ISSN (versão impressa) UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO ESCOLA DE ENGENHARIA DE SÃO CARLOS DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE ESTRUTURAS

UNIVERSIDADE DE SÃO PAULO

ESCOLA DE ENGENHARIA DE SÃO CARLOS DEPARTAMENTO DE ENGENHARIA DE ESTRUTURAS

2002

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Método de ensaio de ligações de estruturas de madeira por chapas com dentes estampados

Lívio Túlio Baraldi & Carlito Calil Junior 1

Pontes protendidas de madeira

Fernando Sérgio Okimoto & Carlito Calil Junior 25

Resistência ao embutimento da madeira compensada

Guilherme Corrêa Stamato & Carlito Calil Junior 49

Influência da umidade nas propriedades de resistência e rigidez da madeira

Norman Barros Logsdon & Carlito Calil Junior 77

Estruturas lamelares de madeira para coberturas

ESTRUTURAS DE MADEIRA POR CHAPAS COM

DENTES ESTAMPADOS

Lívio Túlio Baraldi1 _{& Carlito Calil Junior}2

R E S U M O

Este trabalho apresenta uma proposta de método de ensaio para determinação da

resistência de ligações em peças estruturais de madeira por chapas com dentes

estampados e também verifica os modos de ruptura destas ligações. Para esta

finalidade foram realizados ensaios com cinco espécies de madeira classificadas de

acordo com as classes de resistência apresentadas na norma brasileira para estruturas

de madeira, a NBR 7190/1997 - Projeto de estruturas de madeira. No trabalho são

verificados três modos básicos de ruptura das ligações, a saber: tração da chapa,

cisalhamento da chapa e arrancamento dos dentes da chapa da peça de madeira.

Dentro de cada modo de ruptura verificam-se os efeitos da variação da posição da

chapa em relação à direção de aplicação da força. Determina-se também a resistência

da ligação de acordo com o proposto pela norma brasileira para estruturas de

madeira.

Palavras-chave: Estruturas de madeira; chapa com dentes estampados; ensaios.

1 INTRODUÇÃO

Para a disseminação do emprego da madeira como material estrutural de construção é necessária a industrialização dos sistemas construtivos.

Em nível mundial o desenvolvimento da indústria de estruturas de madeira ocorreu, principalmente, na Europa do pós-guerra devido à necessidade de reconstrução rápida e econômica das cidades destruídas pela guerra. O desenvolvimento da indústria da madeira para estruturas de cobertura propiciou o surgimento de um novo conector, que viabilizou a montagem das estruturas em escala industrial, as chapas com dentes estampados, doravante denominadas CDE.

Dentro desta linha de conectores destacam-se os fabricados pela GANG-NAIL, inventados nos Estados Unidos em 1955 por J. Calvin Jurgit (GANG-GANG-NAIL, 1980), presidente da Automated Building Components, Inc.

No Brasil, de acordo com BARROS (1989), as estruturas de madeira não atingiram um alto nível de industrialização devido principalmente aos seguintes

1 _{Professor Doutor, Universidade de Marília, lbaraldi-fe@unimar.br}

aspectos: a falta de conscientização dos proprietários quanto à elaboração técnica dos projetos de cobertura, que na maioria das vezes fica a cargo de carpinteiros; poucos são os profissionais da área da Engenharia Civil e da Arquitetura que conhecem as propriedades e sabem trabalhar com o material madeira; e a inexistência de políticas públicas para utilização adequada e racional da madeira.

Este baixo índice ocorre, além dos motivos citados anteriormente, devido à pouca divulgação por parte das universidades e indústrias do Brasil deste tipo de conector, e também por se tratar de um conector ainda não normalizado, uma vez que o texto da norma brasileira para estruturas de madeira foi escrito antes da industrialização deste conector.

Enquanto em outros países as pesquisas e normas foram sendo atualizadas juntamente com o avanço tecnológico, no Brasil só no início dos anos 90 iniciou-se a revisão da norma brasileira para estruturas de madeira. Neste texto (NBR 7190, 1997), procurou-se suprir a deficiência apresentada em relação a utilização de conectores do tipo CDE. Este trabalho surgiu pela necessidade da Comissão de Estudos da ABNT, para a revisão da norma de estruturas de madeira, com a finalidade da proposta de um método de ensaio para ligações por CDE.

Este trabalho tem, portanto, como objetivo principal, a definição de um método de ensaio e sua verificação experimental para ligações em estruturas de madeira por CDE, com ênfase à proposta para a determinação da resistência e rigidez destas ligações para a NBR 7190/1997 e a verificação dos modos de ruptura avaliados nos ensaios.

2 REVISÃO

BIBLIOGRÁFICA

A bibliografia para a realização deste trabalho pode ser dividida em dois grupos principais: o primeiro está relacionado com as normas referentes a estruturas treliçadas de madeira utilizando-se CDE; o segundo refere-se aos artigos publicados em revistas técnicas das pesquisas sobre este tipo de conector realizadas no Brasil e no exterior.

As normas foram importantes para a realização da primeira etapa do trabalho contendo um método de ensaio para o estudo do comportamento da ligação. Já os estudos realizados por outros pesquisadores foram importantes para a verificação da validade dos resultados obtidos nos ensaios.

Foram estudadas as seguintes normas :

• British Standard Institution (1989) - BS 6948 - Methods of test;

• Instituto Nacional de Normalización. NCH 1198 - Madera : Construciones de madera - Calculo;

• Deutsche Institut für Normung (1988). DIN 1052 - Structural use of wood;

• CEN-TC 124 (1994). pr EN 1075 - Timber structures - Test methods - Joints made with punched metal plate fasteners;

• American National Standards Institute/Truss Plate Institute (1995). ANSI/TPI 1 (Draft 6) - National design standard for metal plate connected wood truss construction;

• American Society for Testing and Materials (1992). ASTM E489 - Test methods for tensile strength properties of steel truss plates;

• American Society for Testing and Materials. ASTM E767 - Test methods for shear resistance of steel truss plate;

• Canadian Standards Association (1980). CSA S347 - Methods of test for evaluation of truss plate used in lamber joints;

• Associação Brasileira de Normas Técnicas (1997). NBR 7190 - Projeto de estruturas de madeira.

A partir destes estudos o trabalho concentrou-se principalmente em três normas: a inglesa BS 6948, a européia prEN 1075 e a americana ANSI/TPI 1.

Estas normas apresentam métodos de ensaio baseados em três modos de ruptura a serem analisados, que são:

• Tração da chapa de aço; • Cisalhamento da chapa de aço;

• Arrancamento dos dentes da chapa da peça de madeira.

Para cada modo de ruptura as normas especificam variações da posição da chapa, definindo ângulos do eixo longitudinal da chapa em relação à direção das fibras da madeira (αCH) e o ângulo entre a direção da força e as fibras da madeira (α).

Apresentam ainda as dimensões a serem utilizadas na confecção das peças de madeira que compõem os corpos-de-prova.

De acordo com a NBR 7190 (1997), a resistência das ligações por CDE “É definida pelo escoamento da chapa metálica, ou pelo início de arrancamento da chapa metálica, ou por qualquer fenômeno de ruptura da madeira, não se tomando valor maior que a carga aplicada ao corpo-de-prova, para uma deformação específica residual da ligação de 0,2%, medida em uma base de referência padronizada, igual ao comprimento da chapa metálica na direção do esforço aplicado, como mostra o diagrama da figura 1.

Para esta finalidade a deformação específica residual da ligação é medida a partir da intersecção da reta secante, definida pelos pontos (F71;

ε

)

ε

diagrama força deformação específica, representados pelos pontos 71 e 85 do diagrama de carregamento da figura 2, com o eixo das deformações. A partir desta intersecção constrói-se uma reta paralela afastada de 0,2% até a intersecção do diagrama força deformação específica da ligação. A força correspondente é definida como a resistência da ligação R”.

A rigidez da ligação corresponde à inclinação da reta utilizada na determinação da resistência da ligação.

F

F

R

F

εε µ

( µ

(

)

)

Figura 1 - Determinação da resistência (R) e rigidez (k) da ligação. Fonte: NBR 7190/1997

44 45 30s 02 01 0,1 0,5 04 03 05 22 42 30s 21 31 24 23 15 43 1,0 est

F

R

Figura 2 : Diagrama de carregamento. Fonte: NBR 7190/1997

Da revisão bibliográfica conclui-se que os modos de ruptura que ocorrem nas ligações por CDE são :

a)Ruptura da chapa de aço por tração;

b)Ruptura da chapa de aço por cisalhamento;

c)Ruptura por arrancamento dos dentes da chapa das peças de madeira; d)Ruptura da madeira por cisalhamento, fendilhamento, ou tração.

O método de ensaio proposto deve permitir a determinação da resistência e rigidez da ligação de acordo com a definição apresentada na norma brasileira para estruturas de madeira (NBR 7190, 1997).

