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VIGAS DE CONCRETO ARMADO REFORÇADAS
À FORÇA CORTANTE COM COMPÓSITOS DE
FIBRAS DE CARBONO
Aluno: Bruno Peixoto Barbosa
Orientador: Júlio Jerônimo Holtz Silva Filho
Coorientador: Emil de Souza Sánchez Filho
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SUMÁRIO
1. INTRODUÇÃO ... 3
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 4
3. METODOLOGIA ... 8
3.1. MODELO DE RUPTURA POR DESLOCAMENTO ... 8
3.2. MODELO ANALÍTICO ESTUDADO ... 9
4. COMPARAÇÃO DO MODELO TEÓRICO COM RESULTADOS EXPERIMENTAIS ... 11
5. CONCLUSÃO ... 14
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1. INTRODUÇÃO
O acréscimo de cargas, a mudança do tipo de utilização, os erros de projetos e de execução, dentre outros motivos, tornam necessário a execução do reforços em estruturas de concreto, com acréscimo de armaduras ou o aumento da seção do elemento.
A técnica da colagem de chapas metálicas com resinas epóxi surgiu na França nos anos 1960. Até os idos da década de 1990 o acréscimo de armadura era feito com a colagem de chapas de aço nas faces dos elementos estruturais
O surgimento de produtos compósitos constituídos de fibras de carbono, usados como substitutos das chapas metálicas, requerem um estudo detalhado de seu comportamento conjunto com a estrutura a ser reforçada, no que tange à análise das tensões de aderência entre o compósito e o concreto, tipos de ruptura (compósito-epóxi, concreto-epóxi, etc.), como também de uma metodologia racional para o dimensionamento do reforço à força cortante.
O advento das técnicas modernas de reforço e recuperação de estruturas, com a aplicação de produtos químicos e compósitos de materiais de boa resistência e durabilidade, produzidos por empresas estrangeiras, requerem uma avaliação crítica desses produtos e técnicas, de modo a torná-los viáveis de aplicação no Brasil, de conformidade com nossas normas e técnicas de dimensionamento e detalhamento estrutural.
A técnica da colagem de lâminas ou tecidos de materiais compósitos às estruturas é relativamente nova e mostra-se atrativa, face à sua facilidade de execução, manutenção das dimensões iniciais dos elementos, diminuição de prazo e custos.
Após o terremoto de Kobe no Japão, o uso dos materiais compósitos teve um desenvolvimento muito grande. Os materiais compósitos, tais como os compósitos de fibra de carbono, já eram muito utilizados na indústria aeronáutica e indústria automobilística, mas quase não eram empregados na construção civil.
Com a necessidade de recuperar as capacidades resistentes das estruturas danificadas pelos sismo ocorrido em 17 de janeiro de 1995, os engenheiros japoneses usaram intensivamente os materiais compósitos. A eficácia desses materiais nessas aplicações práticas mostraram que essa técnica era realmente promissora.
O custo benefício da colagem de materiais compósitos de fibra de carbono aos elementos de concreto estrutural, de modo a aumentar a capacidade resistente desses elementos, é bom e essa técnica é mais eficaz do que a colagem de chapas metálicas.
Contudo, alguns pontos básicos do comportamento de reforços externos colados com resinas ainda necessitam de estudos mais conclusivos, notadamente no que tange ao reforço à força cortante. Os modelos existentes requerem uma avaliação crítica, e necessitam ser balizados por comprovações experimentais.
Este trabalho desenvolve uma solução da Teoria da Plasticidade para vigas de concreto armado solicitadas à força cortante, e apresenta uma sistemática consistente para a análise de dados experimentais de vigas com estribos de compósitos de vigas de carbono.
4 A solução do limite superior da Teoria da Plasticidade é baseada em três hipóteses básicas, e nas seguintes considerações:
1) a energia de dissipação não é afetada pela abertura da fissura, e as parcelas das armaduras devidas à forças axiais nas barras;
2) adota-se o critério de Coulomb-Mohr com ou sem a consideração da tensão de tração;
3) admite-se uma configuração para a linha de ruptura.
A sistemática desenvolvida considera o modelo de fissura deslizante (Cracking Sliding Model) para a análise de vigas de concreto armado reforçadas a força cortante, aplicando-se o modelo de Hoang e Nielsen (1998) acoplado ao modelo de aderência de Chen e Teng (2003).
