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2018-09-12

Painéis reforçados longitudinalmente segundo a EN 1993-1-5, Secção 4.5

No SHAPE-THIN é possível realizar o cálculo de painéis reforçados longitudinalmente de acordo com a Secção 4.5 da norma EN 1993-1-5. Para painéis reforçados longitudinalmente têm de ser consideradas as superfícies efectivas devido à encurvadura local dos painéis singulares na laje e nos reforços, bem como as superfícies efetivas de todo o painel de encurvadura do reforço de todo o painel.

Em primeiro lugar, as superfícies efetivas dos painéis singulares são determinadas através do fator de redução de acordo com a EN 1993-1-5 [1] , Secção 4.4, para ter em consideração a encurvadura dos painéis singulares. Numa segunda etapa, a segurança de encurvadura de todo o painel é determinada tendo em consideração o comportamento de encurvadura similar ao das encurvadura das barras. Com o fator de redução de todo o painel de encurvadura, as larguras efetivas do painel singular são novamente reduzidas. Isto resulta numa secção eficaz que pode ser gerida como secção da classe 3.

Exemplo

O exemplo seguinte é retirado do Anuário de estruturas em Aço de 2015 [2]. A secção consiste numa viga em I cuja alma é reforçada por um reforço transversal rígido e um reforço longitudinal. Os reforços transversais são dispostos numa distância de 3,000 mm entre estes e o reforço longitudinal é soldado a uma distância de 500 mm do banzo inferior. As soldaduras são ignoradas. Uma força de compressão axial de N_Ed = 4,000 kN está a atuar.

secção

Material:
S355 J0
f_y = 35,5 kN/cm² (para t ≤ 3 mm e t ≤ 16 mm)
f_y = 34,5 kN/cm² (para t >16 mm e t ≤ 40 mm)
E= 21 000 kN/cm²
G = 8076,92 kN/cm²
γ_M0 = 1,0

a = 3,000 mm
_b1 = 500 mm
_b2 = 2500 mm
b_f = 800 mm
b_st = 250 mm
t_w = 15 mm
t_f = 40 mm
t_st = 25 mm
h = 3,080 mm

Secção bruta e distribuição de tensões

A tensão é calculada da seguinte forma:

σ_{1} = σ_{sl} = σ_{2} = \frac{N_{Ed}}{A} = \frac{4, 000}{1, 152.5} = 3.47 kN / cm ²

Fórmula 1

A secção bruta e a distribuição de tensões são apresentadas na Figura 02.

distribuição de tensões

Classificação de secções

Durante a classificação da secção, é avaliado se é necessário o dimensionamento de uma encurvadura para painéis singulares. Se o painel é pelo menos de secção classe 3, encurvadura local não é determinante.

corda

\begin{array}{l} c_{f} = \frac{b_{f} - t_{w}}{2} = \frac{800 - 15}{2} = 392.5 mm \\ \frac{c_{f}}{t_{f}} = \frac{392.5}{40} = 9.8 \end{array}

Fórmula 2

A relação c/t máxima λ_i é determinada de acordo com EN 1993-1-1 [3] , Tabela 5.2.

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 345} = 0.825 \\ λ_{1} = 9 \cdot ε = 9 \cdot 0.825 = 7.4 < \frac{c_{f}}{t_{f}} = 9.8 \\ λ_{2} = 10 \cdot ε = 10 \cdot 0.825 = 8.2 < \frac{c_{f}}{t_{f}} = 9.8 \\ λ_{3} = 14 \cdot ε = 14 \cdot 0.825 = 11.6 > \frac{c_{f}}{t_{f}} = 9.8 \end{array}

Fórmula 3

O banzo tem de ser atribuído com secção de classe 3. A encurvadura local não é determinante e não é necessária redução deste painel.

Alma

\begin{array}{l} c_{1} = b_{1} - \frac{t_{st}}{2} = 500 - \frac{25}{2} = 487.5 mm \\ \frac{c_{1}}{t_{w}} = \frac{487.5}{15} = 32.5 \end{array}

Fórmula 4

A relação c/t máxima λ_i é determinada de acordo com [3] , Tabela 5.2.