3 MÉTODO DE ENSAIO PROPOSTO

3.1 Considerações

gerais

Os ensaios foram realizados em cinco espécies diferentes de madeira, sendo duas de reflorestamento e três nativas.

Apresenta-se na tabela 1 a relação das espécies de madeira utilizadas nos ensaios e suas classificações de acordo com as classes de resistência apresentadas pela norma brasileira para estruturas de madeira (NBR 7190, 1997).

Para a realização dos ensaios, utilizou-se a madeira no estado verde, por apresentar menor variabilidade nos valores de suas propriedades de resistência e elasticidade e, também, menores valores de resistência para as ligações. Para a saturação das peças de madeira, estas foram colocadas em um reservatório com água e feito o controle do peso, até o equilíbrio, garantindo-se assim a saturação das fibras da madeira.

Todas as vigas de madeira utilizadas nos ensaios passaram por inspeção visual e foram caracterizadas para obter-se as seguintes propriedades para projeto de estruturas:

• Densidade

• Resistência ao cisalhamento;

• Resistência à tração normal às fibras;

• Resistência à tração paralela às fibras;

• Resistência à compressão normal às fibras;

• Resistência à compressão paralela às fibras;

• Módulo de elasticidade paralelo às fibras;

• Módulo de elasticidade normal às fibras.

Tabela 1 - Agrupamento de classes de resistência

Características das espécies de madeira

Espécie Classe fc0,k (MPa) fv,k (MPa) Ec0,m (MPa) ρbas,m (Kg/m3₎ ρapa (Kg/m3₎

Pinus (Pinus elliottii) C20 20 4 9500 500 650

Cupiúba (Goupia glabra) C30 30 5 14500 650 800

Garapa (Apuleia leiocarpa) C40 40 6 19500 750 950 Jatobá (Hymenaea stilbocarpa) C60 60 8 24500 800 1000 Eucalipto (Eucalyptus citriodora) C60 60 8 24500 800 1000

Foram utilizados nos ensaios conectores fabricados e fornecidos pela GANG-NAIL do BRASIL, selecionados aleatoriamente de um lote de produção normal.

Os conectores são fabricados com aço galvanizado a quente, de primeira qualidade, com as seguintes especificações fornecidas pelo fabricante :

• Obedece os requisitos da ASTM A446-72 Grau A;

• Tensão admissível à tração: 14 kN/cm2;

• Cisalhamento admissível: 9,8 kN/cm2;

• Limite de escoamento: 23,2 kN/cm2;

• Alongamento em 5 cm : 20% (mínimo);

• Limite de resistência à tração: 31,64 kN/cm2.

A GANG-NAIL do BRASIL prescreve ainda as seguintes características para os conectores:

• Número de dentes : 1,5 dentes/cm2;

• Peso : 1,05 g/cm2;

• Espessura : 1,23 mm (podendo variar até um máximo de 1,38 mm);

• Comprimento dos dentes : 7,8 mm;

• Aço efetivo longitudinalmente : 32,7%;

• Aço efetivo transversalmente : 70,2%.

Para a confecção dos corpos-de-prova os seguintes procedimentos foram adotados :

• Primeiro passo : Todas as vigas foram numeradas por espécie;

• Segundo passo : Foram extraídos de cada viga os corpos-de-prova necessários para sua caracterização, os quais foram acondicionados em um tanque de água até atingirem o ponto de saturação das fibras, para em seguida, serem feitos os ensaios de classificação. Cada corpo-de-prova recebeu o número da viga a que correspondia;

• Terceiro passo : Do restante de cada viga foram confeccionadas as peças dos corpos-de-prova para o ensaio das ligações. Cada conjunto de peças foi numerado de acordo com o número da viga correspondente e o código "CP" foi acrescentado para especificar que estavam relacionados com os ensaios de ligações por CDE. • Quarto passo : As peças foram acondicionadas em um tanque de água até

atingirem o ponto de saturação das fibras. Este controle foi feito por medições do peso de testemunhos colocados juntos às peças no tanque.

• Quinto passo : As peças foram retiradas do tanque e os corpos-de-prova foram montados no máximo 24 horas antes de serem ensaiados.

Para a prensagem dos conectores nas peças de madeira utilizou-se um pórtico de reação com um cilindro hidráulico acoplado, comandado por um sistema VICKERS. Na base do pistão do cilindro foi acoplada uma chapa metálica para distribuir a força sobre toda a área do conector com o objetivo de conseguir uma penetração dos dentes mais uniforme possível.

A força de prensagem do conector variou de 6 a 16 toneladas, de acordo com o tamanho do conector e a densidade da madeira.

• Sexto passo : Em seguida os corpos-de-prova foram preparados para o ensaio com os relógios comparadores.

Todos os modelos de corpos-de-prova foram montados com dois conectores, sendo um em cada face das peças de madeira, e foram fixados simetricamente para evitar os efeitos da excentricidade nas ligações.

Os valores de ruptura estimados para os ensaios foram obtidos a partir dos resultados de ensaios preliminares.

As seções transversais da extremidade das peças carregadas à compressão foram preparadas de modo a apresentar uma superfície plana e lisa, com ângulos retos em relação ao eixo paralelo às direções das fibras da madeira.

As peças que compõem um corpo-de-prova devem apresentar a mesma espessura para evitar problemas na fixação dos conectores.

3.2 Procedimentos de ensaio

a) Estimou-se um valor de carga máxima (Fest) para cada tipo de modelo testado;

b) Aplicou-se a carga a uma razão constante de 0,2Fest por minuto. Para corpos-de-prova que utilizaram dispositivos de adaptação para o ensaio, a velocidade de carregamento até atingir o valor de 0,2Fest foi mais lenta para que houvesse a acomodação do dispositivo, a partir deste ponto retomou-se a velocidade de 0,2Fest por minuto;

c) Mediu-se e registrou-se o deslocamento da ligação pelo menos a cada incremento de carga de 0,1Fest. As medições foram feitas com relógios comparadores colocados em pontos correspondentes a lados opostos do modelo. Utilizou-se valores médios nos cálculos.

d) Registrou-se a carga máxima para cada ensaio.

3.3 Ensaio de tração da chapa

As peças de madeira apresentavam seção transversal com altura mínima de 9,7cm e largura mínima de duas vezes o comprimento dos dentes mais 0,5cm ou 3,3cm, sendo empregado sempre o maior valor. O comprimento das peças foi no mínimo de 20cm.

Figura 3 - Descrição das peças de madeira para ensaio de tração da chapa Mínimo 20 cm

Mínimo 2 x comp. do dente + 0,5 cm ou 3,3 cm

As dimensões do conector (comprimento x largura) foram calculadas para que a ruptura ocorresse no conector em sua seção resistente sem que houvesse o arrancamento dos dentes do conector das peças de madeira ou ruptura da madeira por tração paralela às fibras.

O ensaio foi realizado com a aplicação de uma força de tração axial no corpo-de-prova, onde a direção de aplicação desta força formava um ângulo de α=0° em relação às fibras da madeira. Foram ensaiados dois modelos de corpo-de-prova, diferindo entre si pela posição das chapas em relação a direção das fibras, formando ângulos de αCH = 0° e 90°.

Figura 4 - Corpos-de-prova para ensaios de tração da chapa de aço

Apresentam-se na tabela 2 as dimensões da chapa utilizada, com suas dimensões na seção de solicitação:

Tabela 2 - Dimensões das chapas utilizadas nos ensaios de tração

ENSAIO DE TRAÇÃO DA CHAPA

ESPÉCIE αch=0° Lrup(cm) αch=90° Lrup(cm)

Pinus 4x23 4 5x14 14 Garapa 5x16 5 11x10 10 Cupiúba 5x16 5 7x8,5 8,5 Eucalipto 7x14 7 11x12 12 Jatobá 7x14 7 11x8 8 Força de tração αCH = 0° αCH = 90° 2 mm entre peças Relógios comparadores

Para os ensaios de tração da chapa, a base de medida para os relógios comparadores foi de 100mm para todas as espécies, com exceção do Pinus elliottii onde foi utilizada uma base de medida de 120mm.

3.4 Ensaio de cisalhamento da chapa

As peças de madeira apresentavam seção transversal com espessura mínima de duas vezes o comprimento dos dentes do conector mais 0,5cm, ou 4,7cm, sendo empregado sempre o maior valor. As demais dimensões das peças estão mostradas na figura 5.

As dimensões do conector (comprimento x largura) foram calculadas para que a ruptura ocorresse por cisalhamento do conector de aço em sua seção resistente, sem que houvesse o arrancamento dos dentes do conector das peças de madeira ou ruptura da madeira. Além disso procurou-se manter uma proporção entre o comprimento e a largura do conector de aproximadamente 1:1 para αCH=0°,

aumentando para 2:1 com αCH=90°, e não se prolongando por mais de 75% da

espessura da peça de madeira.