A validade do modelo de análise será feita comparando-se os resultados teóricos com os resultados experimentais de diversos autores.
2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
A ideia de reforçar estruturas de concreto armado com CFC surgiu no início dos anos 80 no Japão. Os abalos sísmicos na região e consequentes danos estruturais revelaram a necessidade de recuperação e reforço rapidamente.
De acordo com Beber (2003), a fibra de carbono é um material promissor, baseado na força das ligações carbono-carbono e na leveza do átomo de carbono. As fibras de carbono são caracterizadas por uma combinação de baixo peso, alta resistência e grande rigidez.
O CFC foi utilizado para reforço estrutural no Brasil pela primeira vez em Belo Horizonte, no viaduto Santa Tereza, no ano de 1998. O principal fator que levou à escolha do CFC foi o aspecto estético, pois se tratava de uma estrutura tombada pelo patrimônio histórico (Beber, 2003).
O sistema de reforço com CFC é composto por fibras de carbono envolvidas por uma matriz polimérica, e apresenta-se nas seguintes formas:
• fios de fibra de carbono, enrolados sob tensão e colados sobre a superfície do concreto;
• chapas pultrudadas, que são chapas de polímeros reforçados com fibras de carbono impregnadas com resina epóxi ou poliéster, que resultam em perfis contínuos com formatos diversos e complexos, que são colados sobre a superfície de concreto com adesivo;
• tecidos de fibra de carbono, que são tecidos pré-impregnados, colados sobre a superfície com resina epóxi. Este sistema segue exatamente a curvatura do elemento e permite a aplicação em cantos vivos.
Além das fibras de carbono, em reforço estrutural podem ser utilizadas também outras fibras, como fibras de vidro e aramida. Os compósitos com fibras de carbono (CFC) são os mais adequados para o reforço de vigas de concreto armado, devido ao alto desempenho mecânico apresentado e pelo fato de o aumento na seção transversal original ser praticamente desprezível.
5 A figura 1 apresenta um comparativo entre a resistência de diversos tipos de materiais utilizados em reforço de estruturas de concreto armado:
Figura 1 - Diagrama tensão-deformação específica das fibras, aço de construção e cordoalha de protensão (Beber, 2003)
Atualmente, os CFC são utilizados para reforçar vigas à flexão e à força cortante, lajes, chaminés, túneis, pilares por meio de confinamento ou para redução de deformações (Figuras 2 e 3).
6 Figura 3 - Confinamento de pilares com CFC
Na literatura encontram-se diversas pesquisas sobre a resistência à força cortante de vigas de concreto armado reforçadas com materiais compósitos com fibras de carbono, mas os resultados obtidos com os diversos modelos de análise, face à grande dispersão de valores, ainda não são conclusivos.
A Figura 4 ilustra as configurações de reforço à força cortante:
A – lâminas ou folhas coladas nas laterais da viga;
B – lâminas ou folhas coladas nas laterais e no fundo da viga, com envolvimento em forma de U;
C – com envolvimento em forma de U com um sistema de fixação nas laterais; D – lâminas ou folhas envolvendo totalmente a viga T ou retangular;
E – envolvimento em forma de U com um sistema de fixação na mesa.
As configurações D e E são as que apresentam melhores resultados, e a configuração que apresenta resultados menos satisfatórios é a configuração A.
Figura 4 – Configurações de reforço à força cortante utilizando-se materiais compósitos (Bulletin 14 FIB, 2001).
Em Bousselham (2005) tem-se resultados experimentais de vigas com compósitos, nos quais 30% das rupturas ocorreram por descolamento, 61% por rompimento do reforço, e 9% por outros modos. No caso de estribos em U relata que 64% das rupturas ocorrem por descolamento e 36% por rompimento do reforço.
A B C
D D
ou
7 Bousselham e Chaallal (2004), e Boussselham (2005) enumeram e analisam as
influências de diversos parâmetros na parcela V referente à força cortante resistida pelo f
reforço.
A rigidez Efρfw é fundamental na análise do comportamento do reforço à força
cortante. Esses autores mostram que a deformação específica efetiva no CFC, ε , diminui fe
com o acréscimo da relação
3 2 c fw f f E
, mas ainda não foi obtida uma equação que traduza
adequadamente essa variação. Para as vigas sem armadura transversal de aço o aumento percentual da resistência f u u V V V diminui quando 3 2 c fw f f E aumenta.
