD.<br />
Palavras-Chave: 1) <strong>ponte</strong>s; 2) pré-moldados; 3) <strong>concreto</strong> protendido
1. Introdução<br />
Pontes e viadutos rodoviários com superestrutura composta por longarinas<br />
pré-fabricadas <strong>em</strong> <strong>concreto</strong> protendido são provavelmente o sist<strong>em</strong>a mais utilizado<br />
atualmente como solução para projetos <strong>de</strong> obras <strong>de</strong> arte especial com vãos entre 20m e<br />
60m. Normalmente as longarinas têm espaçamento <strong>transversal</strong> pequeno, da or<strong>de</strong>m <strong>de</strong><br />
200cm a 300cm, a fim <strong>de</strong> possibilitar a execução da laje <strong>de</strong> tabuleiro com espessura <strong>em</strong><br />
torno <strong>de</strong> 20cm a 25cm, com uso <strong>de</strong> pré-lajes <strong>de</strong> <strong>concreto</strong> armado. A laje é um el<strong>em</strong>ento<br />
importante na distribuição <strong>transversal</strong> da caarga móvel e para realizar essa função po<strong>de</strong><br />
ser auxiliada por vigas transversais que receb<strong>em</strong>a <strong>de</strong>nominação <strong>de</strong> transversinas e que<br />
po<strong>de</strong>m ocorrer nos apoios, sendo <strong>de</strong> chamadas <strong>de</strong> transversinas <strong>de</strong> apoio (TA), e ao<br />
longo do vão, sendo chamadas <strong>de</strong> transversinas intermediárias (TI).<br />
As transversinas têm sido largamente usadas <strong>de</strong>s<strong>de</strong> o início das construções<br />
<strong>de</strong> <strong>ponte</strong>s <strong>em</strong> <strong>concreto</strong> armado. A princípio, seu uso foi baseado <strong>em</strong> consi<strong>de</strong>rações e<br />
observações <strong>em</strong>píricas. Atualmente, a quantida<strong>de</strong> e o posicionamento das TIs é um<br />
assunto que v<strong>em</strong> recebendo atenção especial <strong>de</strong> engenheiros e pesquisadores <strong>em</strong> todo o<br />
mundo. De acordo com Araújo (2004), nos Estados Unidos, a controvérsia <strong>em</strong> torno do<br />
uso das TIs está relacionada a vários efeitos: sua influência efeito na distribuição das<br />
<strong>cargas</strong> e conseqüente redução dos momentos fletores nas vigas principais; o aumento do<br />
custo e do t<strong>em</strong>po <strong>de</strong> construção; e efeitos relacionados aos danos causados no caso <strong>de</strong><br />
colisão <strong>de</strong> um veículo com excesso <strong>de</strong> altura sob um viaduto.<br />
O citado autor enfatiza que apesar <strong>de</strong> as TIs ter<strong>em</strong> sido eliminados <strong>em</strong> alguns<br />
estados, o uso das TAs é obrigatório <strong>em</strong> todos os 50 estados dos Estados Unidos da<br />
América, <strong>de</strong>vido a seu importante papel na distribuição das <strong>cargas</strong> e na manutenção da<br />
estabilida<strong>de</strong> das vigas durante a construção.<br />
A quantida<strong>de</strong> <strong>de</strong> transversinas intermediárias a ser usada po<strong>de</strong> ser uma<br />
dúvida, mas a tendência atual é se verificar a possibilida<strong>de</strong> <strong>de</strong> diminuir sua quantida<strong>de</strong>.<br />
Pontes projetadas há algumas décadas apresentavam número elevado <strong>de</strong>sses el<strong>em</strong>entos<br />
se comparados com projetos mais recentes.<br />
2<br />
Figura 1 – Ponte rodoviária sobre o Rio Parnaíba, <strong>em</strong> Teresina/PI, com vão <strong>de</strong> 120m e<br />
