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Ana Paula Oliveira Gordo Matricula 201505925894 LISTA DE EXERCÍCIOS AV1 Bibliografia Estruturas de Aço – Walter Pfeil / Michèle Pfeil Capitulo 01: 1.12.1 ; 1.12.3 ; 1.12.4 ; 1.12.7 e 1.12.8 Capitulo 02: 2.3.8 ; 2.4.1 ; 2.4.4 ; 2.4.5 e 2.4.6 Capitulo 03: 3.5.8 ; 3.6.3 ; 3.6.5 ; 3.6.6 e 3.6.7 Capitulo 05: 5.9.2 ; 5.9.4 ; 5.9.6 a ; 5.9.9 e 5.8.1 CAPITULO 1 1.12.1- O carbono aumenta a resistência do aço. Por que durante o processo de fabricação do aço remove-se certa quantidade de carbono do ferro fundido? R= O carbono aumenta a resistência do aço, porém o torna mais duro e frágil. O teor de carbono do aço pode variar desde 0% até 1,7% e o ferro fundido contém 1,8% a 45% de carbono, havendo deste modo necessidade de retirar o excesso do mesmo para o aço não tornar-se tão frágil. 1.12.3- Explique o que é ductilidade e qual a importância desta característica do aço em sua utilização em estruturas. R= Denomina-se ductilidade a capacidade de o material se deformar sob a ação das cargas e tem importância porque conduz os mecanismos de ruptura acompanhados de grandes deformações que fornecem avisos da atuação de cargas elevadas. 1.12.4- Uma haste de aço sujeita a cargas cíclicas tem sua resistência determinada por fadiga. Comente as providências propostas no sentido de aumentar a resistência da peça: · aumentar as dimensões transversais da haste; · mudar o tipo de aço para outro mais resistente; · mudar o detalhe de solda para atenuar o efeito de concentração de tensões. R= O aumento das dimensões promove um aumento de resistência da peça, assim como um aumento de seu peso próprio. O tipo de aço pode ser escolhido viabilizando um tipo de aço mais resistente. Mas a solução mais eficiente é o detalhe da solda, que pode promover um aumento de resistência sem alterar nenhuma dimensão ou tipo de aço da estrutura. 1.12.7- Qual a origem das tensões residuais em perfis laminados e em perfis soldados? R= Os perfis laminados simples, compostos por solda, apresentam tensões residuais internas decorrentes de resfriamentos desiguais em suas diversas partes. Nos perfis laminados após a laminação as partes mais expostas dos perfis (bordas dos flanges e região central da alma) se resfriam mais rápido que as áreas menos expostas (juntas alma-flange), sendo por elas impedidas de se contrair. Na fase final do resfriamento as áreas mais expostas já resfriadas impedem a contração das juntas alma-flange. Tensões residuais longitudinais se instalam em decorrência do impedimento a deformação de origem térmica. Nos perfis soldados, as regiões de alta temperatura se desenvolvem localmente junto aos cordões de solda. As tensões residuais conduzem a um diagrama tensão deformação do aço em perfil, no qual a transição do regime elástico para o patamar de escoamento é mais gradual. Esse diagrama é obtido por ensaio do perfil de uma pequena amostra sem tensão residual. 