WO2018049490A1

WO2018049490A1 - Torre de uma ou mais colunas metálicas de parede fina

Info

Publication number: WO2018049490A1
Application number: PCT/BR2016/050229
Authority: WO
Inventors: Paulo Emmanuel De Abreu; Paulo Emmanuel DE ABREU JUNIOR
Original assignee: Seccional Brasil S/A
Priority date: 2016-09-16
Filing date: 2016-09-16
Publication date: 2018-03-22
Also published as: AR109646A1; BR112017025666B1; BR112017025666A2

Abstract

Em um primeiro modo de execução a presente invenção compreende uma torre monotublar de parede fina com coluna metálica de seções transversais tronco cônicas variáveis, formada a partir da conexão de módulos M1 à Mn; em que a relação entre o diâmetro (D) e a espessura (t) de cada módulo de coluna é entre 75 e 250; e em que ao menos um módulo da torre possui uma seção transversal frusto cônica variável com conicidade entre 1:50 a 1:90. Em um segundo modo de execução a presente invenção compreende uma torre triangular de parede fina com três colunas metálicas de parede fina dispostas em forma triangular; em que as colunas de parede fina possuem uma relação diâmetro espessura (D/t) de 25 a 115; e em que ao menos um módulo da torre compreende ao menos três colunas cuja seção transversal de cada coluna é frusto cônica com conicidade entre 1:125 a 1:395.

Description

"TORRE DE UMA OU MAIS COLUNAS METÁLICAS DE PAREDE FINA"

[001] CAMPO TÉCNICO

[002] A presente invenção pertence ao campo técnico de estruturas para torres, mais especificamente torres monotubulares de parede fina e também torres triangulares de parede fina com colunas frusto cónicas.

[003] ESTADO DA TÉCNICA

[004] O estado da técnica apresenta diversas configurações de torres ou postes que buscam a utilização de perfis adequados para performance aerodinâmica, resistência estrutural com o otimizado nível de tensões e espessura adequada da chapa, ou ainda que possibilitem maior economia de produção, redução dos custos de transporte e armazenagem.

[005] O documento de patente US8302368, traz um poste de eletricidade, um elemento oco, de ferro, tendo uma espessura de parede variável para proporcionar um encaixe. A solução para junta deslizante é citada com um comprimento inferior a cerca de 1 ,2 vezes o diâmetro interno da seção de extremidade inferior e/ou entre 1 ,0 e 1 ,25 vezes o diâmetro interno da seção de extremidade inferior. Para conseguir alcançar tais comprimentos na razão de entre 1 ,0 e 1 ,25 vezes o diâmetro interno da seção, a configuração trazida pelo documento US8302368 necessita de uma seção central em que a soma da primeira espessura de parede e a segunda espessura de parede é superior ao dobro da espessura da terceira parede.

[006] Em outro documento de patente US3865498, já é descrito que, no estado da técnica, seções de juntas deslizantes convencionais utilizam um comprimento de encaixe do tubo externo de aproximadamente 1 ,5 vezes o maior diâmetro do tubo interno de encaixe, ou seja: L/D = 1 ,5, onde T" é o comprimento e "D" o diâmetro. Nessas condições, a resistência da região de junção entre os tubos é menor do que a resistência do restante da torre ou poste, sendo encontrado como resultado de testes que, a fim de tornar a resistência da região de junção igual à do corpo principal, o comprimento de montagem deve ser de aproximadamente duas vezes a distância entre os lados opostos da seção transversal do segmento de junção da torre. Também é mencionada e associada a questão da relação entre Diâmetro e espessura (D/t) no efeito da resistência obtida, citando que, em relações de D/t≥ 40, ocorre a quebra do tubo, sendo necessário reforçar o segmento de junção, por outro lado, caso D/t≤ 40, não é necessário o reforço. Além disso, quando L/D≥ 1 ,7, não é necessário reforçar o tubo interior. Quando 1 ,3≤ L/D≤ 1 ,7, flanges de reforço são necessárias.

[007] Publicado em 2003, o documento intitulado "The Slip-Joint Connection - Alternative connection between pile and tower", DOWEC, descreve as alternativas entre peças de transição, em particular, cita a utilização de um coeficiente slip joint de 1 ,36.

[008] O documento do Comité Nacional Brasileiro de Produção e Transmissão de Energia Elétrica (CIGRÉ-Brasil), publicado em 2010, descreve a utilização de emendas de trespasse, e cita a prática comum de trespasse de 1 ,5 vezes a largura do diâmetro interno da seção fêmea, e especificamente a possibilidade de um comprimento de 1 ,35 vezes o maior diâmetro interno, ainda considerando a tolerância de 10% citada, o que sugere a possibilidade da utilização de um coeficiente de slip joint de 1 ,2.