Figura 5 - Descrição das peças de madeira para ensaio de cisalhamento da chapa

Os ensaios foram realizados por meio da aplicação de uma força de compressão no corpo-de-prova. A direção de aplicação desta força formou um ângulo

19,4 cm (mínimo) 4,0 cm 9,7 cm (mínimo) 10,0 cm 2,5 cm 24,0 cm 0,5 cm Mínimo 2 x comp. do dente + 0,5 cm ou 4,7 cm

α=0° em relação às fibras da madeira. Foram feitas quatro variações da inclinação do conector em relação às fibras da madeira, com αCH=0°, 30°, 60° e 90°, como mostrado

na figura 6.

Figura 6 - Corpos-de-prova para ensaio de cisalhamento da chapa de aço

Apresentam-se na tabela 3 as dimensões das chapas utilizadas, com suas dimensões na direção da solicitação, para cada tipo de ensaio:

Tabela 3 - Dimensões das chapas utilizadas nos ensaios de cisalhamento

ENSAIO DE CISALHAMENTO DA CHAPA ESPÉCIE αch=0° Lr (cm) αch=30° Lr (cm) αch=60° Lr (cm) αch=90° Lr (cm) Pinus 14x6 6 7x20 12 7x20 8 7x20 7 Garapa 7x8 8 7x10 12 7x12 9 7x14 7 Cupiúba 7x8 8 7x14 12 7x14 8 7x14 7 Eucalipto 7x8 8 7x14 12 7x14 8 7x8 7 Jatobá 7x8 8 7x14 12 7x14 8,5 7x8 7

Foram adotadas as seguintes bases de medida: • Cupiúba: 120mm;

• Pinus elliottii: 125mm;

• Garapa, Jatobá e Eucalipto citriodora: 140mm.

Força de compressão 2 mm entre peças αCH = 0° αCH = 90° αCH = 30° e 60° Relógios comparadores

3.5 Ensaio de arrancamento da chapa

3.5.1 Arrancamento paralelo às fibras da madeira

As peças de madeira dos corpos-de-prova para ensaios de arrancamento paralelo às fibras seguem as mesmas especificações apresentadas para as peças utilizadas nos ensaios de resistência à tração da chapa.

As dimensões do conector (comprimento x largura) foram calculadas para que a ruptura ocorresse por arrancamento dos dentes do conector das peças de madeira, sem que houvesse ruptura da madeira por tração paralela às fibras ou do conector em sua seção resistente.

O ensaio foi realizado por meio da aplicação de uma força de tração no corpo-de-prova, formando um ângulo α=0° em relação às fibras da madeira. Foram feitas três variações da inclinação do conector em relação às fibras da madeira, com ângulos αCH= 0°, 45° e 90°.

Figura 7 - Corpos-de-prova para ensaio de arrancamento paralelo às fibras

Apresentam-se na tabela 4 as dimensões das chapas utilizadas, com o número de dentes trabalhando na ligação, para cada tipo de ensaio:

Tabela 4 - Dimensões das chapas utilizadas nos ensaios de arrancamento paralelo às fibras

ENSAIO DE ARRANCAMENTO PARALELO ÀS FIBRAS

ESPÉCIE αch=0° NO DENTES αch=45° NO DENTES αch=90° NO DENTES

Pinus 7x8 160 7x8 160 7x8 160 Garapa 7x8 160 7x8 160 7x8 160 Cupiúba 7x8 160 7x8 160 7x8 160 Eucalipto 7x8 160 7x8 160 7x8 160 Jatobá 7x8 160 7x8 160 7x8 160 αCH = 90° αCH = 45° Força de tração αCH = 0° 2 mm entre peças Relógios comparadores

Foram adotadas as seguintes bases de medidas: • Jatobá, Cupiúba, Eucalipto citriodora e Garapa: 100mm; • Pinus elliottii: 120mm.

3.5.2 Arrancamento perpendicular às fibras da madeira

O corpo-de-prova é composto por duas peças unidas formando um dispositivo de ligação em forma de ‘T’. O elemento transversal (mesa) do corpo-de-prova apresentava seção transversal com largura mínima de duas vezes o comprimento dos dentes do conector mais 0,5 cm, ou 3,3 cm, sendo empregado sempre o maior valor, e uma altura mínima de 9,7 cm. O comprimento era de no mínimo 50 cm. O elemento longitudinal (alma) segue as especificações das peças do corpo-de-prova para ensaios de tração da chapa.

Figura 8 - Descrição das peças de madeira para ensaio de arrancamento perpendicular às fibras da madeira

As dimensões do conector (comprimento x largura) foram calculadas para que a ruptura ocorresse por arrancamento dos dentes do conector da peça de madeira na transversal sem que houvesse o arrancamento dos dentes do conector da peça longitudinal do corpo-de-prova, ruptura da madeira por tração paralela às fibras ou ruptura do conector em sua seção resistente.

O ensaio foi realizado por meio da aplicação de uma força de tração perpendicular à peça transversal do corpo-de-prova. Foram feitas três variações do ângulo que o comprimento do conector formava com as fibras da peça de madeira na transversal do corpo-de-prova (αCH=0°, 45° e 90°), de acordo com a figura 9.

Mínimo 2 x comp. do dente + 0,5 cm ou 3,3 cm Mínimo 50 cm

Figura 9 - Corpos-de-prova para ensaio de arrancamento perpendicular às fibras da madeira

Apresentam-se na tabela 5 as dimensões das chapas utilizadas, com o número de dentes trabalhando na ligação, para cada tipo de ensaio:

Tabela 5 - Dimensões das chapas utilizadas nos ensaios de arrancamento perpendicular às fibras

ENSAIO DE ARRANCAMENTO PERPENDICULAR ÀS FIBRAS

ESPÉCIE αch=0° NO DENTES αch=45° NO DENTES αch=90° NO DENTES

Pinus 7x14 80 7x14 100 7x8 80

Garapa 7x16 80 7x14 100 11x8 80

Cupiúba 7x16 80 7x14 100 7x8 48

Eucalipto 7x14 80 7x8/7x14 80/100 7x8 80

Jatobá 7x14 80 7x14 100 7x8 80

Foram adotadas as seguintes bases de medida: • Pinus elliottii: 130mm;

• Garapa e Cupiúba: 110mm; • Eucalipto citriodora: 85mm; • Jatobá: 130mm.

4 RESULTADOS

Para cada espécie de madeira foram ensaiados trinta e dois corpos-de-prova, com um total de cento e sessenta ensaios realizados.

No capítulo 5 são feitas considerações a respeito dos resultados obtidos nos ensaios.

Tabela 6 - Resultados - Agrupamento de classes de resistência

Espécies fc0,m (kN/cm2) σx (n) δ (%) fc0k,12 (kN/cm2) Classe Pinus elliottii 1,986 0,3185 16,04 1,92 C20 Cupiúba 4,374 0,672 15,4 4,35 C40 Garapa 4,858 0,6295 12,9 4,89 C40 Eucalipto citriodora 6,389 0,7908 12,4 6,64 C60 Jatobá 7,076 1,015 14,3 6,73 C60

Tabela 7 - Resultados : Pinus elliottii

Ensaio CHAPA RIGIDEZ Ruptura Resistência

(kN/mm) (NBR 7190, 1997)

Arrancamento (α=0°)

αCH=0° 7x8 (160 dentes) 31,5 0,07kN/dente 0,05 kN/dente αCH =45° 7x8 (160 dentes) 38,1 0,08kN/dente 0,06 kN/dente αCH =90° 7x8 (160 dentes) 35,3 0,08kN/dente 0,05 kN/dente (α=90°)

αCH =0° 7x14 (80 dentes) 36,8 madeira madeira αCH =45° 7x14 (100 dentes) madeira madeira αCH =90° 7x8 (80 dentes) 28,7 madeira madeira Tração (α=0°)

αCH =0° 4x23 (lRUP=4cm) 46,6 madeira dispositivo madeira dispositivo αCH =90° 5x14(lRUP=14cm) 48,0 madeira dispositivo madeira dispositivo Cisalhamento (α=0°)

αCH =0° 14x6 (lRUP=6cm) 5,5 arrancou arrancou αCH =30° 7x20 (lRUP=12cm) 9,7 madeira madeira αCH =60° 7x20 (lRUP=8cm) 10,8 1,12kN/cm arrancou 0,69 kN/cm αCH =90° 7x20 (lRUP=7cm) 11,7 1,21kN/cm arrancou 0,84 kN/cm

Tabela 8 - Resultados : Cupiúba

Ensaio CHAPA RIGIDEZ Ruptura Resistência

(kN/mm) (NBR 7190, 1997)

Arrancamento (α=0°)

αCH=0° 7x8 (160 dentes) 67,3 0,19kN/dente 0,11 kN/dente αCH =45° 7x8 (160 dentes) 59,9 0,16kN/dente 0,11 kN/dente αCH =90° 7x8 (160 dentes) 65,9 0,16kN/dente 0,12 kN/dente (α=90°)