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 355} = 0.814 \\ λ_{1} = 33 \cdot ε = 33 \cdot 0.814 = 26.8 < \frac{c_{1}}{t_{w}} = 32.5 \\ λ_{2} = 38 \cdot ε = 38 \cdot 0.814 = 30.9 < \frac{c_{1}}{t_{w}} = 32.5 \\ λ_{3} = 42 \cdot ε = 42 \cdot 0.814 = 34.2 > \frac{c_{1}}{t_{w}} = 32.5 \end{array}

Fórmula 5

O painel 1 tem de ser atribuído com a classe 3 de secção. A encurvadura local não é determinante e não é necessária redução deste painel.

\begin{array}{l} c_{2} = b_{2} - \frac{t_{st}}{2} = 2, 500 - \frac{25}{2} = 2, 487.5 mm \\ \frac{c_{2}}{t_{w}} = \frac{2, 487.5}{15} = 165.8 \end{array}

Fórmula 6

A relação c/t máxima λ_i é determinada de acordo com [3] , Tabela 5.2.

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 355} = 0.814 \\ λ_{1} = 33 \cdot ε = 33 \cdot 0.814 = 26.8 < \frac{c_{2}}{t_{w}} = 165.8 \\ λ_{2} = 38 \cdot ε = 38 \cdot 0.814 = 30.9 < \frac{c_{2}}{t_{w}} = 165.8 \\ λ_{3} = 42 \cdot ε = 42 \cdot 0.814 = 34.2 < \frac{c_{2}}{t_{w}} = 165.8 \end{array}

Fórmula 7

O painel 2 tem de ser atribuído com secção de classe 4. A encurvadura local é determinante para este painel e é necessária a redução deste painel.

Reforço

\begin{array}{l} b_{st} = 250 mm \\ \frac{b_{st}}{t_{st}} = \frac{250}{25} = 10 \end{array}

Fórmula 8

A relação c/t máxima λ_i é determinada de acordo com [3] , Tabela 5.2.

\begin{array}{l} ε = \sqrt{235 / f_{y}} = \sqrt{235 / 345} = 0.825 \\ λ_{1} = 9 \cdot ε = 9 \cdot 0.825 = 7.4 < \frac{b_{st}}{t_{st}} = 10 \\ λ_{2} = 10 \cdot ε = 10 \cdot 0.825 = 8.2 < \frac{b_{st}}{t_{st}} = 10 \\ λ_{3} = 14 \cdot ε = 14 \cdot 0.825 = 11.6 > \frac{b_{st}}{t_{st}} = 10 \end{array}

Fórmula 9

A alma tem de ser atribuída com secção de classe 3. A encurvadura local não é determinante e não é necessária redução deste painel.

Larguras efetivas

O painel 1 é atribuído com secção de classe 3 por isso a encurvadura local não é determinante. Os valores da secção efetiva correspondem aos valores da secção bruta. De acordo com [1] , Tabela 4.1, isto resulta nas seguintes larguras efetivas:

\begin{array}{l} b_{1, eff} = c_{1} = 487.5 mm \\ b_{1, edge, eff} = b_{1, edge} = 0.5 \cdot c_{1} = 0.5 \cdot 487.5 = 243.8 mm \\ b_{1, \inf, eff} = b_{1, \inf} = 0.5 \cdot c_{1} = 0.5 \cdot 487.5 = 243.8 mm \end{array}

Fórmula 10

O painel 2 é atribuído com secção de classe 4 por isso a encurvadura local é determinante. As larguras efectivas do painel 2 tem de ser determinadas de acordo com [1] , Secção 4.4.

A distribuição de tensões no painel 2 é uniforme. Isto resulta numa relação de tensões de ψ = 1 e, de acordo com a Tabela 4.1, num valor de encurvadura de k_σ = 4,0. Para a relação de esbelteza λ_p2, o resultado é, de acordo com [1] , Secção 4.4(2):

${\bar{λ}}_{p 2} = \frac{\frac{c_{2}}{t_{w}}}{28.4 \cdot ε \cdot \sqrt{k_{σ}}} = \frac{165.8}{28.4 \cdot 0.814 \cdot \sqrt{4}} = 3.588$ Fórmula 12	$> 0.5 \sqrt{0.085 - 0.055 \cdot ψ}$ Fórmula 13
	$> 0.5 \sqrt{0.085 - 0.055 \cdot 1} = 0.673$ Fórmula 14

O fator de redução local ρ é determinado de acordo com [1] , Equação (4.2):