uso <strong>de</strong> longarinas protendidas pré-moldadas com 40m. Nesse caso foram usadas quatro<br />
transversinas intermediárias (TI) – Projeto <strong>de</strong> 1969.<br />
Neste estudo, são calculados os momentos fletores nas longarinas pré-
moldadas protendidas <strong>de</strong> uma <strong>ponte</strong> rodoviária com 25m <strong>de</strong> vão, <strong>de</strong> acordo com as<br />
prescrições da Norma Brasileira. Os valores encontrados são comparados com aqueles<br />
obtidos seguindo os procedimentos da AASHTO LRFD Bridge Designs Especifications, da<br />
AASHTO Standard e os obtidos com mo<strong>de</strong>lo tridimensional <strong>de</strong> el<strong>em</strong>entos finitos sólidos.<br />
3<br />
2. Revisão <strong>de</strong> Literatura<br />
Araújo (2004), apresenta os seguintes estudos relacionados ao assunto:<br />
o Cheung et al. (1986) afirma que pesquisadores anteriores discordavam<br />
não somente quanto à eficiência <strong>de</strong> transversinas intermediárias na<br />
distribuição lateral das <strong>cargas</strong> verticais móveis, mas também quanto à<br />
posição i<strong>de</strong>al das TIs.<br />
o Paul J. Barr et al. (2001) estudaram os fatores <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> <strong>cargas</strong><br />
móveis (que serão <strong>de</strong>nominados neste trabalho por LDF – load distribution<br />
factor) nas vigas principais <strong>de</strong> uma <strong>ponte</strong> <strong>em</strong> <strong>concreto</strong> protendido com três<br />
vãos <strong>de</strong> 80 ft, 137 ft e 80 ft e ângulo <strong>de</strong> esconsida<strong>de</strong> <strong>de</strong> 40 o. . Um mo<strong>de</strong>lo<br />
<strong>de</strong> el<strong>em</strong>entos finitos foi <strong>de</strong>senvolvido para avaliar os procedimentos <strong>de</strong><br />
distribuição <strong>de</strong> <strong>cargas</strong> móveis indicados nas equações <strong>de</strong> AASHTO LRFD.<br />
Para ambas as vigas, internas e externas, a adição das TIs teve o menor<br />
efeito nos fatores <strong>de</strong> distribuição das <strong>cargas</strong> vivas entre as variáveis<br />
investigadas no estudo, concordando com Sithichaikas<strong>em</strong> e Gamble<br />
(1972). Para as vigas exteriores, a presença das TIs aumenta lev<strong>em</strong>ente<br />
os fatores <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> <strong>cargas</strong> para pequenos ângulos <strong>de</strong><br />
esconsida<strong>de</strong>. De acordo com esse estudo, do ponto <strong>de</strong> vista estrutural, as<br />
maiores mudanças <strong>de</strong>v<strong>em</strong> ser creditadas à adição das TAs, enquanto<br />
quase nenhuma mudança nos LDFs <strong>de</strong>ve ocorrer <strong>de</strong>vido à adição das TIs.<br />
o Eamon e Nowak (2002) analisaram barreiras e passeios laterais e os<br />
efeitos das transversinas nos fatores <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> <strong>cargas</strong> e na<br />
capacida<strong>de</strong> <strong>de</strong> carga, usando análise simplificada e por el<strong>em</strong>entos finitos.<br />
Eles encontraram que na maioria dos casos as transversinas faz<strong>em</strong><br />
pequena diferença, apesar <strong>de</strong> <strong>em</strong> alguns casos essa diferença ser maior<br />
que 13%;<br />
Após essa revisão <strong>de</strong> literatura, Araújo (2004) apresenta uma comparação<br />
entre os LDFs para momentos fletores calculados com os seguintes procedimentos:<br />