αCH =0° 7x16 (80 dentes) 46,4 madeira madeira αCH =45° 7x14 (100 dentes) madeira madeira αCH =90° 7x8 (48 dentes) 36,1 madeira madeira Tração (α=0°)

αCH =0° 5x16 (lRUP=5cm) 68,6 3,55kN/cm 2,53 kN/cm αCH =90° 7x8,5(lRUP=8,5cm) 145,1 arrancou arrancou Cisalhamento (α=0°)

αCH =0° 7x8 (lRUP=8cm) 26,5 1,37kN/cm 0,98 kN/cm αCH =30° 7x14(lRUP=12cm) 33,7 1,4kN/cm 1,16 kN/cm αCH =60° 7x14(lRUP=8cm) 26,3 1,34kN/cm 1,09 kN/cm αCH =90° 7x14(lRUP=7cm) 27,1 1,02kN/cm 0,86 kN/cm

Tabela 9 - Resultados : Garapa

Ensaio CHAPA RIGIDEZ Ruptura Resistência

(kN/mm) (NBR 7190, 1997)

Arrancamento (α=0°)

αCH=0° 7x8 (160 dentes) 87,3 0,23kN/dente 0,15 kN/dente αCH =45° 7x8 (160 dentes) 68,3 0,2kN/dente 0,13 kN/dente αCH =90° 7x8 (160 dentes) 94,2 0,19kN/dente 0,14 kN/dente (α=90°)

αCH =0° 7x16 (80 dentes) 57,3 madeira madeira αCH =45° 7x14 (100 dentes) madeira madeira αCH =90° 11x10/7x8(80/60 dentes) 99,9/30,1 madeira madeira Tração (α=0°) αCH =0° 5x16 (lRUP=5cm) 91,4 3,67kN/cm 3,03 kN/cm αCH =90° 11x10 (lRUP=10cm) 169,3 2,23kN/cm 1,93 kN/cm Cisalhamento (α=0°) αCH =0° 7x8 (lRUP=8cm) 27,1 1,48kN/cm 1,09 kN/cm αCH =30° 7x10 (lRUP=12cm) 30 1,45kN/cm 1,1 kN/cm αCH =60° 7x12 (lRUP=9cm) 27,5 1,33kN/cm 1,22 kN/cm αCH =90° 7x14 (lRUP=7cm) 27,4 1,12kN/cm 0,87 kN/cm

Tabela 10 - Resultados : Eucalipto Citriodora

Ensaio CHAPA RIGIDEZ Ruptura Resistência

(kN/mm) (NBR 7190, 1997)

Arrancamento (α=0°)

αCH=0° 7x8 (160 dentes) 105,8 0,23kN/dente 0,18 kN/dente αCH =45° 7x8 (160 dentes) 77,3 0,17kN/dente 0,14 kN/dente αCH =90° 7x8 (160 dentes) 97,4 0,18kN/dente 0,15 kN/dente (α=90°)

αCH =0° 7x16 (80 dentes) 40,2 madeira madeira αCH =45° 7x8/7x14 (80/100

dentes)

madeira madeira αCH =90° 7x8 (80 dentes) 33,4 madeira madeira

Tração (α=0°)

αCH =0° 7x14 (lRUP=7cm) 98,3 madeira dispositivo madeira dispositivo αCH =90° 11x12

(lRUP=12cm)

249,8 madeira dispositivo madeira dispositivo Cisalhamento (α=0°)

αCH =0° 7x8 (lRUP=8cm) 19,1 1,36 kN/cm 1,05 kN/cm αCH =30° 7x14 (lRUP=12cm) 24,5 1,41kN/cm 1,1 kN/cm αCH =60° 7x14 (lRUP=8cm) 17,8 1,25kN/cm 1,08 kN/cm αCH =90° 7x8 (lRUP=7cm) 17,6 1,40kN/cm 1,06 kN/cm

Tabela 11 - Resultados : Jatobá

Ensaio CHAPA RIGIDEZ Ruptura Resistência

(kN/mm) (NBR 7190, 1997)

Arrancamento (α=0°)

αCH=0° 7x8 (160 dentes) 87,5 0,24kN/dente 0,16 kN/dente αCH =45° 7x8 (160 dentes) 88,5 0,21kN/dente 0,14 kN/dente αCH =90° 7x8 (160 dentes) 86,5 0,18kN/dente 0,14 kN/dente (α=90°)

αCH =0° 7x14 (80 dentes) 116,2 madeira madeira αCH =45° 7x14 (100 dentes) madeira madeira αCH =90° 7x8 (80 dentes) 73,2 madeira madeira Tração (α=0°) αCH =0° 7x14 (lRUP=7cm) 123,1 3,47kN/cm 2,82 kN/cm αCH =90° 11x8 (lRUP=8cm) 116,4 2,23kN/cm 1,84 kN/cm Cisalhamento (α=0°) αCH =0° 7x8 (lRUP=8cm) 25,9 1,45kN/cm 1,04 kN/cm αCH =30° 7x14 (lRUP=12cm) 34,6 1,44kN/cm 1,2 kN/cm αCH =60° 7x14 (lRUP=8,5cm) 28,2 1,26kN/cm 1,07 kN/cm αCH =90° 7x8 (lRUP=7cm) 26,2 1,39kN/cm 1,07 kN/cm

5 DISCUSSÃO DOS RESULTADOS

5.1 Ensaios de tração da chapa

Neste ensaio observou-se uma variação muito pequena nos valores médios de ruptura. Isto pode ser atribuído ao fato de se tratar de uma ruptura dependente somente da chapa de aço, desde que esteja garantido um número de dentes suficientes para impedir o arrancamento da chapa da peça de madeira, mesmo que não totalmente, ou a ruptura da madeira.

Alguns corpos-de-prova apresentaram ruptura no ponto de fixação do dispositivo de ensaio, principalmente no caso do Pinus elliottii e do Eucalipto citriodora. No caso do Eucalipto não foi possível a verificação da resistência da chapa, pois todos os corpos-de-prova ensaiados romperam na madeira.

Devido à baixa resistência do Pinus elliottii ao arrancamento da chapa e ao embutimento, não foi possível a ruptura da chapa, pois em todos os ensaios a ruptura se deu por arrancamento da chapa ou ruptura da madeira no ponto de fixação do dispositivo.

A ligação apresentou um comportamento próximo do linear até valores da ordem de 40% da força de ruptura, passando, a partir deste ponto, a apresentar grandes deformações, sendo importante nos cálculos este controle para evitar grandes deslocamentos da estrutura.

Apresenta-se na figura 10 uma curva modelo do comportamento da ligação para este tipo de solicitação, incluindo a reta para determinação da resistência e rigidez da ligação. 1 2 3 _{4 5} 6 0 10 20 30 40 Força kN DEFORMAÇÃO ESPECÍFICA(1/1000)

Na determinação da rigidez da ligação para este ensaio, observou-se um acréscimo com o aumento da densidade da madeira, ao contrário do observado para os valores de ruptura, que não apresentaram grandes variações com a mudança da espécie de madeira.

5.1.2 Tração transversal à chapa (αCH=90°)

Os valores médios de ruptura dos ensaios realizados não apresentaram variação. A comparação destes valores com os obtidos nos ensaios de tração longitudinal mostraram uma menor resistência no sentido transversal devido à menor área resistente de aço nesta direção.

Assim como nos ensaios de tração longitudinal à chapa, onde alguns corpos-de-prova romperam por arrancamento dos dentes da chapa da madeira ou por ruptura da madeira no ponto de fixação do dispositivo de ensaio, neste caso também ocorreram estas falhas principalmente para o Pinus e o Eucalipto.

A ligação apresentou um comportamento semelhante ao verificado nos ensaios de tração longitudinal à chapa com um comportamento linear até valores da ordem de 40% da força de ruptura, como pode ser observado na figura 10.

Também neste caso a rigidez aumentou proporcionalmente à densidade da madeira, só que com taxas maiores que os apresentados para a tração longitudinal. Isto se deve, principalmente, pelo fato dos dentes serem solicitados na direção de maior inércia.

5.2 Ensaios de arrancamento

5.2.1 Arrancamento paralelo às fibras (α=0°)

Os valores de resistência apresentados nos ensaios para este tipo de solicitação mostraram que com o aumento da densidade da madeira ocorre também um aumento da resistência, partindo do Pinus (Classe C20) com uma resistência menor e aumentando até chegar ao Jatobá (Classe C60).

Outra observação importante refere-se à variação da resistência dentro de uma mesma espécie com a mudança da posição da chapa. Mesmo não sendo uma variação muito elevada, é necessário levar em conta uma redução no valor da resistência de acordo com a posição da chapa em relação à direção de aplicação da carga.