ρ_{2} = \frac{{\bar{λ}}_{p 2} - 0.055 \cdot (3 ψ)}{{\bar{λ}}_{p 2}^{2}} = \frac{3.588 - 0.055 \cdot (3 1)}{3 . 588^{2}} = 0.262 < 1

Fórmula 15

As larguras efetivas do painel 2, tendo em consideração a encurvadura local, são calculadas de acordo com [1] , Tabela 4.1:

\begin{array}{l} b_{2, eff} = ρ_{2} \cdot c_{2} = 0.262 \cdot 2, 487.5 = 650.7 mm \\ b_{2, edge, eff} = 0.5 \cdot b_{2, eff} = 0.5 \cdot 650.7 = 325.4 mm \\ b_{2, \sup, eff} = 0.5 \cdot b_{2, eff} = 0.5 \cdot 650.7 = 325.4 mm \end{array}

Fórmula 16

As larguras da secção bruta resultam em:

\begin{array}{l} b_{2, edge} = 0.5 \cdot c_{2} = 0.5 \cdot 2, 487.5 = 1, 243.8 mm \\ b_{2, \sup} = 0.5 \cdot c_{2} = 0.5 \cdot 2, 487.5 = 1, 243.8 mm \end{array}

Fórmula 17

Comportamento das lajes

A tensão de encurvadura elástica crítica da rigidez σcr,sl é calculada de acordo com [1] , Anexo A.2.2. O comprimento efetivo do reforço a_c tem de ser calculado primeiro:

a_{c} = 4.33 \cdot \sqrt[4]{\frac{I_{sl, 1} \cdot b_{1}^{2} \cdot b_{2}^{2}}{t^{3} \cdot b}} = 4.33 \cdot \sqrt[4]{\frac{11, 900 \cdot 50^{2} \cdot 250^{2}}{1 . 5^{3} \cdot (50 250)}} = 896.4 cm > a = 300 cm

Fórmula 18

A tensão de encurvadura elástica crítica do reforço σ_cr,sl resulta com a < a_c in:

\begin{array}{l} σ_{cr, sl} = \frac{π^{2} \cdot E \cdot I_{sl, 1}}{A_{sl, 1} \cdot a^{2}} + \frac{E \cdot t^{3} \cdot b \cdot a^{2}}{4 \cdot π^{2} \cdot (1 - ν^{2}) \cdot A_{sl, 1} \cdot b_{1}^{2} \cdot b_{2}^{2}} für a < a_{c} \\ σ_{cr, sl} = \frac{π^{2} \cdot 21.000 \cdot 11.900}{289, 4 \cdot 300^{2}} + \frac{21.000 \cdot 1, 5^{3} \cdot (50 250) \cdot 300^{2}}{4 \cdot π^{2} \cdot (1 - 0, 3^{2}) \cdot 289, 4 \cdot 50^{2} \cdot 250^{2}} = 95, 9 kN / {cm}^{2} \end{array}

Fórmula 19

I_sl,1 e A_sl,1 representam aqui o segundo momento da área da secção bruta e a área da secção bruta da barra de compressão equivalente de acordo com [1] ; A.2.1(2) para encurvadura perpendicular ao plano da laje, bem como b₁ e b₂ descrever as distâncias dos reforços às bordas longitudinais (b₁ + b₂ = b).

A distribuição da tensão é uniforme. Portanto, a tensão de encurvadura elástica da placa σcr_,p corresponde à tensão de encurvadura crítica σcr_,sl.

σ_{cr, p} = σ_{cr, sl} = 95.9 kN / {cm}^{2}

Fórmula 20

Maioria da secção da barra de compressão equivalente

A área da secção bruta Ac do painel da placa reforçada longitudinalmente sem ter em conta as placas de extremidade apoiadas por um componente de placa adjacente e a área da secção efetiva A_c_,eff,loc,p da área descrito acima:

A_{c} = (b_{1, \inf} + b_{2, \sup} + t_{st}) \cdot t_{w} + b_{st} \cdot t_{st} = (24, 38 + 124, 38 + 2, 5) \cdot 1, 5 + 25 \cdot 2, 5 = 289, 4 {cm}^{2}

Fórmula 21

O reforço pertence à secção de classe 3 por isso a área da secção efetiva do reforço corresponde à área da secção bruta do reforço.