1.12.8- Em que se baseia o Método das Tensões Admissíveis e quais são as suas limitações? R= Utiliza-se de um único coeficiente de segurança para expressar todas as incertezas independentemente de sua origem. Por exemplo, em geral a incerteza quanto a um valor especificado de carga de peso próprio é menor do que a incerteza associada a uma carga proveniente do uso da estrutura. Em sua origem o método previa a análise estrutural em regime elástico com o limite de resistência associado ao início de plastificação da seção mais solicitada. Não se consideravam reservas de resistência existentes após o inicio da plastificação, nem a redistribuição de momentos fletores causada pela plastificação de uma ou mais seções de estrutura hiperestática. CAPITULO 2 2.3.8- Calcular o esforço resistente de tração do perfil do Probl. 2.3.7, agora com ligação soldada. R= O esforço resistente ao escoamento da seção bruta foi obtido no problema 2.3.7 e é igual a 1444 KN. Com o fator de redução do Item 2.2.6 obtém-se o esforço resistente para ruptura da seção efetiva na ligação: ( 𝑁 )𝐶𝑙 = 11−0200 = 0,80 𝑑𝑟𝑒𝑠𝑠 = 0,80×16,345,2×40 = 1522 KN 2.4.1- Que estados limites podem ser atingidos por uma peça tracionada? R= Ruptura, escoamento, índice de esbeltez, cisalhamento de bloco. 2.4.4- Calcule o esforço resistente à tração da chapa de 20 mm de espessura ligada a outras duas chapas por parafusos de 19 mm de diâmetro. Aço MR250. Ag 28×2A=g×5𝑓6𝑦cm² 56 𝑐𝑚²×12,150𝐾𝑛/𝑐𝑚² Nd’t=Rd1,=9 +10,,1305 ==2>,25 cm = 1272,73 KN ( N = 1 ,35 => 1,35 = 1259,26 KN )Lcrit21==22884++×((705,(5×2×2,22)5)2×-3()2=,2251×,42)5=cm24,63 cm tRd Ae × fu 42,5 𝑐𝑚² × 40𝐾𝑛/𝑐𝑚² O esforço resistente é 1259,26 KN. ( 𝐍 = Ag 𝑓𝑦 => = )2.4.5- Calcule o esforço resistente da cantoneira tracionada de contraventamento L 50X50X6 ligada à chapa de nó por parafusos. ( liq ) ( 5,64 – 0,78 = 4,86 cm² )Al𝐭i𝐑q=𝐝= A=g – A1d,×1’0 5,64𝑐𝑚²1×,2150𝐾𝑛/𝑐𝑚² 1A2d8’=,18(0K,9N5+0,35)× 0,6= 0,78 cm² ELEMENTOS ÁREA X XA Y YA 1 3 0,3 0,9 2,5 7,5 2 2,64 2,8 7,39 0,3 0,79 TOTAL 5,64 8,2 8,29 Área 1= (0,6 x 5)= 3 cm ( 8 2 9 )Área 2= (4,4 x 0,6)= 2,64 cm ( C e c ) ( X 𝑒 = 1 , 4 7 = 1,47 cm )𝑐= 1,47 cm t= 1- Lc => 1- Ae= ALiq × Ct 11,407 = 0,85 ( N )e= 4,86 x 0,85 => Ae=4,13cm³ tRd Ae1,×35fu => 4,13 𝑐𝑚²1×,3450 𝐾𝑛/𝑐𝑚² = 1267,11 KN 2.4.6- Calcule os comprimentos máximos dos seguintes elementos trabalhando como tirantes: a) barra chata 19 mm X 75 mrn; b) ( 19 = 5,48 mm )cantoneira L 50 X 50 X 6. ( x = ) ( 12 75 )i a) √1× 75× 19³ iy = √1×2 1199× 7755³ ( r ≤ 300 ) ULsa-se o menor. L ≤ 3106044×m5m,48 = 21,65 mm bx) = 