Existe uma interação entre as armaduras transversais de aço e de reforço. O aumento da relação fw f sw s E E acarreta um aumento de f u u V V V
, tanto para ruptura por
descolamento quanto para ruptura por rompimento do reforço. Contudo, quanto maior for essa relação menor será o acréscimo de
f u u V V V . A razão 2,5 d a
define as vigas para as quais é válida a hipótese das seções planas,
nesse caso adotando-se o Modelo da Treliça Generalizada e para 2,5
d a
tem-se vigas parede, para quais se tem descontinuidades no campo de tensões atuantes no painel fissurado que compõe a alma da viga, e que devem ser analisadas por um modelo de bielas e tirantes. A razão fw f s s E E
influencia a resistência total Vu nas vigas cuja ruptura é por
descolamento do reforço. Essa influência é um pouco menor nas vigas cuja ruptura ocorre por rompimento do reforço.
Para as vigas com Asw 0 verifica-se que
fw f s s E E aumenta e a razão f u u V V V diminui para 3,0 d a
, sendo que as vigas estudadas tinham no máximo s 2,6% e no mínimo
% 0 , 1 s .
O efeito de escala é fundamental no comportamento das vigas reforçadas com
CFC. Com o aumento da altura útil d da viga tem-se um decréscimo na razão
f u u V V V ,
ou seja, tem-se menor aumento de resistência. Para vigas com h300mm, prevalece à
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3. METODOLOGIA
3.1. MODELO DE RUPTURA POR DESLOCAMENTO
O modelo de Hoang e Nielsen (1998) para a análise de vigas de concreto armado solicitadas à força cortante faz a distinção entre os tipos de ruptura:
a) compressão da biela de concreto da alma da viga;
b) desenvolvimento da fissura inclinada devido à força cortante.
Se a armadura transversal for de grande magnitude, a ruptura ocorre por esmagamento da biela de concreto. Para vigas com baixa taxa de armadura transversal ou sem essa armadura, a resistência à força cortante é determinada por este modelo de ruptura por deslocamento (Cracking Sliding Model).
Esse modelo admite que as fissuras possam ser assumidas como linhas de ruptura, que têm menor resistência ao se desenvolverem na direção da face inferior da viga, do que as linhas de ruptura consideradas no concreto não fissurado.
As expressões para a resistência à força cortante foram obtidas com base nas condições de compatibilidade e critérios de plastificação e ruptura dos materiais, e formam uma solução cinemática da Análise Limite da Teoria da Plasticidade para vigas de concreto armado (Figura 5).
(a)
(b)
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3.2. MODELO ANALÍTICO ESTUDADO
Este modelo teórico obedece a todas as hipóteses do modelo de ruptura por deslocamento, e introduz algumas condições para avaliar a carga de ruptura de vigas em concreto armado reforçados com compósitos de fibras de carbono colados nas suas faces. O comportamento desse tipo de reforço é admitido semelhante ao comportamento dos estribos de aço (Figura 3). A taxa mecânica da armadura transversal (aço e CFC) é obtida por meio da soma das parcelas referentes ao tipo de armadura:
fw sw (3.1) sendo c yw w sw sw f f d b A 0 (3.2) c e u f w f f fw f f s b w t 0 , 2 (3.3)
A tensão de tangencial normalizada é dada por:
0 64 , 11 sw fw c u (3.4) Sendo c c 0,0590f (3.5)O limite de ruptura do concreto, levando-se em conta o espaçamento dos estribos é:
h s fw sw fw sw c u 0 0 95 , 16 64 , 11 (3.6) ou
h s fw sw c u 75 , 0 95 , 16 67 , 2 0 (3.7)
0 0 sw fw (3.8)10 Figura 6 – Disposições do reforço em CFC.
Admite-se aderência perfeita entre as faixas de CFC vertical e o concreto. A tensão de ruptura do reforço de CFC é dada por:
e f f e f E f , , (3.9)
que tem distribuição não uniforme, daí segundo Chen e Teng (2003), tem-se:
máx f f e f D f , , (3.10)
A tensão máxima de aderência do reforço em CFC é dada por:
u f c f f L w máx f f f t E , , 0.427 (3.11) sendo sen s w sen s w f f f f w 1 2 (3.12) c f f e f t E L (3.13) e máx L L (3.14) 2 L sen (3.15) 2 2 cos 1 2 sen Df (3.16)
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4. COMPARAÇÃO
DO
MODELO
TEÓRICO
COM
RESULTADOS EXPERIMENTAIS
Apresenta-se neste trabalho um modelo cinemático da Teoria da Plasticidade para a análise de vigas de concreto armado reforçadas à força cortante, aplicando-se com algumas adaptações o modelo de HOANG e NIELSEN (1998), acoplado ao modelo de aderência de CHEN e TENG (2003).