A_{c, eff, loc, p} = (b_{1, \inf, eff} + b_{2, \sup, eff} + t_{st}) \cdot t_{w} + b_{st, eff} \cdot t_{st} = (24, 38 + 32, 54 + 2, 5) \cdot 1, 5 + 25 \cdot 2, 5 = 151, 6 {cm}^{2}

Fórmula 22

Os valores da secção são apresentados na Figura 04.

Maioria da secção e efetiva devido à encurvadura local

O coeficiente de redução β_a,c,p é calculado de acordo com [1] , Secção 4.5.2, como se segue:

\begin{array}{l} β_{a, c, p} = \frac{A_{c, eff, loc, p}}{A_{c}} \\ β_{a, c, p} = \frac{151.6}{289.4} = 0.524 \end{array}

Fórmula 23

A relação de esbelteza global λ_p da chapa reforçada resulta, de acordo com [1] , Equação (4.7), em:

${\bar{λ}}_{p} = \sqrt{\frac{β_{a, c, p} \cdot f_{y}}{σ_{cr, p}}} = \sqrt{\frac{0.524 \cdot 35.5}{95.9}} = 0.440$ Fórmula 25	$< 0.5 \sqrt{0.085 - 0.055 \cdot ψ}$ Fórmula 26
	$< 0.5 \sqrt{0.085 - 0.055 \cdot 1} = 0.673$ Fórmula 27

A relação de esbelteza λ_p é inferior ao valor limite 0,673 de acordo com [1] , 4.4 (2). Portanto, não é necessária redução devido ao comportamento da laje; por exemplo, ρ_p = 1,0.

Comportamento da encurvadura local

A tensão de encurvadura crítica elástica_σcr,c é determinada de acordo com [1] , Secção 4.5.3(3). Em primeiro lugar, a tensão de encurvadura σ_cr,c,sl do reforço, que está posicionado na extremidade de compressão com carga máxima, é determinada de acordo com [1] , Equação (4.9).

σ_{cr, c, sl} = \frac{π^{2} \cdot E \cdot I_{sl}}{A_{sl} \cdot a^{2}} = \frac{π^{2} \cdot 21, 000 \cdot 11, 900}{289.4 \cdot 300^{2}} = 94.7 kN / {cm}^{2}

Fórmula 28

A distribuição da tensão é uniforme. Portanto, a tensão de encurvadura crítica elástica_σcr,c corresponde à tensão de encurvadura elástica σcr_,c,sl do reforço que é colocado na extremidade com força de compressão máxima.

σ_cr,c = σ_cr,c,sl = 94,7 kN/cm²

O coeficiente de redução β_a,c,c é calculado de acordo com [1] , Secção 4.5.3(4) do seguinte modo:

β_{a, c, c} = \frac{A_{sl, eff}}{A_{sl}} = \frac{151.6}{289.4} = 0.524

Fórmula 29

A relação de esbelteza λcda barra de compressão equivalente resulta, de acordo com [1] , Equação (4.11 ), em:

{\bar{λ}}_{c} = \sqrt{\frac{β_{a, c, c} \cdot f_{y}}{σ_{cr, c}}} = \sqrt{\frac{0.524 \cdot 35.5}{94.7}} = 0.443

Fórmula 31

De acordo com [1] , Secção 4.5.3(5), o raio de giração i é calculado da seguinte forma:

i = \sqrt{\frac{I_{sl}}{A_{sl}}} = \sqrt{\frac{11, 900}{289.4}} = 6.41 cm

Fórmula 32

A distância e é a maior das duas distâncias de acordo com [1] , Figura A.1; por exemplo, quer a distância e₁ de um único reforço, ajustado entre o centro de gravidade e considerado independente da placa, sem a largura efectiva ao eixo do centro geométrico da placa de reforço ou a distância e₂ do eixo do centro geométrico da placa de reforço painel com o plano central da chapa. As distâncias são apresentadas na Figura 05.