O pré-dimensionamento da chapa para este ensaio permitiu que a ruptura sempre ocorresse por arrancamento, pois a ordem de grandeza das forças de ruptura por arrancamento são muito mais baixas que as de ruptura por tração da chapa ou ruptura da madeira.

A ligação apresentou uma deformação muito grande devida à flexão dos dentes mesmo com cargas pequenas, mostrando tratar-se de uma ligação deformável.

Apresenta-se a seguir um gráfico mostrando o comportamento típico desta ligação:

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 FORÇA (kN) DEFORMAÇÃO ESPECÍFICA (1/1000)

Figura 11 - Gráfico modelo de ensaio de arrancamento

Do mesmo modo que o descrito para o ensaio de tração da chapa, o modelo de ensaio proposto para o ensaio de arrancamento permite a determinação da resistência e rigidez da ligação.

A rigidez da ligação é maior para ligações executadas em espécies de alta densidade, e também ocorre uma pequena variação de acordo com a posição da chapa.

5.2.2 Arrancamento perpendicular às fibras (α=90°)

Todos os corpos-de-prova ensaiados para esta solicitação romperam por tração normal às fibras da madeira na peça transversal, o que tornou impossível a determinação dos valores de resistência ao arrancamento neste caso.

5.3 Ensaios de cisalhamento da chapa

De acordo com os dados obtidos nos ensaios os seguintes aspectos devem ser destacados:

• Dentro de uma mesma espécie a posição da chapa em relação à direção do carregamento pode variar os valores de ruptura da ligação;

• Por último cabe destacar que, para a mesma posição da chapa independente da espécie de madeira, os valores de ruptura apresentaram pouca variação.

Dois problemas ocorreram nos ensaios: o primeiro refere-se à montagem dos corpos-de-prova pois, dependendo da posição das chapas e das peças de madeira, com a deformação da ligação pode ocorrer o contato entre as peças de madeira gerando uma força de atrito que aumenta o valor da resistência da ligação. Para se evitar este problema devem ser obedecidas as posições das peças de madeira e das chapas como mostradas no capítulo 4; o segundo refere-se à ruptura das peças do corpo-de-prova, como mostra a figura 12.

Figura 12 - Falha nos ensaios de cisalhamento

O comportamento da ligação mostrou-se próximo do apresentado nos ensaios de tração da chapa com um comportamento linear para valores de até 40% da ruptura, como pode ser observado na figura 13.

2 4 6 8 10 12 14 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 FORÇA (kN) DEFORMAÇÃO ESPECÍFICA (1/1000)

Figura 13 - Gráfico modelo do ensaio de cisalhamento da chapa Linha de ruptura para

falhas em ensaios de cisalhamento

Também para este modelo de ensaio pode-se verificar que é possível a determinação da resistência e rigidez da ligação.

Para a rigidez verificou-se que a variação foi pequena de uma espécie para a outra e também em relação à posição da chapa no ensaio para uma mesma espécie. Por outro lado, a rigidez é influenciada pelo comprimento de ruptura da chapa pois, com o aumento deste comprimento, observou-se um aumento na rigidez. Para os ensaios com αCH=30°, com maior dimensão da chapa na seção de solicitação, a

rigidez se mostrou maior que os apresentados para as outras três posições da chapa, que apresentaram valores menores, mas próximos entre si.

6 CONCLUSÕES

O método de ensaio proposto mostrou-se adequado e serve de base para a aferição de critérios de dimensionamento de ligações em estruturas de madeira por CDE.

Dos ensaios realizados recomenda-se a verificação dos seguintes modos de ruptura :

• Tração da chapa; • Cisalhamento da chapa;

• Arrancamento dos dentes da chapa da peça de madeira.

Nos ensaios podem ocorrer os seguintes modos de ruptura : • Ruptura da chapa por tração;

• Ruptura da chapa por cisalhamento; • Ruptura por arrancamento;

• Ruptura da madeira por cisalhamento ou tração normal.

Para os ensaios de resistência à tração e cisalhamento da chapa, os ensaios não devem ser executados com espécies de baixa densidade, pois dificilmente a ruptura ocorrerá na chapa, mas sim por arrancamento.

Nos ensaios de arrancamento perpendicular às fibras da madeira o modo de ruptura característico é por tração normal às fibras da madeira na peça transversal do corpo-de-prova.

A resistência e a rigidez da ligação podem ser determinadas pelo método de ensaio proposto neste trabalho, e devem ser levadas em consideração nos cálculos devido às variações apresentadas de acordo com a espécie de madeira e o tipo de solicitação.

Para a continuidade deste trabalho sugerem-se os seguintes tópicos : • Critérios de dimensionamento;

• Realização de um número maior de ensaios com uma mesma espécie para obtenção de valores de resistência para a utilização no desenvolvimento de projetos, e a verificação dos valores de resistência e rigidez em função do tamanho e posição da chapa;

• Verificação do modo de ruptura apresentado nos ensaios de arrancamento perpendicular às fibras da madeira com o aumento da parcela da chapa presa na peça transversal do corpo-de-prova;

• Verificação da resistência da ligação para carregamentos fora do plano; • Verificação da resistência ao arrancamento para madeiras da classe C30.

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Fernando Sérgio Okimoto1 _{& Carlito Calil Junior}2

R e s u m o

O trabalho tem por objetivo o estudo teórico e experimental de pontes protendidas de

madeira para pequenos vãos utilizando madeiras de reflorestamento. Para esta

finalidade foram avaliados os parâmetros elásticos destas madeiras e o efeito da

presença de juntas de topo na rigidez longitudinal do tabuleiro da ponte. A metodologia

utilizada para obter os parâmetros elásticos é a experimentação em laboratório de

placas ortotrópicas submetidas à torção. Os efeitos das juntas de topo foram

verificados em ensaio de modelo reduzido e comparado a uma simulação numérica em

computador utilizando o programa AnSYS 5.2 de elementos finitos, módulo Shell, com

propriedades ortotrópicas. Finalmente é proposto um critério de dimensionamento

para estas estruturas a partir dos resultados experimentais obtidos e de disposições de

códigos internacionais.

Palavras-chave: Ponte; madeira; protensão.

1 INTRODUÇÃO

1.1 Generalidades

Este trabalho apresenta o estudo de uma nova tecnologia para pontes de madeiras para pequenos vãos. Esta nova tecnologia é aplicada na construção de pontes cujos tabuleiros são constituídos por peças de madeira posicionadas ao longo do vão, adjacentes umas às outras, e associadas a um sistema de protensão transversal que as mantém unidas efetivando, assim, um comportamento estrutural de placa ortotrópica. O tabuleiro é a superestrutura da ponte, isto é, é o único elemento estrutural com a função de transmitir as ações aos apoios. A figura 1 apresenta algumas pontes protendidas transversalmente, a figura 2, a planta, seção transversal e elevação de uma ponte protendida transversalmente e a figura 3 apresenta alguns detalhes específicos.

1 _{Prof. Doutor do CEUV-FEV, Votuporanga e da UNIRP, SJ do Rio Preto, okimotofs@terra.com.br} 2 _{Prof. Titular do Departamento de Engenharia de Estruturas da EESC-USP, calil@sc.usp.br}

Figura 1 – Pontes protendidas transversalmente

Figura 3 - Detalhes típicos para o Sistema Laminado Protendido

Tal tecnologia é originária do Canadá e já se estendeu a outros países como Suíça, Estados Unidos, Austrália e Japão onde as técnicas foram desenvolvidas para a realidade de cada região.

A utilização estrutural da madeira como material de construção em estruturas correntes é ínfima e se restringe, basicamente, nas estruturas de cobertura. Até mesmo no campo das coberturas, os sistemas com outros materiais tem sido estudados e aplicados na tentativa de encontrar soluções viáveis técnica e economicamente. A competitividade do mercado interno associado a abertura crescente ao mercado externo tem provocado uma crescente corrida na procura de materiais, técnicas e tecnologias alternativas, viáveis. Neste sentido, as aplicações alternativas para a madeira em estruturas correntes, que é um material renovável disponível, tem se mostrado coerente com as exigências financeiras, humanas e políticas deste fim de século.

Em um país como o Brasil, com uma rede hidrográfica extensa (PRATA, 1995), a necessidade de pontes se torna evidente. A investigação de novas tecnologias que sejam competitivas no sentido técnico e econômico é fundamental para minimizar o orçamento, principalmente municipal, destinado a estas benfeitorias. As pontes de pequenos vãos para vias secundárias ou rurais, com baixo custo, proporcionará melhoramentos significativos da rede viária e, por conseqüência, o conforto de seus usuários.

As espécies de madeiras de reflorestamento utilizadas na construção de pontes com esta tecnologia propiciarão a diminuição de custos com os materiais sem implicar no aumento dos custos construtivos e, também, do ônus aos ecossistemas naturais do país.