A validade do modelo de análise estudado é comprovada comparando-se os resultados teóricos com os resultados experimentais de 47 vigas de reforçada à força cortante com CFC realizados por SALLES NETO (2000), SILVA FILHO (2001), ARAÚJO (2002), KHALIFA et. al. (2002), BEBER (2003), PELLEGRINO e MODENA (2006) e SPAGNOLO JUNIOR (2007).
Adotou-se o fator de efetividade do concreto dado por:
s
c h f 0 0,88 1 1 126 (4.1) ondeh – altura da seção transversal;
s
– taxa geométrica da armadura longitudinal.
A Tabela 1 mostra as propriedades mecânicas do aço e do CFC utilizados em cada experimento. A taxa geométrica da armadura longitudinal é dada por:
c y w s s f f d b A 0 (4.2)
Os demais parâmetros das vigas são mostrados na Tabela 2. Os resultados obtidos, os parâmetros e razões calculadas se encontram na Tabela 3.
Tabela 1 Propriedades mecânicas do aço e do CFC.
Autor ffu εfu Ef fsl Esl fsw Esw
(MPa) (%) (GPa) (MPa) (GPa) (MPa) (GPa)
SALLES NETO 3792 1,70 228 594 204 773 206 SILVA FILHO (2001) 3792 1,70 228 605 202 770 208 ARAÚJO (2002) 3792 1,70 228 711 232 771 300 KHALIFA ET AL. (2002) 3790 1,70 228 460 210 430 200 BEBER (2003) 3400 1,48 230 625 210 587 210 PELLEGRINO e MODENA (2006) 3450 1,50 230 534 210 534 200 SPAGNOLO JULIOR (2007) 2969 1,16 255 599 204 595,5 198,5
Na tabela 2 são apresentadas a resistência a compressão do concreto, os parâmetros da armadura de aço e de reforço com CFC utilizado (taxa de armadura de aço transversal e longitudinal, taxa de armadura de reforço, largura, espaçamento e ângulo de aplicação do reforço) e a força cortante última da vigas analisadas.
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Tabela 2 – Resistência do concreto, parâmetros geométricos e força cortante última.
Autor Viga fc a/d sw sl tf sf wf fw β Vu
(MPa) (%) (%) (mm) (mm) (mm) (MPa) () (kN) SALL E S NE T O (2 0 0 2 ) V2 32,27 3,01 - 2,90 0,165 230 150 0,143 90 137,8 V3 31,03 3,01 - 2,90 0,165 230 150 0,220 45 160,3 V5 31,25 3,01 0,112 2,90 0,165 230 150 0,143 90 201,5 V6 28,37 3,01 0,112 2,90 0,330 200 150 0,330 90 201,4 V7 28,03 3,01 0,112 2,90 0,165 230 150 0,220 45 201,3 V8 39,97 3,01 0,112 2,90 0,165 180 150 0,183 45 197,7 SIL VA FIL HO (2 0 0 1 ) V2 41,90 3,01 0,055 2,90 0,165 230 150 0,143 90 294,5 V3 42,20 3,01 0,055 2,90 0,330 200 150 0,330 90 285,0 V4 43,80 3,01 0,055 2,90 0,495 200 150 0,495 90 289,5 V5 45,30 3,01 0,055 2,90 0,165 230 150 0,143 45 286,5 V6 46,40 3,01 0,055 2,90 0,165 200 150 0,165 45 210,0 V7 45,30 3,01 0,055 2,90 0,165 230 150 0,143 90 245,5 V8 45,30 3,01 0,055 2,90 0,330 200 150 0,330 90 255,0 AR AÚ JO (2 0 0 2 ) V2 22,50 3,01 