Barra de compressão equivalente e reforço: Distâncias e1, e2

e = máx (e₁, e₂ ) = máx (10,39 cm, 2,86 cm) = 10,39 cm

O fator de imperfeição αe é determinado de acordo com [1] , Equação (4.12) com α = 0.49, para secções abertas de reforço do seguinte modo:

α_{e} = α \frac{0.09}{i / e} = 0.49 \frac{0.09}{6.41 / 10.39} = 0.636

Fórmula 33

O coeficiente de redução χ_c é determinado de acordo com [3] , 6.3.1.2 :

\begin{array}{l} ϕ = 0.5 \cdot (1.0 α_{e} \cdot ({\bar{λ}}_{c} - 0.2) {\bar{λ}}_{c}^{2}) = 0.5 \cdot (1.0 0.636 \cdot (0.443 - 0.2) 0 . 443^{2}) = 0.675 \\ χ_{c} = \frac{1}{ϕ \sqrt{ϕ^{2} - {\bar{λ}}_{c}^{2}}} = \frac{1}{0.675 \sqrt{0 . 675^{2} - 0 . 443^{2}}} = 0.844 < 1 \end{array}

Fórmula 34

Interação entre encurvadura local e comportamento da laje.

O comportamento estrutural de todo o painel é determinado com o fator ξ, de acordo com [1] , Secção 4.5.4(1):

\begin{array}{l} ξ = \frac{σ_{cr, p}}{σ_{cr, c}} - 1 but 0 \leq ξ \leq 1 \\ ξ = \frac{95.9}{94.7} - 1 = 0.013 \end{array}

Fórmula 35

O coeficiente de redução final ρc é determinado com a equação de interação de acordo com [1] , Equação (4.13):

ρ_{c} = (ρ_{p} - χ_{c}) \cdot ξ \cdot (2 - ξ) + χ_{c} = (1 - 0, 844) \cdot 0, 013 \cdot (2 - 0, 013) + 0, 844 = 0, 848

Fórmula 36

Valores da secção efetiva

A superfície efetiva da zona de compressão A_c,ef do painel da placa reforçada é calculada de acordo com [1] , Equação (4.5):

A_{c, eff} = ρ_{c} \cdot A_{c, eff, loc, p} + \sum b_{edge, eff} \cdot t = 0, 848 \cdot 151, 6 24, 38 \cdot 1, 5 + 32, 54 \cdot 1, 5 = 214, 1 cm ²

Fórmula 37

A área de secção efetiva A_eff resulta em:

A_{eff} = A_{c, eff} + 2 \cdot b_{f} \cdot t_{f} = 214, 1 + 2 \cdot 80 \cdot 4 = 854, 1 cm ²

Fórmula 38

Secção equivalente devido à encurvadura local e global

Dimensionamento do painel reforçado

Os eixos do centro geométrico da secção bruta e da secção efetiva não coincidem, por isso atuam momentos de flexão adicionais devido ao deslocamento dos eixos do centro geométrico da secção efetiva relativos ao eixo central da secção bruta que tem de ser considerados aqui. Esses momentos de flexão adicionais são calculados da seguinte forma:

\begin{array}{l} e_{y} = 0.82 - 0.72 = 0.10 cm \\ e_{z} = 164.97 - 157.42 = 7.55 cm \\ M_{y} = N \cdot e_{z} = 4, 000 \cdot 7.55 = 30, 202.4 kNcm \\ M_{z} = N \cdot e_{y} = - 4, 000 \cdot 0.10 = - 414.3 kNcm \\ M_{u} = 30, 203.7 KNcm \\ M_{v} = - 306.4 KNcm \end{array}

Fórmula 39

A tensão máxima resulta em:

σ_{eff} = \frac{N}{A_{eff}} + \frac{M_{u} \cdot e_{v}}{I_{u, eff}} - \frac{M_{v} \cdot e_{u}}{I_{v, eff}} = \frac{4.000}{854, 1} + \frac{30.203, 7 \cdot 165, 12}{17.466.764} - \frac{- 306, 4 \cdot 40, 23}{352.626} = 5, 01 kN / cm ²

Fórmula 40

O dimensionamento é realizado de acordo com [1] , Equação (4.15) como se segue:

η_{1} = \frac{σ_{eff}}{\frac{f_{y}}{γ_{M 0}}} = \frac{5.01}{\frac{34.5}{1.0}} = 0.15

Fórmula 41

Dimensionamento da encurvadura por torção

De acordo com [1] , Secção 9.2.1(8) tem de ser cumprido o seguinte critério de forma geral para evitar a encurvadura por torção dos reforços com secções abertas:

\begin{array}{l} η_{1} = \frac{5, 3 \cdot f_{y} \cdot I_{p}}{E \cdot I_{S t . V e n}} \leq 1 \\ η_{1} = \frac{5, 3 \cdot 34, 5 \cdot 13.053}{21.000 \cdot 122} = 0, 93 \leq 1 \end{array}

Fórmula 42

I_p e I_St.Ven descrevem o momento de inércia polar e o momento de inércia de Saint-Venant da secção rígida só (sem placa), calculado em torno do ponto de ligação à placa.