300×2556+4264×3 = 14,7 mm ( I x = 12 + 300 (11 4 , 7)² + 12 + 264(13,3)² )y = 5300×06׳35+62464 ×28 = 14,7 6m×m44³ Área = 50 x 6 + 44 x 6 Área = 564 mm² ( y = ) ( 12 + 300(10, 3)² + ) ( 12 + 264 (11, 7)² )Ix = 163×15205³ 7,96 mm 44×6³ Iy = 131257,36 mm4 √𝐱 = √y = √𝟏𝟑𝟏𝟓𝟐𝟔𝟓𝟒𝟕,𝟑𝟔 = 15,26 mm ( CAPITULO 3 )L ≤ 145,7266,6xm30m0= 4,58 m 3.5.8- Na ligação do problema anterior, substituem-se os parafusos comuns por parafusos de alta resistência A325, em ligação tipo atrito. As verificações em estado limite último devem ser efetuadas como no Problema 3.5.7. Verificar a resistência ao deslizamento em estado limite de utilização. R= Admitindo-se que não há deslocamento entre as peças ligadas, o cálculo pode ser feito com seção homogênea igual a área de apoio das cantoneiras, 200x300 mm². Tf en=são6d×e1tr5a0ç0ão=no0t,o5p0o KdaNc/hcampa².< f = 12×85 =1,7 KN t 20×30² co 20×30 cm² ( T ≅ (10x5) x ) ,5 = 25 KN ) ( f t f co )Força solicitante à tração devida ao momento na região do parafuso superior A força T atua no sentido de descomprimir as peças ligadas. Como não há separação entre as peças ( < ), o acréscimo de força de tração no parafuso em relação à protensão inicial é pequeno. Por outro lado, a resistência ao deslizamento é reduzida com a descompressão. Esforço resistente ao deslizamento do parafuso superior d=16 mm no estado limite de utilização. RV = 0,80 x 0,35 x 85 (1 − 2658) = 15,0 KN ( Força solicitante de corte ) V= 11020 = 8,3 KN C8,o3m<p1a5ra,0çKãoN de resultado 3.6.3- Quais os modos de colapso que devem ser verificados em uma ligação a corte com conectares? R= Deve ser verificado: ( ∘ Cisalhamento ou tração no parafuso , solda ou os dois dependendo da ligação ; ) ( ∘ )Rasgamento e esmagamento furo do perfil; Rasgamento e esmagamento do furo do perfil; Colapso por rasgamento do perfil e da chapa. Depende da ligação. ( Paraf u so A 307 d b = 19,0 5 mm = 3 4 " )3.6.5- Uma barra atirantada de uma treliça, sujeita a uma carga de 720 kN em serviço, é constituída por dois perfis U 250 (IO") X 29,8 kg/m, prendendo-se uma chapa gusset de 12,7 mm (1/2") por meio de parafusos A307 d = 3/4". Verificar a segurança da ligação no estado limite de projeto, com o coeficiente y = 1,30 (carga permanente de pequena variabilidade). Aço ASTM A36. Comum 𝑓u= 415 MPa ( A )𝜋d2 Chapa 1 b= 4b () t= 12,7 mm (2) " Ab= 2,85 cm² ( Cá l c u l o d ∝ o F v , Rd )Cuo=rt4e0d0uMplPo a 𝑓y= 250 MPa ( F = = 700,93 K N v , r d 1 , 3 5 )Fv,Rd = b ×Aɤab2×𝑓ub ( 𝑒 𝑓𝑓 − 𝑑 ℎ = 57−22,55=34,45 𝑚𝑚 <2 𝑑 )0,4×285,02×415×2×10 Pressão de apoio e rasgamento {𝑒𝑓𝑏− 𝑑2ℎ = 38 − 222,55 = 26,72 𝑚𝑚 < 2𝑑 ( 2,4 d ɤ b t o 𝑓 𝑢 𝑎 2 ) ( T r a ç ã o n o s p e r f i s ) ( = 130 𝐾𝑁 )Rd≤ { 1,2 lɤ𝑓𝑎t2𝑜 𝑓𝑢 = 94 𝐾𝑁 Rd = 2𝑥94 + 8𝑥130 = 1228 𝐾𝑁 ( L i t q R u d i d a ) ( 1,10 ) ( 1,10 )BNruta= Ag×𝑓𝑦 = 3790× 250 x2 = 1722,73 KN ( Ruptura por cisalhamento ) ( (4 𝑥 57) )NtRd = A1n,×3𝑓5𝑢 = 34771,4,355× 400 x2= 2060,73 x Cte = 1921,52 KN ACnt==13-79105,–4 2x=(109,9,035+3,5)x9,63 = 3477,45 mm² Anvt==16(93494x256,7,41+47m3m8mm)x²²2x9,63x2 =10246,32 mm² ( 0 , 6 A g v 𝑓 ɤ y + Ct s A n t f u 𝑎 2 ) ( = 172 8 , 8 3 𝐾 𝑁 )Ft,Rd ≤ {0,6 Anv 𝑓uɤ+𝑎2Cts Ant 𝑓u = 1718,56 𝐾𝑁 Ft,Sd=720 x 1,3 => Fv,Rd=700 kn NÃO ESTA OK! ( ∝ A325 (Alta resistência ) )3.6.6- Determinar o número mínimo de parafusos A325, de diâmetro igual a 22 mm (7/8"), necessários para a ligação a tração da figura. Admitir que as chapas dos flanges são bastante rígidas. ( F b = 0,5 ϕ a = 0,67 )PFat,rRadfu=s1o7s4,2 KN ( A 𝑓 b = = = 3 0 , 8 , 7 0 5 m x ² A b = 0 a , 7 d 5 o t x a d 3 o , 8 ! = 2 , 85 m ² )s,d= 500 KN (adotado) ( Por parafuso ) 5n00= ϕa Aɤb𝑎e𝑧𝑓ub ( n=5 4,87 ) ( n 1,35 ) ( u ) ( 72,5 KN/m² )500 = 0,67×2 8 ×72,5 parafusos parafusos Para ajudar a simetria, adotamos 6. 3.6.7- Uma chapa de ligação recebe uma carga inclinada de 120 kN. Os conectares são parafusos A325 em ligação por atrito, diâmetro d = 12,7 mm (W'), com espaçamentos padronizados, mo trados na figura. Calcular o número de parafusos necessários por fila ver1ical. Determinar a espessura mínima de chapa para que a pressão de apoio não seja determinante. a) Materiais: Parafuso => A 325 :𝑓u𝑓byb==862355MMPPaa==8623,5,5KKNN//ccmm²² Chapa => considerando ASTM A 36: 𝑓y = 250𝑓uM=P4a0=0 2M5PKaN=/c4m0²KN/cm² b) Dispos3i×çõde=s 3c×on1s2t,r7umtimva=s:38,1 mm 5× 5d = 69,85 mm ( M= 96×20cm + 72 KN ) ( F H = 120 × 3 5 = 72 K N )Fv=c1)20 CKNis×al45ha=m9e6nKtoN nos parafusos (contato e atrito): × [32d (n − 1)] = 1920 +137,16 (n-1) [Kn.cm] Supoπnd×odn2=2 𝜋×1,27² ( ᶽ √ s d = ᶽ 𝑥 ² , 𝑠 𝑑 + ᶽ 𝑦 ², 𝑠𝑑 ) ( Iy = 4x1,27 x 3,493²= 61,96 cm )Ab= 4 b = 4 = 1,27 cm² ᶽIxx=,sd4=x1F,2xA,7sdx1+,9M05zI,²sz=d y18=,4>4cImz=4 Ix+Iy4 Iz = 80,40cm4 ( ᶽ ᶽ y , sd = 4 × 9 1 6 , 2 7 + 2 0 8 5 0 , 7 4 , 1 0 6 × 3 , 49 3 = 1 08 , 2 6 K N / c m ² ) ( 𝐅 s d = = 1 1 2 , 2 5 7 , 2 c 2 m K N ² / × c m 1 2 ² 5 8 , 2 2 2 , 5 K N / c m ² = 159 , 02 K N ) ( 𝐅 𝐯 , 𝐬 𝐝 = 0 , 4 × 1 , 27 × 1 , 3 5 = 3 1 , 04 K N < 𝐅 𝐯 , 𝐬 𝐝 L e o g 𝐅 o 𝐯 , , 𝐬 𝐅 𝐝 ≤ 1 = , 1 4 2 1 × , 1 0 5 , 3 K 5 N × 53 = 2 1 ᶽ , 1 R 5 d K = N 16 , 6 5 K N / c m ² )ᶽx,sd = 4×712,27 + 20850,74,016 × 1,905 = 62,92 KN/ cm² SIxu=po4n×do1n,2=73× 3,81² = 73,74cm4 𝐯,𝐑𝐝 ( ᶽ )Iy= 6× 1,27× 3,493² = 92,97 cm4 Iz= 73,74 + 92,97 = 166,71 cm4 x,sd = 6×712,27 + 2116964,7,312 × 3,81 = 59,60 KN/cm² ( 𝐯 , 𝐬𝐝 ) ( s d = √ 59 , 60 ² + 58 , 5 8 ² = 83 , 5 7 K N / c m ² ᶽ )ᶽy,sd= 6×916,27 + 2116964,7,312 × 3,493 = 58,58 KN/cm² 𝐅 = 1,27 × 83,57 = 106,13 KN ( Iy = 8× 1,27 × 3,493² = 123,29 cm ) ( ᶽ x , s d = 8 × 7 1 2 , 2 7 + 2 3 3 0 3 8 1 , 3 , 4 1 8 × 5 , 715 = 5 0 , 30 K N / c m² ᶽ s d = 61 , 7 7 𝐅 𝐯 , 𝐬 𝐝 = 7 8 , 4 5 K N )SIxu=po4n×d1o,2n7=×41,905² + 4 × 5,715²4× 1,27 = 184,35 cm² Iz= 308,31 cm4 ( y,sd = 96 + 2331,48 × 3,493 = 35,86 K N / cm ² 8 × 1 , 2 7 30 8 , 3 1 ᶽ ) ( Iy = 10 × 1,27 × 3,493² = 154,95 cm )SIxu=p4o×nd1o,2n7=× 53,81²+ 4× 1,27 × 7,624² = 368,71cm4 Iz= 523,66 cm4 ( ᶽ ) ( y , s d = 9 6 + 2468 , 6 4 × 3 , 49 3 = 24 , 0 3 K N / c m ² 12 , 7 523 , 6 6 ᶽ )ᶽx,sd = 10×721,27 + 2542638,,6664 × 7,62 = 41,59 KN/cm² ᶽsd= 48,03 KN/cm² SIxu=p4o×nd1o,2n7=×61,905² + 4× 1,27 × 54,715² + 4× 1,27 × 9,525² = 645,24 cm4 ( Iy = 12× 1,27 × 3,493² = 185,94 cm )x,sd = 12×721,27 + 2863015,1,8 × 9,525 = 34,59 KN/cm² SIxu=po4n×do1,n2=7 ×73,81² + 4× 1,27 × 7,624² + 4× 1,27 × 11,43² = 1032,39 cm4 Iz= 831,18 cm4 4 Iy = 14 × 1,27 × 3,493² = 216,93 cm Iz= 1249,32 cm ᶽx,sd = 14×721,27 + 217249,9362 × 11,43 = 29,14 KN/cm² ( I y = 1 6 × 1 , 2 7 × 3 , 4 93 ² = 2 4 7 , 9 3 c m 4 ᶽ )SIxu=po4n×do1,n2=7 ×81,905² + 4 × 1,27 × 5,715² +4 × 1,27 × 9,525² + 4 × 1,27 × 13,335² = 1548,58cm4 Iz=1796,51 cm4 ( I y = 278 , 92 c m ᶽ ) ( x , s d = 16 × 7 1 2 , 2 7 + 2 1 7 8 8 9 6 0 , 1 5 1 2 × 13 , 335 = 2 4 , 92 K N / c m ² )SIxu=po2n2d1o2n,2=59cm4 4 Iz= 2491,17 cm4 ( S I x u = p o 4 n 0 d 5 o 5 n , 8 = 0 1 1 4 c m I z = 4396 , 7 0 4 ) ( y,sd = = 96 + 3017 28 × 4 3 , 4 9 3 = 8 , 4 3 K N / c m 1 8 × 1 , 2 7 24 9 1 , 1 7 ᶽ )x,sd = 18×712,27 + 32401917,2187 × 15,24 = 21,61 KN/cm4 ᶽsd = 23,20 KN/cm² > 16,65 KN/cm² Iy= 340,90 cm ( ᶽ ) ( S I x u = p o 4 n × d o 1 n , 2 = 7 ( 1 1 2 , 90 5 ² + 5 , 71 5 ² + 9 , 5 2 4 5² + 1 3 , 33 5 ² + 1 7 , 14 5+ 2 0 , 95 5 ² ) = 5 27 2 , 54 c m 4 I z = 5644 , 4 3 c m 4 )x,sd = 22×721,27 + 43329961,7,60 × 19,05 = 16,83 KN/cm² > 16,65 ( ᶽ ᶽ )Iy= 24× 1,27 + 3,493² = 371,89 cm ( y , s d = 24 × 9 6 1 , 2 7 + 3 5 4 6 2 4 8 4 , 7 4 6 3 × 3 , 493 = 5 , 27 K N / c m² )x,sd = 24×721,27 + 35462484,7436 × 20,955 = 15,09 KN/cm² ( L 𝐅 o 𝐯 g , o 𝐬 𝐝 , n = = 2 1 0 2 , 3 0 K N )ᶽsd = 15,98 KN/ cm² ( 𝐜 , 𝐬𝐝 ) ( 1,35 )V𝐅erific=aç2ã0o,3d0a pKrNes≤sã2o,4d×e a1p,2o7io × t × 40 => t ≥ 0,22 cm CAPITULO 5 5.8.1- Determinar a resistência de cálculo à compressão do perfil W l SQ X 37,1 kg/m de aço ASTM A36 com comprimento de 3 m, sabendo-se que suas extremidades são rotuladas e que há contenção lateral impedindo a flambagem em torno do eixo y. Comparar com o resultado obtido para uma peça sem contenção lateral, podendo flambar em torno do eixo y-y. a) ( ℓ = 30 0 c m )Peça com contenção lateral. A flambagem só poderá ocorrer em torno do eixo x. ( N ℓ a t = ab e l a A = 6.9, a n e x o A , obt e m os 𝑖 𝑥 = 6 , 85 cm. )C𝑓oℓmo o perfil é rotulado nas extremidades, o comprimento de flambagem é o próprio comprimento do perfil. ( ⅄ = 0 , 011 3 x 43 , 8 0 = 0 , 4 9 0 )𝑓𝑖 ℓ 63,0805 43,80 ( 𝑓 = 0,904 x 250 = 