0,055 2,90 0,165 230 150 0,143 90 147,5 V3 22,50 3,01 0,055 2,90 0,165 230 150 0,143 90 157,5 V4 22,50 3,01 0,055 2,90 0,330 200 150 0,330 90 150,0 V6 45,70 3,01 0,055 1,42 0,165 230 150 0,143 90 325,0 V7 45,80 3,01 0,055 1,42 0,330 200 150 0,330 90 394,0 V8 46,60 3,01 0,055 1,42 0,165 325 150 0,102 45 306,0 KHAL IFA E T AL . (2 0 0 2 ) SW3-2 19,30 3,00 0,084 4,14 0,165 - - 0,220 90 / 0 177,0 SW4-2 19,30 4,00 0,084 4,14 0,165 - - 0,220 90 / 0 180,5 SO3-2 27,50 4,00 - 4,14 0,165 125 50 0,088 90 131,0 SO3-3 27,50 3,00 - 4,14 0,165 125 50 0,088 90 133,5 SO3-4 27,50 3,00 - 4,14 0,165 - - 0,220 90 144,5 SO3-5 27,50 3,00 - 4,14 0,165 - - 0,220 90 / 0 169,5 SO4-2 27,50 4,00 - 4,14 0,165 125 50 0,088 90 127,5 SO4-3 27,50 4,00 - 4,14 0,165 - - 0,220 90 155,0 B E B E R ( 2 0 0 3 ) V11A 32,80 3,06 - 2,65 0,111 100 50 0,074 90 98,4 V11B 32,80 3,06 - 2,65 0,111 100 50 0,074 90 124,8 V17B 32,80 3,06 - 2,65 0,111 100 50 0,074 90 92,8 V12A 32,80 3,06 - 2,65 0,111 100 50 0,074 90 116,4 V18A 32,80 3,06 - 2,65 0,111 100 50 0,074 90 127,3 V20A 32,80 3,06 - 2,65 0,111 100 50 0,074 90 140,1 V15B 32,80 3,06 - 2,65 0,111 - - 0,148 90 138,4 V16B 32,80 3,06 - 2,65 0,111 - - 0,148 90 112,4 V18B 32,80 3,06 - 2,65 0,111 - - 0,148 90 202,4 V16A 32,80 3,06 - 2,65 0,111 - - 0,148 90 112,4 PEL E GR INO e MO DE NA (2 0 0 6 ) A-U1-C-17 41,40 3,00 0,392 7,50 0,165 - - 0,220 90 238,1 A-U1-C-20 41,40 3,00 0,392 7,50 0,165 - - 0,220 90 225,0 A-U1-S-17 41,40 3,00 0,392 7,50 0,165 - - 0,220 90 247,3 A-U1-S-20 41,40 3,00 0,392 7,50 0,165 - - 0,220 90 235,1 A-U2-C-17 41,40 3,00 0,335 7,50 0,330 - - 0,440 90 243,0 A-U2-C-20 41,40 3,00 0,335 7,50 0,330 - - 0,440 90 229,7 A-U2-S-17 41,40 3,00 0,335 7,50 0,330 - - 0,440 90 218,9 A-U2-S-20 41,40 3,00 0,335 7,50 0,330 - - 0,440 90 207,5 SP AGNO L O JUNI OR (2 0 0 7 ) VI-1 51,73 2,40 0,262 1,51 0,12 225 100 0,072 90 276,4 VI-2 51,73 2,40 0,262 1,51 0,24 225 100 0,145 90 293,3 VI-3 52,30 2,40 0,262 1,51 0,37 225 100 0,217 90 295,1 VII-1 50,97 2,40 0,131 1,51 0,12 225 100 0,072 90 216,7 VII-2 51,73 2,40 0,131 1,51 0,24 225 100 0,145 90 233,3 VII-3 52,30 2,40 0,131 1,51 0,37 225 100 0,217 90 208,2 Na Tabela 3 e na Figura 7 apresenta-se um comparativo entre os resultados experimentais e teóricos das 47 vigas reforçadas a força cortante com CFC ensaiadas. O valor médio da razão entre resultados experimentais e teóricos foi de 0,93, com um desvio padrão de 0,29 e um coeficiente de variação de 30,9%.
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Tabela 3 – Resistência do concreto, parâmetros geométricos e força cortante última.
Autor Viga 0 Vu,exp. Vu,teo.