Se é considerado o empenamento do reforço, a tensão de encurvadura por torção crítica_σcr tem de ser determinada primeiro. É calculada de acordo com [4] , Equação (2.119) e Equação (2.120) como se segue:

\begin{array}{l} σ_{cr 1} = \frac{1}{I_{p}} \cdot (\frac{π^{2} \cdot E \cdot I_{ω}}{l^{2}} + G \cdot I_{St . Ven}) für l < L_{cr} \\ σ_{cr 2} = \frac{1}{I_{p}} \cdot (2 \cdot \sqrt{C_{θ} \cdot E \cdot I_{ω}} + G \cdot I_{St . Ven}) für l > L_{cr} \end{array}

Fórmula 43

O reforço tem uma constante de empenamento de I_ω = 0 cm⁶. A tensão de encurvadura por torção crítica_σcr é simplificada para:

\begin{array}{l} σ_{cr 1} = σ_{cr 2} = \frac{1}{I_{p}} \cdot G \cdot I_{S t . V e n} \\ σ_{cr 1} = σ_{cr 2} = \frac{1}{13.053} \cdot 8.077 \cdot 122 = 75, 5 kN / cm ² \end{array}

Fórmula 44

I_p e I_St.Ven descrevem o momento de inércia polar e o momento de inércia de Saint-Venant da secção rígida só (sem placa), calculado em torno do ponto de ligação à placa.

De acordo com [1] , Secção 9.2.1(9), o critério em 9.2.1(8) ou o critério seguinte tem de ser considerado quando tem em consideração o empenamento do reforço:

\begin{array}{l} η_{2} = \frac{θ \cdot f_{y}}{σ_{cr 1}} \leq 1 \\ η_{3} = \frac{θ \cdot f_{y}}{σ_{cr 2}} \leq 1 \end{array}

Fórmula 45

Com um fator para assegurar o comportamento elástico de acordo com a secção da classe 3 de acordo com [5] de θ = 2 f para reforços com baixa rigidez ao empenamento (por exemplo, barra plana ou barra de aço com bolbo), o resultado é:

η_{2} = η_{3} = \frac{2 \cdot 34.5}{75.5} = 0.91 \leq 1

Fórmula 46

O dimensionamento à encurvadura por torção é assim cumprido.

SHAPE-THIN

No SHAPE-THIN, é possível realizar o cálculo dos painéis reforçados longitudinalmente de acordo com [1] , Secção 4.5. O painel de controlo "partes c/t e propriedades da secção efetiva" tem de ser ativado nos dados gerais. Após, "EN 1993-1-1 e EN 1993-1-5" tem de ser selecionadas nos parâmetros de cálculo e o painel de controlo "secção efetiva de acordo com EN 1993-1-5, Secção 4.5" também tem de ser selecionada. A determinação das larguras efetivas deve ser realizada num processo iterativo de acordo com [1] , Secção 4.4(3). Neste exemplo, apenas uma iteração tem de ser utilizada para o cálculo, por isso também apenas uma iteração aparecerá no SHAPE-THIN (ver Figura 07).

Parâmetros de cálculo

Os elementos da secção tem de ser introduzidos em primeiro lugar. As partes c/t são geralmente geradas automaticamente a partir das condições geométricas; contudo estas podem ser definidas pelo utilizador na Tabela "1.7 Partes de Secções para o cálculo de acordo com EN 1993-1" (ver Figura 08) ou a correspondente caixa e diálogo.

Partes da secção para classificação

Os reforços podem depois ser definidos na Tabela "1.8 Reforço"ou na correspondente caixa de diálogo (ver Figura 09).

Reforços

Além do mais, o painel reforçado tem de ser especificado na Tabela "1.9 painéis reforçados" (ver Figura 10) ou a correspondente caixa de diálogo. Os elementos do painel reforçado têm de ser selecionados e a distância do reforço transversal tem de ser introduzida. Se não for definida distância para o reforço transversal, o valor a = 10,000 mm será aplicado para o cálculo. Os reforços localizados no painel de encurvadura são identificados automaticamente. O painel reforçado tem de ser apoiado no seu inicio e final, o que significa que é necessário aqui um apoio.