o as expressões da AASHTO LRFD Bridge Design Specifications (1998);<br />
o as expressões da AASHTO Standard (2002);<br />
o com uso <strong>de</strong> um mo<strong>de</strong>lo 3D <strong>em</strong> el<strong>em</strong>entos finitos;<br />
Tais estudos foram <strong>de</strong>senvolvidos para uma <strong>ponte</strong> com longarinas préfabricadas<br />
<strong>em</strong> <strong>concreto</strong> protendido, simplesmente apoiada, com 25 m <strong>de</strong> comprimento. As<br />
quantida<strong>de</strong> e as dimensões das transversinas utilizadas para esse estudo estão <strong>de</strong><br />
acordo com a prática corrente na Louisiana e <strong>em</strong> concordância com o LaDOTD Bridge<br />
Design Manual (2003).<br />
O fator <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> <strong>cargas</strong> para momento <strong>de</strong> cada viga foi<br />
primeiramente calculado <strong>de</strong> acordo com AASHTO LRFD Bridge Design Especifications e<br />
com o AASHTO Standard Specifications. Depois disso, simulações numéricas foram feitas<br />
usando um mo<strong>de</strong>lo 3D <strong>de</strong> el<strong>em</strong>entos finitos usando o Ansys 7.1. As dimensões da <strong>ponte</strong><br />
analisada estão apresentadas na Fig. 2. A resistência à compressão do <strong>concreto</strong> é <strong>de</strong> 60<br />
Mpa para as vigas tipo “I” protendidas e 28 Mpa para o tabuleiro concretado no local. A<br />
análise conduzida com o Ansys 7.1 neste estudo foi elástica e linear, usando el<strong>em</strong>entos
do tipo Solid45. Este tipo <strong>de</strong> el<strong>em</strong>ento t<strong>em</strong> 8 nós com 3 graus <strong>de</strong> liberda<strong>de</strong> por nó<br />
(translação <strong>em</strong> x, y e z). O momento máximo foi obtido a 0,728m do ponto médio, abaixo<br />
da posição central do caminhão HS20 com carga <strong>de</strong> 145 KN. As posições <strong>de</strong><br />
carregamento usadas por Araújo (2004) estão apresentadas nas figuras a seguir.<br />
4<br />
Figura 2 –Dimensões da <strong>ponte</strong> e das longarinas estudadas por Araújo (2004).<br />
(a)<br />
(b)<br />
Figura 3 – Vista <strong>transversal</strong> do carregamento (a) para a longarina extr<strong>em</strong>a e (b) para a<br />
longarina central. (Araújo, 2004).
5<br />
Figura 4 –Vista longitudinal Carregamento (Araújo, 2004).<br />
Três casos diferentes foram analisados, cada um com duas condições <strong>de</strong><br />
carregamento, conforme a Figura 3. O Caso I correspon<strong>de</strong> à <strong>ponte</strong> s<strong>em</strong> nenhuma<br />
transversina. O Caso II simula a mesma <strong>ponte</strong> com a adição das TA. No Caso III, a <strong>ponte</strong><br />
é analisada usando as TA e uma TI. Os três casos <strong>de</strong>scritos foram analisados para 2<br />
faixas carregadas com um caminhão HS20, cada um causando o máximo momento nas<br />
vigas central e externa. Não foi consi<strong>de</strong>rado o efeito favorável das <strong>de</strong>fensas.<br />
5 a seguir.<br />
Os resultados encontrados por Araújo(2004) estão resumidos nas figuras 4 e<br />
Figura 4 – Fatores <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> carga para o carregamento sobre a longarina<br />
extr<strong>em</strong>a (Araújo, 2004)
6<br />
Figura 5 – Fatores <strong>de</strong> distribuição <strong>de</strong> carga para o carregamento sobre a longarina central<br />
(Araújo, 2004)<br />