[009] Em se tratando especificamente do fenómeno determinado pela relação entre diâmetro e espessura, o documento de patente BR PI 9606177-4 descreve uma torre cónica de uma ou mais colunas em tubos metálicos de parede fina. No caso de torres monotubulares, o documento de patente BR PI 9606177-4 descreve uma coluna de seção tronco cónica variável, formada a partir do encaixe de módulos M1 a Mn superpostos, sendo o comprimento do encaixe inferior ao diâmetro e meio recoberto, mantendo a relação entre o diâmetro (D) e a espessura (t) de cada módulo superior a 47,8, enquanto que no caso de torres multitubulares o índice D/t é preferencialmente superior a 60,5.

[010] Ainda sobre a recomendação da utilização da relação D/t, a norma técnica brasileira NBR 8800 de 1986, determina a utilização de relações D/t iguais ou inferiores a 47,8 e 60,5, aplicada à seções referenciados pelo momento fletor e força nominal, respectivamente.

[011] Abaixo, equações que descrevem, respectivamente, a seção solicitada a momento fletor, e a seção solicitada a força normal, onde, "D" é o diâmetro, T é a espessura do tubo, "fy" é o limite de escoamento do material (MPa), e Έ" é o módulo de elasticidade do material (MPa).

[012] Ademais, na revisão da mesma norma técnica NBR8800, ocorrida em 2003, foi ainda definido que a relação D/t não deve ser superior ao limite 0,45 E/fy, pois acima do mesmo a resistência reduz-se rapidamente.

[013] Por fim, o documento US4569617, cita uma configuração construtiva que compreende uma pluralidade de seções de tubo de aço separados e distintos, a qual, ao ser formada com porções macho e fêmea nas suas respectivas extremidades, são adaptadas para serem facilmente empilhadas uma extremidade a outra, uma sobre a outra, para formar uma estrutura contínua de um comprimento predeterminado. O documento cita uma configuração cónica e uma conicidade de 1 :15.

[014] PROBLEMA TÉCNICO

[015] As torres metálicas são projetadas de acordo com as características que sigam um padrão de qualidade e segurança. Nas técnicas anteriores, a prática comum na determinação do comprimento da região de junção entre segmentos cónicos era de aproximadamente 1 ,5 vezes o diâmetro.

[016] Confirmando o problema existente do estado da técnica, em que configurações de juntas deslizantes cujos comprimentos utilizados abaixo de 1 ,5 vezes o diâmetro interno não seriam óbvios de serem utilizados, o documento US8302368 descreve a necessidade do aumento das espessuras nas regiões de junção (slip joint) de modo a tornar possível uma região de deslize com baixo comprimento em relação ao diâmetro interno. Contudo, tal solução, devido ao aumento da espessura das paredes, acaba inviabilizando o alcance de uma solução de baixo peso, custo de produção, e facilidade de transporte e manuseio de montagem de torres tubulares com pluralidade de segmentos.

[017] Outro documento de patente US3865498 já descreve problema semelhante sobre a não obviedade de se trabalhar com valores menores que 1 ,5 (LVD≤ 1 ,5), descrevendo que para utilização de coeficientes menores que 1 ,7 (L/D≤ 1 ,7) são necessários flanges de reforço ou que se utilize uma relação caso DA≤ 40. Ademais, se o comprimento de montagem é feito cerca de duas vezes maior, o peso do aço na região de junção aumenta em cerca de 25 por cento, o que torna esta solução economicamente desaconselhável.

[018] Caminhando no sentido inverso ao US 3865498, o documento BRPI9606177-4 busca um valor LVD < 1 ,5 pautado nas características de alta relação D/t, preferencialmente D/t≥ 47,8 para torres monotubu lares. Ademais, apesar de prever a utilização de valores L/D menores que 1 ,5, não é citado ou detalhado neste documento a faixa específica de L/D, fator de conicidade, ou mesmo qual seria a faixa específica de D/t que garantiria o melhor resultado final de conjunto estrutural com melhor coeficiente de segurança.

[019] Os documentos de literatura não-patentária da DOWEC e da CIGRÉ- Brasil, anteriormente citados, descrevem a possibilidade de utilização de coeficientes de slip joint inferiores a 1 ,4 contudo não justificam como obter condições estruturais de maior rigidez que possibilitem tais faixas de utilização, por exemplo, não descrevem ou ensaiam condições ideais estruturais de conicidade e relação específica D/t para tais faixas de slip joint.

[020] Por fim, ao limitar as relações D/t iguais ou inferiores a 47,8 e 60,5, ou que D/t não seja superior ao limite 0,45 E/f_y a norma brasileira NBR 8800 de 1986, com a revisão de 2003, conduz a uma condição estrutural diversa daquela pretendida pela presente invenção. Também não é permitida uma condição associada de junta deslizante, conicidade e relação específica de D/t que assegure à torre desejadas características de resistência a fadiga, redução significativa do peso da torre e concomitantemente garanta um fator de segurança adequado.