Painéis reforçados

Os resultados da secção efetiva podem ser visualizados com o botão [Larguras efetivas].

Ergebnisse

Autor

A Eng.ª von Bloh fornece apoio técnico a clientes e também é responsável pelo desenvolvimento do programa RSECTION e pelas estruturas de aço e alumínio.

Ligações

Software para o dimensionamento de estruturas de aço

Referências

EC 3. (2009). Eurocódigo 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten – Teil 1-5: Plattenförmige Bauteile. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2010.
Beg, D.; Kuhlmann, U.; Davaine, L.; Braun, B.: Design of Plated Structures. Eurocode 3: Design of Steel Structures. Part 1-5 Design of Plated Structures. Berlin: Ernst & Sohn, 2011
Kuhlmann, U.: Stahlbau-Kalender 2015 - Eurocode 3 - Grundnorm, Leichtbau. Berlin: Ernst & Sohn, 2015
Johansson, B.; Maquoi, R.; Sedlacek, G.; Müller, C.; Beg, D.: Commentary and Worked Examples to EN 1993-1-5, Plated Structural Elements. Luxemburg: Office for Official Publications of the European Communities, 2007
EC 3. (2009). Eurocódigo 3: Bemessung und Konstruktion von Stahlbauten − Teil 1-1: Allgemeine Bemessungsregeln und Regeln für den Hochbau. Beuth Verlag GmbH, Berlin, 2010

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Ficheiro do modelo SHAPE-THIN

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RFEM 6 | Estudantes | Introdução ao dimensionamento de aço

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Consideração das fases de construção no RFEM 6

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RFEM 6 | Estudantes | Introdução ao dimensionamento de aço

Vídeos

FAQ

[EN] FAQ 003156 | Durante o cálculo, recebo um aviso de que alguns elementos estão ligados a ...

Duração: 00:00:52 min

Evento

Seminário web | Dimensionamento de ligações de aço segundo a noma AISC 360-22 no RFEM 6

Duração: 01:02:00 min

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Seminário web | Dimensionamento de barras de aço segundo a AISC 360/341-22 no RFEM 6

Duração: 01:01:43 min

Evento

Seminário web | Ligações com secções ocas circulares no RFEM 6

Duração: 00:00:00 min

Evento

Seminário web | RWIND 2 – Calcular cargas de vento com simulação CFD

Duração: 00:00:00 min

Função do programa

Coeficiente de sensibilidade

Duração: 00:00:32 min

Função do programa

Componente "Corte de chapa"

Duração: 00:00:53 min

Evento

Seminário web | Análise de tensões em modelos de escadas no RFEM 6

Duração: 01:05:28 min

Função do programa

Componente "Sólido auxiliar"

Duração: 00:00:32 min

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Modelo 004864 | Ligação de estrutura de aço | AISC 360-22

90x

12x

Ligação de estrutura de aço | AISC 360-22

Modelo 004859 | Estrutura de aço | AISC 360/341-22

249x

40x

Estrutura de aço | AISC 360/341-22

3235x

221x

Estrutura em aço do ponto base do pilar

267x

Ponte para peões e ciclistas em Eichsütt, Alemanha

307x

34x

Estrutura metálica

Modelo 004827 | Armazém de paletes, China

371x

Armazém de prateleiras em altura, China

484x

54x

Ligação de aço

298x

30x

Viga de elevação em H

Silo de aço com cargas de vento | ASCE 7

290x

35x

Silo de aço com cargas de vento | ASCE 7

Artigos da base de dados de conhecimento

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KB 001875 | Dimensionamento de barras de pórticos segundo a AISC 341-22 no RFEM 6

Os três tipos de pórticos de momento (comum, intermédio, especial) estão disponíveis no módulo Dimensionamento de aço do RFEM 6. O resultado do dimensionamento sísmico de acordo com a norma AISC 341-22 é categorizado em duas secções: requisitos das barras e requisitos das ligações.

Ler mais

O módulo Dimensionamento de aço no RFEM 6 oferece agora a possibilidade de realizar dimensionamento sísmico de acordo com as normas AISC 341-16 e AISC 341-22. Atualmente estão disponíveis cinco tipos de sistemas resistentes a forças sísmicas (SFRS).