1.2 Objetivos

O objetivo deste trabalho é apresentar uma visão geral dos conceitos e aplicabilidade do sistema protendido para pontes de madeira bem como alguns aspectos técnicos e econômicos. Este trabalho é parte integrante do texto da dissertação de mestrado de OKIMOTO (1997) que avaliou a aplicação do sistema

com madeiras nacionais de espécies de reflorestamento na construção de pontes ao estudar as características do tabuleiro e os efeitos da presença de juntas de topo na rigidez longitudinal, proporcionando assim, subsídios básicos para um dimensionamento viável tecnicamente de pontes de pequenos vãos em localidades que tenham disponibilidade destas madeiras.

2 REVISÃO

BIBLIOGRÁFICA

2.1 Introdução

2.1.1 Conceito

O conceito de pontes de tabuleiro laminado protendido surgiu no Canadá, na região de Ontário, em 1976. TAYLOR & CSAGOLY (1979) afirmam que no norte do Canadá foi muito utilizado o sistema de tabuleiro de ponte laminado pregado que consiste em vigas de madeira serrada posicionadas, ao longo do vão, uma adjacente a outra e conectadas por pregos (figura 4).

Figura 4 - Parte de seção transversal de tabuleiro laminado pregado

Alguns anos antes o Ministério de Transportes e Comunicações de Ontário (Ontario Ministry of Transportation and Communications - OMT) conduziu um programa de teste de carga em várias pontes com o intuito de avaliar a capacidade de carga das pontes e ao mesmo tempo adquirir conhecimento de seu comportamento sobre carregamento. O programa relatou a observação de vários problemas nestas estruturas e um destes problemas encontrados foi a delaminação dos tabuleiros laminados pregados que é a perda de continuidade transversal do tabuleiro por separação das peças ou por ineficiência do sistema de distribuição das ações entre as vigas que era função da pregação. As causas desta ineficiência foram, basicamente, a corrosão dos pregos pelo sal utilizado para o degelo das estradas e a solicitação dinâmica na ponte. Como a funcionalidade especificada em projeto estrutural deste sistema dependia da capacidade de transferência das ações da roda entre as lâminas adjacentes, apenas as vigas imediatamente abaixo das rodas eram solicitadas.

Existiam, na época, várias pontes construídas no sistema laminado pregado deficientes e soluções alternativas à substituição foram elaboradas para minimizar os elevados custos de substituição. Como a deficiência destas estruturas era funcional e os materiais básicos, como a madeira, estavam em perfeitas condições, uma alternativa estudada foi a elaboração de outro mecanismo de transferência das ações que não os pregos para a manutenção da continuidade prevista em projeto, surgindo, então o sistema de protensão transversal.

2.1.2 Aplicação

Uma estrutura que apresentava as características da delaminação foi a ponte Hebert Creek (ponte sobre o córrego Hebert). Ela foi, então, escolhida para experimentar o sistema de protensão transversal. O sistema deveria impor ao tabuleiro a capacidade de distribuir as ações para outras lâminas (vigas) adjascentes. As características da ponte Hebert Creek estão representadas nas figuras 5 e 6, a seguir.

A seção transversal da ponte Hebert Creek foi protendida por duas barras de aço de alta resistência ancoradas em uma placa de aço (figura 7).

Figura 5 - Elevação da Ponte Hebert Creek

Figura 6 - Seção transversal da Ponte Hebert Creek

1,52m 1,52m

Vigas 51mm x 305mm

Figura 7 - Detalhe de ancoragem do sistema protendido

Foram instalados 44 transdutores para a leitura de deslocamentos verticais, ao longo do vão e da seção transversal da ponte Hebert Creek. Os testes foram realizados em três fases: antes da aplicação da protensão, imediatamente após a protensão e 1 ½ mês após a protensão. Os carregamentos foram efetuados em uma faixa central e em uma faixa externa. Os resultados dos testes estão nas figuras 8a e 8b.

Figura 8.a - Deslocamentos (meio do vão) para carregamento excêntrico

Tabuleiro Lateral 305mm Elevação Rodas 457 mm

Figura 8.b - Deslocamentos (meio do vão) para carregamento central

Concluiu-se, então, que o sistema de protensão implementava um comportamento de placa ortotrópica ao tabuleiro laminado pregado recuperando as propriedades para as quais fora projetado.

Segundo TAYLOR & WALSH (1983), o sucesso do sistema no Canadá fez com que o Ministério de Transportes e Comunicações de Ontário (Ontario Ministry of Transportation and Communications - OMT) coordenasse um programa de pesquisas e desenvolvimento que levou a construção da primeira ponte com esta nova concepção. A ponte Ponte Fox Lake Road foi construída sobre o West River, na cidade de Espanola, Ontário, em 1981, pelo Ministério de Recursos Naturais de Ontário (Ontario Ministry of Natural Resources - MNR). Algumas mudanças no conceito inicial do sistema foram aplicadas nesta ponte. Como o tabuleiro seria construído, o sistema de tensão foi adotado como interno onde as vigas eram pré furadas na linha média da altura figura 9. Pode-se ver, também, a utilização de perfis U ao longo das extremidades para evitar o esmagamento das peças mais externas e aumentar a rigidez da borda. A elevação da figura 10 mostra o esquema adotado . Neste ano, o Ontario Highway Bridge Design Code (OHBDC) incluiu especificações sobre tabuleiros protendidos mas não cobriu toda a extensão das disposições de projeto necessárias, principalmente sobre distribuição das ações no tabuleiro.

Figura 9 - Detalhe da extremidade da seção transversal Rodas Perfil U Placa de ancoragem Neoprene Barra de Aço Pré-furação

TAYLOR (1988) apresenta um histórico da aplicação do sistema laminado protendido, no Canadá (até 1986), em projetos de recuperação e reforço de pontes existentes e em projetos para novas pontes ou para a substituição de estruturas deficientes. A tabela 1 apresenta as pontes laminadas pregadas reabilitadas e a tabela 2, os novos projetos.

Tabela 1 - Pontes recuperadas

Ponte e Localização Ano

Hebert Creek, North Bay, Ont. 1976

Waterford Pond, Simcoe, Ont. 1979

Kabaigon River, Atikokan, Ont. 1979

Municipal, Prince Rupert, B.C.. 1980

North Pagwatchuan, Geralton, Ont. 1981

Pickeral River, Atikokan, Ont. 1982

Tomstown, North Bay, Ont. 1985

Valentine Creek, Hearst, Ont. 1985

Trout Creek, Red Rock, Ont. 1986

Tabela 2 - Pontes novas ou substituídas

Ponte e Localização Ano

Fox Lake Road, Sudbury, Ont. 1981

Sioux Narrows, Kenora, Ont. 1982

Aquasabon River, Terrace Bay, Ont. 1983

Dorfli-Brick, Switzerland. 1984

Gargantua, Mitchipicoten, Ont. 1984

Ragged Chutes, Ottawa, Ont. 1984

Laura Secord, St. Catherines, Ont. 1985

East Abinette River, Mitchipicoten, Ont. 1985 Little Current, Little Current, Ont. 1986

Witch Doctor, Mitchipicoten, Ont. 1986

Makobie River, New Liskeard, Ont. 1986

Foi possível perceber a flexibilidade do sistema (TAYLOR, 1988) mediante as diferentes situações de substituição (ou construção nova) em que o sistema foi aplicado. As pontes Fox Lake Road (1981), Dorfli-Brick (1984) e Gargantua (1984) foram construções novas de tabuleiros longitudinais substituindo diferentes tipos de superestruturas. Já nas pontes Sioux Narrows (1982), Laura Secord (1985), Little Current (1986) e Makobie River (1986) foi substituído apenas o tabuleiro para laminado longitudinal. Em Aquasabon River (1983), Ragged Chutes (1984), East Abinette River (1985) e Witch Doctor (1986) outra variação do sistema foi testado onde as vigas foram posicionadas transversalmente ao tráfego sobre longarinas de aço. Portanto, o MTC (Ontario Ministry of Transportation and Communications) se empenhou em vários programas de pesquisa e desenvolvimento no intuito de buscar novas aplicações para o conceito de laminação protendida.

Em 1986, nos Estados Unidos da América, aproximadamente metade das pontes estavam funcional e/ou estruturalmente deficientes (figura 11). Cerca de 75% destas eram pontes de rodovias secundárias ou rurais. O custo estimado de substituição das pontes deficientes era de US$18,8 bilhões3_{. Por isso havia a}

necessidade de novas soluções para a construção e manutenção de pontes.

Condições das Pontes

Satisfatórias 56% _{Estrutural 25%} Deficiência Deficiência

Funcional 19%

Figura 11 - Situação das pontes nos EUA em 1986. Fonte: RITTER (1997)4

O Forest Service (FS) pertencente ao USDA (United States Department of Agriculture - Departamento de Agricultura dos Estados Unidos) tinha, nesta época, sobre sua responsabilidade cerca de 10000 pontes rodoviárias (com 100 a 250 pontes adicionadas anualmente ao sistema) onde a maioria fora construída em madeira. Portanto, era de seu interesse a pesquisa e o desenvolvimento de novas tecnologias que implementasse melhor performance às pontes (McCUTCHEON, GUTKOWSKI & MOODY - 1986).