As principais conclusões <strong>de</strong> Araújo (2004) foram<br />
o Os valores dos LDFs obtidos a partir da AASHTO Standard foram maiores que os<br />
mesmos obtidos a partir do AASHTO LRFD, sendo 15,9% maiores para as vigas<br />
exteriores e 7,9% maiores para as vigas interiores, para ambos os carregamentos,<br />
interior e exterior.<br />
o Os resultados do AASHTO LRDF superam os resultados do Mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> El<strong>em</strong>entos<br />
Finitos <strong>em</strong> 18,2% para o carregamento interior e 11,3% para o carregamento<br />
exterior. Esses resultados <strong>de</strong>monstram que as consi<strong>de</strong>rações da AASHTO LRDF<br />
estão <strong>de</strong>ntro <strong>de</strong> uma faixa aceitável.<br />
o A presença <strong>de</strong> TAs não produz alterações significativas nos máximos LDFs no<br />
caso 1, tanto para as vigas interiores quanto para as exteriores, e seus valores são<br />
0,5% e 0,4% respectivamente. Para o carregamento exterior, as mudanças foram<br />
<strong>de</strong> 3,2% e 5,3% para as vigas interior e exterior, respectivamente.<br />
o Maiores mudanças foram observadas com a adição da TI quando analisado o Caso<br />
II para o carregamento da viga central. A máxima alteração foi <strong>de</strong> 14,4% para as<br />
vigas interiores e 14,1% para as exteriores. Para o carregamento exterior essa<br />
diferença foi <strong>de</strong> 7,9% para a viga interior e <strong>de</strong> 9,4% para a viga exterior.<br />
o Com relação à eficiência da TI, os momentos finais <strong>de</strong> projeto gerados usando-se
os valores <strong>de</strong> LDF encontrados no Caso III po<strong>de</strong>riam ser igualmente maiores nas<br />
vigas exteriores b<strong>em</strong> como menores nas vigas interiores, portanto, o custo geral da<br />
construção <strong>de</strong> tais vigas seria relativamente o mesmo se não houvesse a<br />
transversina intermediária.<br />
3. Análise da estrutura seguindo as recomendaçãoes da Norma Brasileira<br />
Para fins <strong>de</strong> comparação, a mesma estrutura <strong>de</strong>scrita por Araújo (2004) foi<br />
analisada seguindo-se as recomendações da NBR 6118/2003. A metodologia utilizada foi<br />
a aprsentada por Pfeil (1985), tendo sido preparado um mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha no programa<br />
SAP2000, versão 6.13.<br />
Foram analisados seis casos <strong>de</strong> carregamento com carga unitária no meio do<br />
vão <strong>de</strong> cada longarina. Com isso foram traçadas as linhas <strong>de</strong> influência <strong>de</strong> reação na<br />
longarina extr<strong>em</strong>a e na longarina central. Determinou-se o tr<strong>em</strong>-tipo <strong>em</strong> cada longarina<br />
com o uso <strong>de</strong>ssas linhas <strong>de</strong> influência.<br />
Como a carga móvel utilizada no Brasil é diferente da utilizada nos EUA, a<br />
comparação foi feita a partir do momento fletor absorvido pela longarina específica <strong>em</strong><br />
relação ao momento total. O momento total foi calculado com toda a carga móvel<br />
consi<strong>de</strong>rada sobre o tabuleiro, para cálculo dos momentos <strong>em</strong> uma longarina específica,<br />
atuando sobre uma viga simplesmente apoiada <strong>de</strong> 25m <strong>de</strong> vão. Dessa maneira, os<br />
momentos totais foram aqueles apresentados na Tabela 1. Observa-se a gran<strong>de</strong><br />