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KB 001767 | AISC 341-16 Dimensionamento de barras de momento no RFEM 6

Os três tipos de pórticos de momento (comum, intermédio, especial) estão disponíveis no módulo Dimensionamento de aço do RFEM 6. O resultado do dimensionamento sísmico de acordo com a AISC 341-16 é categorizado em duas secções: requisitos de barras e requisitos de ligações.

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Funções do programa

Função 002807 | Representação 3D dos resultados do MEF

No diálogo "Definir tipo de carga" pode ver a Figura 01 do método de reforço finito (FSM) no gráfico 3D.

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Dimensionamento de aço | Vista geral do dimensionamento de um sistema resistente a forças sísmicas

Dimensionamento de cinco tipos de sistemas resistentes a forças sísmicas (SFRS): )
Verificação da ductilidade da relação largura-espessura para almas e banzos
Cálculo da resistência e rigidez necessárias para o contraventamento de estabilidade de vigas
Cálculo do espaçamento máximo para contraventamento de estabilidade de vigas
Cálculo da resistência necessária nas articulações para o contraventamento de estabilidade de vigas
Cálculo da resistência necessária do pilar com a opção de negligenciar todos os momentos fletores, corte e torção para o estado limite de sobrerresistência
Verificação das relações de esbelteza para pilares e contraventamentos

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Módulo Sismos no dimensionamento de aço | Resultados

O resultado do dimensionamento sísmico é categorizado em duas secções: requisitos das barras e requisitos das ligações.

Os "Requisitos sísmicos" incluem a resistência à flexão necessária e a resistência ao corte necessária da ligação viga-pilar para pórticos de momento. Estas estão listadas no separador 'Ligação de pórtico de momentos por barra'. Para pórticos reforçados, a resistência à tração necessária da ligação e a resistência à compressão necessária da ligação do contraventamento estão listadas no separador 'Ligação de contraventamento por barra'.

O programa fornece as verificações realizadas em tabelas. Os detalhes de dimensionamento mostram claramente as fórmulas e as referências à norma.

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Função 002733 | Verificação sísmica de acordo com a AISC 341-16 para barras de aço

No módulo Dimensionamento de betão oferece a opção de realizar um dimensionamento sísmico de acordo com a norma AISC 341-16 para barras de aço.

Para este efeito, estão disponíveis cinco tipos de sistemas resistentes a forças sísmicas (SFRS).

Mais informação

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Perguntas e respostas (FAQ)

Qual é a diferença entre o SHAPE‑THIN 9 e o SHAPE‑THIN 8?

É possível modelar secções formadas a frio no SHAPE‑THIN 8 e verificá-las no RF‑/STEEL Cold-Formed Sections?

Durante o cálculo, obtenho um aviso de que alguns elementos estão ligados ao painel de encurvadura, mas não estão definidos como reforços (ver Figura 01). O que devo fazer?

Como é que defino uma articulação plástica no RFEM 6?

Como é que posso trocar dados entre o RFEM 6/RSTAB 9 e o IDEA StatiCa?

Como é que posso gerar uma carga de superfície em barras utilizando células no RFEM 6 ou no RSTAB 9?

Projetos de clientes

Vista exterior de unidade de produção e armazenamento de massas folhadas | © GH HERVOUET

Criação de uma estrutura de produção e armazenamento de massas folhadas em Montbert, França

Posto de portagem iluminado | © Mr. Yunchao Ding, Jiangsu Jingong Space Structure Co., Ltd.

Posto de portagem de Dawang em Shaanxi, China

Modelo RFEM do armazém de prateleiras em altura com resultados de deformação

Armazém de prateleiras em altura, China

Estação multienergia em Les Sables-d'Olonne, França

Vista frontal do edifício de escritórios com os pilares de aço misto em V | © Die Tragwerker GmbH

Edifício de escritórios com centro de visitantes e parque de estacionamento integrados em Geiselbullach, Alemanha

Pérgula de aço na Universidade Rafael Landívar (© Ing. Enrique de León)

Pérgula de aço na Plaza del Edificio L, Universidade Rafael Landívar, Guatemala

Torre de radar à esquerda (© SAQQARA Ingeniería)

Cálculo estrutural da torre de radar do aeroporto de Málaga, Espanha

CP 001290 | Cobertura do anfiteatro do teatro municipal de Most | © Carl Stahl & spol. s.r.o.

Anfiteatro do teatro municipal de Most, República Checa

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