226,0 MPa )Na tabela A2, anexo A, obtemos: ( 𝑑 𝑟𝑒𝑠 ) ( 𝛶 𝑎𝑙 )𝑁𝑐 = Ag𝑓c = 47,8 x 22,6/ 1,10 = 982,1 KN ( 154 = 6,6 < 15,8 ) ( 1 8 3 ,1 9 17,2 < 42,1 )Os valores de esbeltez das chapas mesa 2×11,6 alma = Indicam que não há flambagem local. ( = ) ( ℓ ) ( b) Peça sem contenção lateral F l a m 𝑓 b ℓ a ge m e m t o r no do e i x o y ) ( 𝑖 ) ( 3,84 = 78,1 ) ( 0 ) ( 𝑐 ) ( C ⅄ o = m 0 p , a 8 r 8 a n do - se a esbe l t e z e 𝑓 m = t o 0 r n , 7 o 2 3 d x o 2 s 5 d 0 o = i s 1 e 8 i 1 x o M s P , a c o n c lu i - s e q u e a f l a m bagem se dará e m tor n o do ei x o y . )( ) 300 ( 𝑁 = = )𝑑 𝑟𝑒𝑠 A𝛶g𝑎𝑓𝑙c 47,8 x 18,1/ 1,10 = 786 KN Este resultado é aproximadamente 20% menor que o obtido para a peça com contenção lateral. ( 𝐍 𝐜𝐫 )5.9.2- Qual a diferença entre a carga crítica (𝐍𝐜𝐫) e a carga última ou resistente (𝐍𝐜 da Fig. ( 5.2d)? ) A determinação da carga ( ) leva em consideração as condições: · Coluna isenta de imperfeições geométricas e tensões residuais; · Material de comportamento elástico linear; · Carga perfeitamente concentrada; ( menor do que 𝐍 . 𝐜𝐫 ) ( carga e te n sões o r iu n das dos proc e ss o s de fab r i ca ç ão ( t e n sões res i d u a i s ). Port a n to , a carga 𝐍 pod e se r te m 𝐜 ) ( 𝐍 𝐜𝐫 )Com isso, a coluna inicialmente reta mantém-se comodeslocamentos de laterais nulos, até a carga atingir . Enquanto que as colunas reais possuem imperfeições geométricas, desvios de retilinearidade, excentricidade da 5.9.4- Qual o comprimento de flambagem dos pilares dos pórticos ilustrados na figura? ( 𝐑𝐞𝐜 )K𝐊= 0,=5 0,65 então 𝐋𝐞𝒇 = 0,65 ( 𝐑𝐞𝐜 )K𝐊= 1,=0 1,0 então 𝐋𝐞𝒇= L 5.9.6- Uma escora de comprimento de flambagem 10 m deve suportar uma carga de 300KN do tipo permanente. Dimensionar a escora utilizando aço MR250 e os seguintes perfis: a) Perfil soldado VS (Fig. 6.2g); ( Adotando (400x49) A=62,0cm² Imin = 4,52cm 1 4 0 , 5 0 2 0 = 221 , 24 ) ( 98,8 ∗ 4,4 )fc=0,140*250=35Mpa 𝑁𝑑 𝑟𝑒𝑠 = 1,10 = 395,5𝑘𝑁 < 420𝑘𝑁 ∴ 𝑛ã𝑜 𝑠𝑒𝑟𝑣𝑒 Λ0= 0,0113*221,24=2,50 ( = 168,35 )Adotando (500x73) A= 92,4cm² 150,9040 Imin=5,94cm Λ0=0,0113*168,35=1,90 fc=0,243*250=60,8Mpa 𝑁𝑑 𝑟𝑒𝑠 = 92,41∗,16,08 = 510,7𝑘𝑁 > 420𝑘𝑁 ∴ 𝑂𝑘 ( Para considerar os efeitos de imperfeições e de tensões residuais , as normas apresentam valores de superiores ao limite , deve -se levar em conta a redução ao esforço resistente da coluna . Caso contrário , não haverá flambagem local. )5.9.9- Como é considerado o efeito de flambagem local no cálculo do esforço resistente à compressão de uma coluna? ( R= O valor limite da esbeltez da placa para impedir que a flambagem local ocorra antes da plastificação da ) seção, é obtido igualando-se a tensão critica elástica σ𝐂𝐫 a tensão 𝒇𝐲 . bc Rio de Janeiro, 09 de outubro de 2018
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