Segundo RITTER (1992) o Forest Products Laboratory (FPL-FS-USDA), em cooperação com a Universidade de Wisconsin (UW, Madison), iniciou pesquisas em 1985 com o objetivo de avaliar e desenvolver as pesquisas iniciadas em Ontário. Durante 3 anos analisou o comportamento do sistema laminado protendido na intenção primária de desenvolver critérios e procedimentos de projeto para utilização nos Estados Unidos. Durante esse período, foram montados e testados dois protótipos de tabuleiro nos laboratórios da Universidade de Wisconsin onde os resultados obtidos confirmaram muitos das disposições encontradas em Ontário. Outras áreas inéditas foram avaliadas pela UW como o efeito das juntas de topo na

3 _{HIGHWAY BRIDGE REPLACEMENT AND REHABILITATION PROGRAM. 3rd Annual Report of the} Secretary of Transportation to the Congress of the United States in Compliance With Section 144 (I), Chapter 1 of Title 23, U.S. Code, Washington D.C., 1982. apud OLIVA, TUOMI & DIMAKIS (1986) 4 _{RITTER, M. (1997). Dino. mritter@facstaff.wisc.edu (09 Mai).}

distribuição das ações e na rigidez do tabuleiro, os mecanismos de transferência das solicitações no tabuleiro, o efeito dos momentos transversais no nível de protensão requerido e os sistemas de ancoragem.

OLIVA et al. (1988) afirmam que nos Estados Unidos, até 1988, já haviam sido construídas cerca de 24 pontes laminadas protendidas onde 4 destas eram protótipos monitorados.

Devido à flexibilidade do sistema novas aplicações do sistema foram pesquisadas e desenvolvidas. Uma das limitações da utilização do sistema de lâminas (serradas maciças) longitudinais com protensão transversal é a limitação de secões transversais disponíveis no mercado restringindo a construção de tabuleiros com vãos livres entre 10m e 12m (OLIVA et al. - 1988).

Além do sistema com tabuleiro disposto longitudinalmente com protensão transversal (figura 12), outras aplicações foram desenvolvidas para o sistema protendido: tabuleiro transversal com protensão longitudinal (figura 13), tabuleiro em seção T (figura 14), tabuleiro com seção caixão (figura 15), peças em MLC (figura 16) e o sistema sanduíche (figura 17). Há, também, a utilização de composições do sistema protendido com outros materiais como aço ou concreto. Todas estas variações possibilitam alcançar vão maiores sendo estrutural e economicamente competitivos.

Figura 13 - Tabuleiro transversal com protensão longitudinal

Figura 14 - Tabuleiro em T

Figura 15 - Tabuleiro com seção caixão

Neste sistema devem existir elementos de rigidez posicionados longitudinalmente como vigas. O tabuleiro é, então, posicionado transversalmente ao sentido do tráfego e da protensão.

No sistema celular ou viga caixão as almas podem ser maciças, laminada colada, madeira compensada, viga treliçada e as mesas são protendidas.

No sistema T as almas podem ser de peças serradas ou MLC. O tabuleiro protendido é posicionado longitudinalmente ao sentido do tráfego sendo a mesa da seção T.

Figura 16 - Peças em MLC

Figura 17 - Sistema sanduíche

Segundo RITTER (1992), em 1987 no parque Hiawatha National Forest, foi estudado, construído e testado um protótipo com vão aproximadamente de 16m de um sistema chamado “treliça de planos paralelos” que é composto por dois planos de tabuleiros longitudinais espaçados entre si através de almas laminadas descontínuas (figura 18).

É uma variação direta do tabuleiro simples onde as peças são constituídas de MLC possibilitando o alcance de vãos maiores ou a utilização de peças de dimensões menores.

O sistema tipo sanduíche é constituído por agrupamento de peças menores como mostra a figura com duas linhas de protensão. Devem existir elementos de ligação das camadas como por exemplo vigas de aço de espessura de até ¾”.

Figura 18 - Sistema “treliça de banzos paralelos”

A aplicação do conceito de protensão transversal em tabuleiros em madeira para pontes tem sido estudada e utilizada em várias partes do mundo. TAYLOR & KEITH (1994) apresentam algumas pontes construídas com este sistema na Austrália e citam a possibilidade de que na Suíça estejam sendo desenvolvido critérios normativos para o sistema em MLP. No Japão também foi aplicado o sistema (USUKI et al. - 1994) na Yunosawa Bridge em 1993 onde se utilizado a madeira do cedro japonês cujos diâmetros das toras são da ordem de 15cm a 20cm e por isso as vigas são constituídas por peças de MLC.

RITTER (1996)5 _{afirma que nos Estados Unidos, até 1996, foram construídas}

cerca de 250 pontes laminadas protendidas.

2.1.3 Durabilidade

A durabilidade é um dos fatores decisivos no momento da avaliação da viabilidade técnica e econômica de um sistema construtivo e seus materiais. Em pontes, com vãos entre 4,5m e 18,3m, a madeira quando convenientemente tratada com preservativos é um material estrutural econômico e prático. Se outros fatores como projeto de estanqueidade, programas de inspeção e manutenção forem observados, a madeira como material estrutural de pontes é competitiva com outros materiais como aço e concreto (MUCHMORE -1986).

CSAGOLY & TAYLOR6 _{apud TAYLOR & WALSH (1983) afirmam que a}

expectativa de vida útil do protótipo Fox Lake Road (figura 10) é de 50 anos.

RITTER (1996)7 _{apresentou o diagrama comparativo de Vida Útil de Pontes}

com diferentes materiais. Uma síntese está ilustrada na figura 19.

5 _{RITTER, M. (USP. EESC. LaMEM). Comunicação pessoal, 1996.}

6 _{CSAGOLY, P.F. ; TAYLOR, R.J. A Structural wood system for highway bridges. International} Association for Bridge and Structural Engineering, Viena, Austria, 1980.

Vida Út il média de Pont es 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 Vida Út il (anos)

Aço Concr et o M adeir a

Figura 19 - Vida útil de pontes nos EUA. Fonte: RITTER (1997)8

Outro aspecto importante, além da durabilidade natural, é a durabilidade imposta pelo projetista no momento da concepção, do dimensionamento, do detalhamento do projeto e das prescrições de inspeção e manutenção da estrutura. Segundo FUSCO (1989) as catástrofes nunca decorrem de erro na etapa de dimensionamento (cálculo estrutural) e são conseqüência, sim, de deficiência nas etapas de concepção, detalhamento ou manutenção das estruturas.

TAYLOR & RITTER (1994) afirmam que o sistema de tabuleiro protendido possui uma durabilidade superior a muitos sistemas de pontes de madeira existentes e discutem algumas áreas que consideram importantes para que o projetista especifique estruturas mais duráveis. As áreas discutidas podem ser resumidas em: controle de qualidade dos materiais; concepção e detalhamento dos sistemas de protensão, de ancoragem, de apoios (meso-estrutura), de juntas de dilatação (se necessário) e de captação e drenagem das águas; eficientes sistemas de montagem e fixação da estrutura e cuidados especiais nas condições de serviço as quais a estrutura será submetida.

2.1.4 Custo

Segundo TAYLOR & WALSH (1983) o MNR9 estimou o custo do protótipo Fox Lake Road ficou em torno de 2/3 (dois terços) da proposta original em estrutura de aço e portanto, o sistema tornou-se uma alternativa viável para construção de novas pontes de pequenos vãos (TAYLOR10 _{apud TAYLOR & WALSH, 1983).}

TAYLOR (1988) diz que o custo estimado para tabuleiros novos na substituição de tabuleiros deficientes é da ordem de US$370 por m2_{, incluindo asfalto,}

guarda-rodas e guarda-corpos. Nos sistemas onde se implementou perfis laminados de aço e selantes de junta o custo subiu para US$450 por m2_{. A leveza do sistema,}

para novas construções, pode minimizar o custo da superestrutura (tabuleiro sobre vigas ou treliças) e/ou da infraestrutura.

7 _{RITTER, M. (USP. EESC. LaMEM). Comunicação pessoal, 1996.} 8 _{RITTER, M. (1997). Statistics. mritter@facstaff.wisc.edu (08 Mai).}

9 _{ASKI News Publication. Ontario Ministry of Natural Resources, Sudbury, Ontario, v. 9, n.1, Jan. 1983.} 10 _{TAYLOR, R.J.; BATCHELOR, B.V. ; DALEN, K.V. Prestressed wood bridges. Structural Research}

Report SRR-83-01. Ontario Ministry of Transportation and Communications, Dowsview, Ontario, Canada, 1983.