(MPa) (kN) (kN) (%) SALL E S NE T O (2 0 0 2 ) V2 0,701 137,8 221,89 0,62 V3 0,715 160,3 212,54 0,75 V5 0,713 201,5 217,34 0,93 V6 0,748 201,4 207,60 0,97 V7 0,753 201,3 200,11 1,01 V8 0,630 197,7 236,47 0,84 SIL VA FIL HO (2 0 0 1 ) V2 0,615 294,5 209,69 1,40 V3 0,613 285,0 266,60 1,07 V4 0,602 289,5 297,70 0,97 V5 0,592 286,5 212,53 1,35 V6 0,585 210,0 227,09 0,92 V7 0,592 245,5 214,94 1,14 V8 0,592 255,0 273,12 0,93 AR AÚ JO (2 0 0 2 ) V2 0,840 147,5 175,20 0,84 V3 0,840 157,5 175,20 0,90 V4 0,840 150,0 215,65 0,70 V6 0,460 325,0 188,04 1,73 V7 0,459 394,0 232,85 1,69 V8 0,456 306,0 164,14 1,86 KHAL IFA E T AL . (2 0 0 2 ) SW3-2 1,000 177,0 163,2 1,08 SW4-2 1,000 180,5 163,2 1,11 SO3-2 0,979 131,0 179,5 0,73 SO3-3 0,979 133,5 165,11 0,81 SO3-4 0,979 144,5 218,0 0,66 SO3-5 0,979 169,5 165,8 1,02 SO4-2 0,979 127,5 165,1 0,77 SO4-3 0,979 155,0 218,0 0,71 B E B E R ( 2 0 0 3 ) V11A 0,733 98,4 150,0 0,66 V11B 0,733 124,8 150,0 0,83 V17B 0,733 92,8 150,0 0,62 V12A 0,733 116,4 159,9 0,73 V18A 0,733 127,3 159,9 0,80 V20A 0,733 140,1 159,9 0,88 V15B 0,733 138,4 194,3 0,71 V16B 0,733 112,4 194,3 0,58 V18B 0,733 202,4 194,3 1,04 V16A 0,733 184,0 194,3 0,95 PEL E GR INO e MO DE NA (2 0 0 6 ) A-U1-C-17 1,140 238,1 289,2 0,82 A-U1-C-20 1,140 225,0 281,2 0,80 A-U1-S-17 1,140 247,3 289,2 0,86 A-U1-S-20 1,140 235,1 281,2 0,84 A-U2-C-17 1,140 243,0 379,3 0,64 A-U2-C-20 1,140 229,7 373,1 0,62 A-U2-S-17 1,140 218,9 379,3 0,58 A-U2-S-20 1,140 207,5 373,3 0,56 SP AGNO L O JUNI OR (2 0 0 7 ) VI-1 0,502 276,4 223,9 1,23 VI-2 0,502 293,3 259,8 1,13 VI-3 0,500 295,1 266,9 1,11 VII-1 0,506 216,7 201,0 1,08 VII-2 0,502 233,3 215,4 1,08 VII-3 0,500 208,2 224,5 0,93 Média 0,93 Desvio Padrão 0,29 Coeficiente de Variação (%) 30,9 . theor u u V V , exp ,
14 Figura 7 – Vu,exp vs Vu,teo.
5. CONCLUSÃO
O modelo cinemático apresentado fornece resultados consistentes e com razoável dispersão de valores em relação aos valores experimentais. Contudo, devem ser feitas duas considerações a respeito desse modelo:
a) os resultados calculados dependem fundamentalmente dos valores assumidos
pelo fator de efetividade do concreto 0, ou seja, a adoção de uma expressão adequada
para esse parâmetro governa os resultados;
b) os resultados obtidos para as vigas com estribos inclinados devem ser avaliados com a ressalva que o modelo original foi concebido para estribos verticais, e que a força nos estribos inclinados é decomposta na direção horizontal e vertical, e somente essa última parcela contribui para a resistência à força cortante;
6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40 1.60 1.80 2.00 V2 V3 V5 V6 V7 V8 V2 V3 V4 V5 V6 V7 V8 V2 V3 V4 V6 V7 V8 SW3 -2 SW4 -2 SO 3-2 SO 3-3 SO3 -4 SO 3-5 SO 4-2 SO4 -3 V 11 A V 11 B V 17 B V 12 A V 18 A V 20 A V 15 B V 16 B V 18 B V 16 A A -U 1 -C -1 7 A -U 1 -C -2 0 A -U 1 -S -1 7 A -U 1 -S -2 0 A -U 2 -C -1 7 A -U 2 -C -2 0 A -U 2 -S -1 7 A -U 2 -S -2 0 V I-1 V I-2 V I-3 V II-1 V II-2 V II-3 Vexp / Vteo
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