discrepância entre os momentos utilizados segundo os procedimentos da AASHTO<br />
(Figura 4) e os utilizados segundo o procedimento da norma brasileira. Justifica-se a<br />
comparação final ter sido feita com as relações entre momento na viga e momento total.<br />
Tabela 1 – Momentos totais consi<strong>de</strong>rados neste trabalho<br />
PROCEDIMENTO<br />
MOMENTO TOTAL (kN.m)<br />
Viga externa<br />
Viga central<br />
CASO I CASO II CASO III CASO I CASO II CASO III<br />
AASHTO Standard 3266 3266 3266 3266 3266 3266<br />
AASHTO LRFD 3266 3266 3266 3266 3266 3266<br />
NBR 6118/2003 5130 5130 5700 6770 6770 7210<br />
Observação: Os momentos totais para uso dos procedimentos da AASHTO são s<strong>em</strong>pre os mesmos<br />
porque consi<strong>de</strong>rou-se s<strong>em</strong>pre o carregamento mostrado na Figura 4 – duas faixas <strong>de</strong> tráfego carregadas<br />
com o caminhão HS20.<br />
A contribuição da laje para a inércia da longarina foi levada <strong>em</strong> conta<br />
consi<strong>de</strong>rando-se uma largura colaborante igual ao espaçamento entre as longarinas. Para<br />
a longarina extr<strong>em</strong>a a largura colaborante resultou <strong>em</strong> 2,12m, ligeiramente inferior ao das<br />
longarinas centrais, que foi <strong>de</strong> 2,44m. Tal efeito não é consi<strong>de</strong>rado automaticamente no<br />
mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha pois os eixos das lajes e das longarinas coinci<strong>de</strong>m. A transversina<br />
intermediária mesmo <strong>de</strong>sligada da laje foi consi<strong>de</strong>rada com uma largura colaborante<br />
fornecida pela laje.<br />
7
8<br />
Figura 6 – Visão geral do mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha elaborado com o programa SAP2000 (versão<br />
6.13) – as dimensões das transversinas seguiram o <strong>de</strong>scrito <strong>em</strong> Araújo (2004).<br />
Figura 7 – Esqu<strong>em</strong>a unifilar do mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha com 152 nós e 241 el<strong>em</strong>entos.
9<br />
Figura 8 – Deformada com carregamento na longarina externa<br />
Figura 9 – Deformada com carregamento na viga central
10<br />
L.I.R. na longarina 1<br />
Rij (%)<br />
0,80<br />
0,60<br />
0,40<br />
0,20<br />
0,00<br />
-0,20<br />
Caso 1<br />
Caso 2<br />
Caso 3<br />
Caso 4<br />
-0,40<br />
1 2 3 4 5 6<br />
Caso 1 0,66 0,30 0,08 0,00 -0,02 -0,02<br />
Caso 2 0,66 0,30 0,08 0,00 -0,02 -0,02<br />
Caso 3 0,56 0,34 0,17 0,05 -0,03 -0,09<br />
Caso 4 0,54 0,38 0,24 0,1 -0,05 -0,19<br />
Longarina<br />
Figura 10 – Linha <strong>de</strong> Influência <strong>de</strong> reação na longarina externa (o Caso 4 correspon<strong>de</strong> a<br />
consi<strong>de</strong>rar a transversina intermediária com inércia infinita e está apresentado apenas<br />
como ilustração).<br />
L.I.R. na longarina 3<br />
0,40<br />
0,35<br />
0,30<br />
Rij (%)<br />
0,25<br />
0,20<br />
0,15<br />
0,10<br />
0,05<br />
0,00<br />
Caso1<br />
Caso 2<br />
Caso 3<br />
Caso 4<br />
-0,05<br />
1 2 3 4 5 6<br />
Caso1 0,09 0,24 0,36 0,25 0,11 -0,01<br />
Caso 2 0,09 0,24 0,36 0,25 0,11 -0,01<br />
Caso 3 0,18 0,22 0,25 0,20 0,13 0,05<br />
Caso 4 0,24 0,21 0,18 0,15 0,12 0,1<br />
Longarina<br />
Figura 11 – Linha <strong>de</strong> Influência <strong>de</strong> reação na longarina central (o Caso 4 correspon<strong>de</strong> a<br />
consi<strong>de</strong>rar a transversina intermediária com inércia infinita e está apresentado apenas<br />
como ilustração).