TIMBER BRIDGES INITIATIVE (1993) apresenta um levantamento realizado no período de 1989 a 1993. Os valores se referem apenas a superestrutura das pontes de madeira. A figura 20 mostra os preços médios em várias regiões dos Estados Unidos. As figuras 21 e 22 apresentam, respectivamente, o custo médio por tipo de superestrutura e por espécie da madeira utilizada.

Figura 20 - Superestruturas de pontes de madeira por região dos EUA

Custo por Tipo de Superestrutura (US$/m2) 1989-1993 414,62 656,71 656,28 418,38 535,02 0 100 200 300 400 500 600 700 Prot. Simples Prot. "T" Prot. Box Prot. "T" (LVL) Long. Glulam Pontes Avaliadas 30 9 33 17 72

Custo por Espécie de Madeira (US$/m2) 1989-1993 471,27 425,15 514,16 637,14 398,93 668,53 0 200 400 600 800 Douglas Fir Southern Pine Yellow Poplar Red Oak Red Pine Red Maple Pontes Avaliadas 10 7 60 4 56 45

Figura 22 - Custo de pontes por espécies de madeira

Em recente pesquisa de mercado11 _{o autor realizou um orçamento de uma}

ponte neste sistema em madeira tratada de Eucalipto Citriodora onde quantificou-se o custo final da superestrutura como sendo de R$ 300,00 por metro quadrado construído. O valor inclui projeto estrutural e construtivo, material, mão-de-obra, construção, montagem e acompanhamento.

2.2 Parâmetros elásticos e níveis de tensão

TAYLOR & CSAGOLY (1979), quando desenvolveram o sistema da ponte Herbert Creek, utilizaram valores para os parâmetros elásticos referentes à madeira maciça adotando os valores do Wood Handbook12_{. O módulo de elasticidade}

transversal (ET) foi admitido como sendo 1/20 (0,05) do longitudinal (EL) e o módulo

elasticidade a torção (GLT), 1/16 (0,0625) de EL. Concluíram posteriormente que estes

valores foram superestimados pois havia discrepâncias entre os resultados obtidos pela análise teórica e os testes efetuados. Aplicaram 8,27×10-2_kN/cm2 _{de tensão de}

compressão no tabuleiro correspondendo a força de 222 kN para cada barra.

Cinco anos mais tarde, TAYLOR & WALSH (1983) afirmam que, apesar do OHBDC incluir os valores de ET/EL e GLT/EL utilizados por TAYLOR & CSAGOLY

(1979) nas suas especificações, pesquisas apontavam valores mais realísticos para estes parâmetros como sendo 0,037 e 0,055, respectivamente.

OLIVA & DIMAKIS (1988) em testes de laboratório encontraram valores expressivamente menores. Os valores foram da ordem de 0,0110 e 0,0120 para ET/EL

e GLT/EL, respectivamente onde o nível da tensão adotada foi de 10,35×10-2kN/cm2.

ACCORSI & SARISLEY (1989) utilizaram no tabuleiro da ponte Wadsworth Falls State Park os valores de 0,05 para ET/EL, 0,065 para GLT/EL e 10,50×10-2kN/cm2,

aproximadamente, para o valor da protensão.

Estudos analíticos e experimentais foram realizados pelo FPL (OLIVA et al. - 1990) onde tentou obter os parâmetros elásticos como função do nível de protensão aplicado. Expressou-se, então, os parâmetros ET e GLT por um ajuste linear para a

madeira estrutural n°1 da espécie Douglas Fir onde as relações obtidas foram

11 _{Março de 1997 - LaMEM (Laboratório de Madeiras e de Estruturas de Madeira) do Departamento de} Engenharia de Estruturas da Escola de Engenharia de São Carlos - USP.

12 _{FPL-FS. Wood Handbook: Wood as na Egineering Material. USDA, Handbook n° 72. Washington, D.C.,} 1974.

ET = 149

σ

σ

nível de protensão

σ

obtém-se:

ET/EL = 0,0129 e GLT/EL = 0,0132

RITTER (1992) afirma que os valores de projeto para as constantes elásticas das espécies Douglas Fir-Larch, Hem-Fir (North), Red Pine ou Eastern White Pine podem ser tomados por:

ET/EL = 0,013 e GLT/EL = 0,03

Afirma, também, que o nível de protensão deve ser suficientemente elevado para evitar tanto o escorregamento provocado pelos esforços cisalhantes (figura 23a) entre as lâminas, como a tendência de separação das lâminas pelo efeito do momento transversal (figura 23b).

(a) (b)

Figura 23 – Influência do nível de protensão de projeto

Na Austrália os procedimentos e critérios foram elaborados a partir do programa AUSTIM13 _{(CREWS - 1991) seguindo os mesmos valores dispostos por}

RITTER (1992).

DAVALOS & SALIM (1992) em um projeto de tabuleiro de seção seção transversal em T, com almas de MLC e mesa da madeira Red Maple, adotaram para o nível de protensão de 3,45×10-2_kN/cm2 _{(50 psi) os valores E}

T/EL=0,0167 e

GLT/EL=0,032914.

DAVALOS & PETRO (1993) passaram a admitir que a largura efetiva do tabuleiro fosse determinada como mostra a figura 24 não utilizando mais as propriedades de elasticidade do tabuleiro protendido para o cálculo de Dw assumindo,

então, que a transferência das cargas de roda ocorrem segundo espraiamento a 45°. No suplemento AASHTO (1991) a transferência das ações no tabuleiro foi especificada como na figura 24 e os parâmetros elásticos passaram a ser utilizados apenas para a verificação dos valores limites de separação e deslizamento relativo das vigas (figura 23).

13 _{Programa de cooperação entre Austrália e Estados Unidos sob responsabilidade de Western Wood} Products Association e Foreign Agriculture Service - USDA.

14 _E

Figura 24 - Transferência das cargas de roda

Segundo RITTER (1996)15_{, a decisão da AASHTO de utilizar a distribuição}

das cargas de roda mostrada na figura 24 foi política, com o objetivo de padronizar a indicação da forma de transferência das ações para outras situações de tabuleiros e placa especificadas por esta norma.

Pesquisadores da Austrália não seguiram a decisão da AASHTO sendo que CREWS et al. (1994) apresentam programas de pesquisas em andamento que verificam o comportamento de placa ortotrópica para algumas espécies de acordo com a tabela 3.

Tabela 3 - Parâmetros elásticos - CREWS

Espécie de Madeira ET GLT

(% de EL) (% de EL)

Hardwood 1,5 - 1,8% 2,2%

Radiata pine 1,4 - 2,0% 2,9%

Douglas Fir 1,5% 2,5%

Em outro artigo publicado no mesmo ano CREWS (1994) apresenta, em conseqüência do comportamento de placa ortotrópica, equações para calcular a largura efetiva de distribuição para trens-tipo australianos.

RITTER et al. (1996)16_{, ao analisar 6 pontes laminadas protendidas}

construídas em seção T cuja alma é composta por LVL (chapas prensadas de madeira), afirmam utilizar a tensão de projeto como sendo de 11,50×10-2_kN/cm2 ₍₁₆₇

psi) e os parâmetros ET = 168

σ

σ

protensão em kN/cm2_.

No Brasil PRATA (1995) avaliou os parâmetros elásticos para a madeira de Eucalipto Citriodora com o nível de protensão em 14,10×10-2_kN/cm2 _{(200psi) e}

encontrou valores de ET = 0,03 EL e GLT = 0,044 EL.

2.3 Efeito das juntas de topo

A primeira referência quantitativa do efeito das juntas foi a de OLIVA et al. (1987). Através de ensaios de tabuleiros com juntas adjacentes a cada quatro lâminas

15 _{RITTER, M. (USP. EESC. LaMEM). Comunicação Pessoal, 1996.}

16 _{RITTER, M. et al. An evaluation of stress-laminated T-beam bridges constructed of laminated veneer} lumber. /Trabalho não publicado, 1996/.

observaram uma redução para 73% do módulo de elasticidade longitudinal da estrutura (figura 25).

Figura 25 - Juntas adjacentes a cada quatro vigas

JAEGER & BAKHT (1990) ilustram as especificações do OHBDC/89 (figura 26). Demonstram, também, o comportamento do tabuleiro na presença de juntas onde para os tabuleiros laminados pregados a transferência das tensões desenvolvidas pelas lâminas são efetuadas pelos pregos (figura 27) mas nos tabuleiros laminados protendidos a transferência acontece através do atrito desenvolvido pela protensão (figura 28).

Figura 26 - Freqüência e espaçamento de juntas (OHBDC)

Admitem o valor de redução C = J - 1 J

bj onde J é o número de lâminas para

cada junta adjacente.

Figura 27 - Transferência de tensões em tabuleiro de madeira laminada pregada segundo JAEGER & BAKHT (1990)