Para validar o modelo estrutural em temperatura ambiente e os critérios adotados no presente estudo, foi escolhido o estudo realizado por Ramos e Giongo (2005). Nos próximos subitens será apresentada uma breve descrição do programa experimental, bem como os aspectos do modelo numérico. A forma de implementar as estratégias adotadas utilizando o ANSYS pode ser consultada nos scripts elaborados em linguagem APDL expostos nos apêndices A.3 e A.4. Ressalta-se que o script se refere à coluna C3 deste item, para a coluna C4 é possível utilizar o mesmo código desde que os dados de entrada sejam adequados.
5.3.1 Breve descrição do programa experimental
Ramos e Giongo (2005) analisaram 16 pilares de resistência normal considerando a variação nos seguintes parâmetros: dimensões geométricas do elemento estrutural, taxa de armadura longitudinal, o espaçamento e a configuração da armadura transversal. Os testes foram realizados em uma máquina hidráulica servo-controlada que possibilita a aplicação de carga com controle de deslocamento. O monitoramento das deformações nas armaduras foi realizado por meio de extensômetros elétricos fixados nas barras de aço e nas faces dos pilares na seção média do pilar. Defletômetros localizados nas faces dos pilares mediram os deslocamentos impostos pela força de compressão. Maiores detalhes sobre os procedimentos adotados no programa experimental podem ser obtidos consultando a referência supracitada.
5.3.2 Aspectos do modelo numérico
Para a validação, optou-se pelos modelos P1-10-120 e P1-12,5-100 extraídos de Ramos e Giongo (2005). Algumas informações necessárias para realizar a análise mecânica estão expostas na Tabela 5.3. Além disso, pode-se visualizar, de maneira gráfica, na Figura 5.7 o detalhamento geral dos pilares.
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Matheus Wanglon Ferreira (matheuswanglon@gmail.com) Dissertação de Mestrado. PPGEC/UFRGS. 2019. Tabela 5.3: informações complementares das colunas estudadas.
Parâmetro Coluna C3 Coluna C4
Denominação de referência do pilar P1-10-120 P1-12,5-100 Dimensões
(largura x altura x comprimento) - cm 20 x 20 x 120 20 x 20 x 120
Cobrimento do concreto - cm 1,5 1,5
Armadura Longitudinal 4 φ 10 mm 4 φ 12,5 mm
Taxa de armadura - % 0,79 1,23
Armadura transversal φ 5 c. 12 cm φ 6,3 c. 10 cm Resistência à compressão média
uniaxial do concreto - MPa 23,7 27,1
Resistência de escoamento do aço - MPa 611 561
Tipo de agregado Silicoso Silicoso
Ruptura experimental da Coluna - kN 1072 1292
(Fonte: Elaborada pelo autor)
Figura 5.7: detalhamento estrutural geral das colunas C3 (a) e C4 (b) [cm]. (Fonte: Elaborada pelo autor)
Além das informações expostas, para concluir a criação do modelo numérico do pilar em concreto armado, deve-se incluir as seguintes considerações:
a) escolha dos elementos finitos: SOLID65 e LINK180 (veja item 4.3.3);
b) definição da malha: a malha utilizada para análise foi feita manualmente, dividindo a região transversal do cobrimento e do núcleo de concreto de maneira que o maior lado do elemento não exceda 1 cm;
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Estudo dos efeitos estruturais da exposição de estruturas de concreto armado a altas temperaturas
c) propriedades mecânicas e relações constitutivas dos materiais: veja itens 3.1.2 e 3.2.2 para o aço e concreto respectivamente. Ressalta-se que para facilitar a convergência numérica, os diagramas tensão-deformação foram simplificados, ambos foram idealizados sem o ramo descendente resultando em materiais com comportamento elastoplástico perfeito. Além disso, para o aço, adotou-se um diagrama bilinear delimitado pela sua resistência ao escoamento e o seu módulo de elasticidade longitudinal. Salienta-se que, para a presente análise em temperatura ambiente, faz-se necessário somente os parâmetros à 20 °C como dados de entrada do modelo;
d) condições de contorno: devido ao pilar possuir dupla simetria, foi modelado apenas um quarto do seu volume. Para garantir a simulação adequada, os nós tiveram o movimento restringido na direção perpendicular ao plano de simetria. Além disso, os movimentos de corpo rígido foram restringidos nos nós pertencentes à base da estrutura. Para os nós pertencentes ao topo, apenas o deslocamento na direção de aplicação da carga é permitido. O carregamento foi imposto de maneira distribuída aos nós da seção superior da estrutura. Ademais, foram inseridas chapas extremamente rígidas no topo e na base do modelo possibilitando assim, a uniformização do carregamento nos nós e evitando deformações plásticas localizadas devido ao deslocamento diferenciado entre os mesmos;
e) opções de solução: o carregamento foi aplicado de maneira incremental (incremento de força) em um número total de 200 substeps, possibilitando o
software a usar um número mínimo e máximo de 100 e 500 substeps
respectivamente, conforme dificuldade encontrada para convergência. Considerou-se a não linearidade geométrica através do comando NLGEOM, ON. Os critérios de tolerância para convergência adotados para força e deslocamento foram de 5% da norma do vetor. A solução foi dada através do método iterativo Newton-Raphson completo.