4. Resultados obtidos<br />
Os resultados obtidos estão apresentados nas tabelas a seguir. A Tabela 2<br />
apresenta resultados obtidos com a aplicação das expressões da AASHTO <strong>em</strong><br />
comparação com os obtidos como o mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha elaborado <strong>de</strong> acordo com a NBR<br />
6118 e seguindo a metodologia proposta por Pfeil (1985). A Tabela 3 apresenta uma<br />
comparação entre os resultados obtidos com o mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> el<strong>em</strong>entos finitos sólidos e o<br />
mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha.<br />
Tabela 2 – Momento fletor atuante na longarina/momento fletor total.<br />
MODELO Longarina externa Longarina central<br />
AASHTO Standard 36% 36%<br />
AASHTO LRFD 32% 33%<br />
Mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha <strong>de</strong> acordo<br />
com a NBR 6118<br />
33% 19,5%<br />
Casos <strong>de</strong><br />
carregamento<br />
Tabela 3 – Momento fletor atuante na longarina/momento fletor total.<br />
Longarina externa<br />
Longarina central<br />
Mo<strong>de</strong>lo Sólido Mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha Mo<strong>de</strong>lo Sólido Mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha<br />
Caso I 27,5% 36% 27,5% 24%<br />
Caso II 26% 36% 27,5% 24%<br />
Caso III 29% 33% 22,5% 19,5%<br />
5. Conclusões<br />
Foi feita uma comparação entre os valores <strong>de</strong> momentos fletores a ser<strong>em</strong><br />
utilizados <strong>em</strong> projetos <strong>de</strong> <strong>ponte</strong>s rodoviárias com longarinas protendidas pré-moldadas<br />
obtidos com e s<strong>em</strong> o uso <strong>de</strong> tranversina intermediária. O objetivo principal foi verificar a<br />
influência <strong>de</strong>sses el<strong>em</strong>entos nos valores dos momentos nas longarinas. Foi consi<strong>de</strong>rado o<br />
caso <strong>de</strong> uma <strong>ponte</strong> com seis longarinas e vão simplesmente apoiado <strong>de</strong> 25m,<br />
aproveitando-se os resultados obtidos por Araújo (2004) para o mesmo ex<strong>em</strong>plo com uso<br />
<strong>de</strong> mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> el<strong>em</strong>entos finitos sólidos e as prescrições do Código AASHTO.<br />
Com os critérios <strong>de</strong> cálculo da NBR 6118, adotando-se mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha,<br />
observou-se que os valores da relação momento na longarina/momento total, calculados<br />
para a viga central são s<strong>em</strong>pre inferiores aos calculados com os procedimentos da<br />
AASHTO Standard, AASHTO LRFD e com os Mo<strong>de</strong>los <strong>de</strong> El<strong>em</strong>entos Finitos Sólidos.<br />
Porém, vale l<strong>em</strong>brar que o momento total é diferente <strong>em</strong> cada caso, conforme po<strong>de</strong> ser<br />
visto na Tabela 1. Os mesmos valores referentes à longarina extr<strong>em</strong>a calculados com o<br />
mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha e com os critérios da NBR 6118, por sua vez, são geralmente<br />
superiores aos calculados <strong>de</strong> acordo com os outros códigos, exceto para a AASHTO<br />
Standard, que se encontra <strong>em</strong> revisão.<br />
Pelos resultados obtidos, nota-se que com uso do mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha <strong>de</strong>scrito,<br />
a presença da transversina intermediária reduz os esforços tanto na longarina extr<strong>em</strong>a<br />