Na Figura 5.8 é apresentado um modelo genérico de pilar que permite observar os critérios descritos neste item.
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Matheus Wanglon Ferreira (matheuswanglon@gmail.com) Dissertação de Mestrado. PPGEC/UFRGS. 2019. Figura 5.8: (a) modelo mecânico/termomecânico genérico (b) detalhe
da chapa de topo (c) posicionamento das armaduras. (Fonte: Elaborada pelo autor)
5.3.3 Resultados da validação
A primeira análise que pode ser observada é a divergência entre os diagramas tensão- deformação sugeridos pelo Código Modelo fib (2010) e pelo EN 1992-1-2 (veja apêndices A.3 e A.4 respectivamente). Percebe-se, através dos resultados obtidos para o P1-10-120 expostos na Figura 5.9, uma boa diferença entre as curvas propostas, sendo que a fib (2010) apresentou um comportamento mais próximo do encontrado no campo experimental em temperatura ambiente.
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Estudo dos efeitos estruturais da exposição de estruturas de concreto armado a altas temperaturas Figura 5.9: comparação dos resultados para a coluna C3.
(Fonte: Elaborada pelo autor)
Para o exemplo apresentado na Figura 5.9, onde se tem uma resistência à compressão média uniaxial de 23,7 MPa, verificando a tensão encontrada para uma deformação reduzida de 0,000025 mm/m, tem-se pelo EN 1992-1-2 (2004), veja eq. 3.27, uma tensão de 0,355 MPa. Por outro lado, por fib (2010), veja eq. 3.28, tem-se uma deformação de 0,707 MPa. Considerando que para baixas tensões o material se encontra no regime elástico, obtêm-se dividindo as tensões pela deformação, módulos de 14219,993 MPa e 28280,80 MPa respectivamente.
Calculando o módulo de elasticidade tangente inicial do concreto conforme equação 3.25, encontra-se o valor de 28665,174 MPa. Logo, conclui-se que o módulo obtido por EN 1992-1- 2 (2004) é aproximadamente 51% inferior a este valor, enquanto o diagrama apresentado por
fib (2010) fornece um módulo apenas 1,34% inferior. De acordo com esta comparação, pode-
se atribuir a diferença encontrada na Figura 5.9 ao não cumprimento do módulo de elasticidade tangente inicial do concreto pela curva sugerida por EN 1992-1-2 (2004).
Ao final da análise estrutural em temperatura ambiente, conclui-se que as Figuras 5.9 e 5.10 indicam uma boa concordância tanto no comportamento da coluna de concreto armado submetida à compressão axial, quanto na força necessária para ruptura da mesma. Para o pilar P1-10-120, com a simulação numérica, obteve-se um força última de 1149 kN, representando
-3,5 -3 -2,5 -2 -1,5 -1 -0,5 0
TRANSDUTOR 1 TRANSDUTOR 2 TRANSDUTOR 3 TRANSDUTOR 4 CURVA FIB ANSYS CURVA EUROCODE ANSYS 𝐹 ( 𝑁 ) 𝑒𝑓 ( )
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Matheus Wanglon Ferreira (matheuswanglon@gmail.com) Dissertação de Mestrado. PPGEC/UFRGS. 2019. um erro de 2,96% apenas. O modelo numérico para P1-12,5-100, por sua vez, apresentou uma força última equivalente a 1376,25 kN, o que representa um erro de 6,52%. Diante disso, pode- se afirmar que a estratégia adotada e descrita no item 4.3, possibilitou a obtenção de resultados consistentes para as análises realizadas.
Figura 5.10: comparação dos resultados para a coluna C4. (Fonte: Elaborada pelo autor)