quanto na longarina central. O mesmo não ocorre com o mo<strong>de</strong>lo sólido, no qual se<br />
observa que a redução do momento na viga externa é acompanhada por aumento <strong>de</strong>sse<br />
esforço na viga central. Devido a isso, acredita-se que o mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> grelha não permite<br />
simular a<strong>de</strong>quadamente a real influência da transversina interna na distribuição <strong>de</strong><br />
momentos fletores entre as longarinas.<br />
11
12<br />
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS<br />
(1) ABNT. NBR 6118/2003. Projeto <strong>de</strong> estruturas <strong>de</strong> <strong>concreto</strong> – Procedimento. ABNT,<br />
Rio <strong>de</strong> Janeiro, Brasil.<br />
(2) AASHTO, (1998). LRFD bridge <strong>de</strong>sign specifications. “Washington, D.C.<br />
(3) AASHTO, (2002). “Standard bridge <strong>de</strong>sign specifications. “Washington, D.C.<br />
(4) Abendroth, R. E., Kaliber, F. W. And Shafer, M. W. (1995). “Diaphragm effectiveness in<br />
prestressed-concrete gir<strong>de</strong>r bridges.” J. Struct. Engrg., ASCE, 121(9), 1362-1369.<br />
(5) Araujo, M. (2004). “LaDOTD Diaprhagms Influence on the Load Distribution Factors for<br />
Moment in a Prestressed Concrete Bridge.” Louisiana State University, Department of Civil<br />
and Environmental Engineering, Bridge Engineering Final Project.<br />
(6) Barr, J. P., Eberhard, M. O., and Stanton, J. F. (2001). “Live-Load Distribution Factor in<br />
Prestressed Concrete Gir<strong>de</strong>r Bridges” Journal of Brisge Engineering, Sept/Oct 2001, pp.<br />
98-306.<br />
(7) Cai, C. S., Shahawy, M. Peterman R. J. (2002) “Efect of Diaphragms on Load<br />
Distribution in Prestressed Concrete Bridges” In Transportation Research Record, J. of<br />
the Transportation Research Board, National Research Council, Washington D. C., No.<br />
1814, pp. 47-54. (also presented at the 81 th Annual Meeting, TRB, paper No. 02-2246)<br />
(8) Cheung, M. S., Jategaonkar, R., and Jaeger, L. G. (1986) “Effects of IDs in distributing<br />
live load in beam-and-slab bridges.” Can. J. Civ. Engrg., Ottawa, Canada, 13(8), 278-292.<br />
Eamon, C. D. And Nowak, A. S. (2002). “Effects of Edge-Stiffening El<strong>em</strong>ents and<br />
Diaphragms on Bridge Resistance and Load Distribution.” J. Bridge Engrg., ASCE, 7(5),<br />
258-266.<br />
(9) Fu, C. C., Elhelbawey, M. Sahin, M. A. And Schelling, D. R. (1996). “Lateral distribution<br />
factor from bridge field resting.” J. Struct. Engrg., ASCE, 122(9), 1106-1109.<br />
Kim, S. And Nowak A. S. (1997). “Load distribution and impact factors for I-gir<strong>de</strong>r bridges.”<br />
J. Bridge Engrg., ASCE, 2(3), 97-104.<br />
(10) LaDOTD Bridge Design Manual (2003)<br />
(11) Nilson, Arthur H. “Design of Prestressed Concrete” 2 a . ed. - Wiley<br />
(12) Pfeil, Walter. “Pontes <strong>em</strong> Concreto Armado” – 3 a . ed. – Rio <strong>de</strong> Janeiro: LTC - Livros<br />
Técnicos e Científicos Editora S.A., 1985.<br />
(13) Sithichaikas<strong>em</strong>, S. And Gamble, W. L. (1972). “Effetcs of diaphragms in bridges with<br />
prestressed concret I-section bridges.” Structural Research Series No. 383, Illinois<br />
Cooperative Highway Research Series No. 128, University of Illinois at Urbana-<br />
Champaign, Urbana, III.<br />
(14) Zokaie, T. (2000). “ASSHTO-LRDF Live Load Distribution Specifications.” Journal of<br />
Bridge Engineering, May 2000, pp. 131-138.