[021] SOLUÇÃO TÉCNICA

[022] Uma torre possui basicamente duas cargas, o próprio peso e as forças dos ventos locais. Para a torre se manter na vertical, deve existir a otimizaçâo quanto a utilização de perfis adequados para performance aerodinâmica, resistência estrutural com o otimizado nível de tensões e espessura adequada da chapa.

[023] A presente invenção se distancia das soluções apresentadas no estado da técnica, trazendo em um primeiro modo de execução uma torre monotubular de parede fina compreendendo uma coluna metálica de seções transversais tronco cónicas variáveis, formada a partir da conexão de módulos M1 à Mn, com relação entre o diâmetro (D) e a espessura (t) de cada módulo de coluna sendo entre 75 e 250; e ao menos um módulo da torre possuindo uma seção transversal frusto cónica variável com conicidade entre 1 :50 a 1 :90.

[024] Em adição, este primeiro modo de execução pode trazer a utilização do comprimento da junta deslizante com valores de comprimento na faixa de 1 ,2 a 1 ,4 vezes o diâmetro externo do topo da seção inferior, e que resultem no melhor coeficiente de segurança. A presente invenção apresenta uma torre que utiliza seções tronco cónicas variáveis, que apresenta uma coluna metálica (de conicidade entre 1 :50 a 1 :90), de parede fina, com relação D/t entre 75 e 250, dispensando a necessidade de maiores espessuras de parede ou reforços na área de junção entre segmentos de torre, e consequentemente menor peso da torre.

[025] Em um segundo modo de execução, a solução traz uma torre triangular de parede fina compreendendo três colunas metálicas de parede fina dispostas em forma triangular; em que as colunas de parede fina possuem uma relação diâmetro espessura (D/t) de 25 a 115; e em que ao menos um módulo da torre compreende ao menos três colunas de cuja seção transversal de cada coluna é frusto cónica variável com conicidade entre 1 :125 a 1 :395.

[026] Ademais, a concepção construtiva de torres metálicas com colunas de parede fina da presente invenção, pode compreender aço na parte inferior e alumínio recoberto por fibra de carbono nas seções superiores. A parede fina pode ser sem proteção superficial, preferencialmente em aço patinável, galvanizada, sem galvanização e com pintura condutiva para troca de cargas elétrícas na atmosfera.

[027] EFEITOS VANTAJOSOS

[028] A presente invenção possui uma série de vantagens sobre o estado da técnica. Na torre metálica com colunas de parede fina, o comprimento da junta está na faixa de 1 ,2 a 1 ,4 vezes o diâmetro externo do topo da seção inferior, como comprovado nos experimentos descritos em relatórios de ensaio, em que as tensões de flexão para colunas de alta relação diâmetro/espessura são 40% maiores que as adotadas na tração ou na compressão. A presente invenção traz também torres com colunas compostas de aço na parte inferior e alumínio recoberto por fibra de carbono nas seções superiores, proporcionando maior performance, comprovado pelos ensaios apresentados por L.H Donnell e os desenvolvidos na presente invenção, em que a relação D/t fica com valores distintos para liga de aço e a liga de alumínio.

[029] A presente invenção apresenta uma tensão de escoamento na flambagem nas colunas metálicas de parede fina sujeitas a flexão pura com fator de segurança de aproximadamente 2,0, quando adotada a tensão de escoamento do metal à tração ou a compreensão.

[030] As torres metálicas com tubos de parede fina, que tem a relação D/t de 100 são 33,4% mais pesadas que as de relação D/t de 233. E torres que possuem relação D/t de 200 são 5,4% mais pesadas que as que possuem a relação D/t igual a 233.

[031] Torres que possuem fator de segurança de 1 ,4, possuem uma redução de 20% no peso comparado com torres com fator de segurança de 1 ,0. Um fator de segurança latente sendo de aproximadamente 2,0, traz uma redução de 37% em peso comparado com um fator de segurança de 1 ,0.

[032] Além da redução do peso em função do fator de segurança latente, a otimizaçâo da relação D/t potencializa maior redução de peso cumulativamente.

[033] As interações das superfícies metálicas das cascas finas propiciam substancial aumento da performance de todo conjunto estrutural, maior resistência, menor peso, maior frequência natural e juntas deslizantes mais finas e mais eficientes.

[034] No caso das torres treliçadas de seção triangular, as colunas com comicidade na faixa 1 :125 a 1 :395, associadas a relações específicas de diâmetro espessura obtém maior raio de giração e maior tensão de flambagem, além de melhor performance aerodinâmica.

[035] BREVE DESCRIÇÃO DAS FIGURAS

[036] A Fig. 1 apresenta o segmento de coluna metálica de alta relação D/t da presente invenção sujeita a flexão em que há o aumento da tensão de escoamento de aproximadamente 40%.

[037] As Figs. 2 e 3 apresentam um segmento de coluna metálica de alta relação D/t da presente invenção e respectivas espessuras das semicascas metálicas sujeitas as condições de flexão pura, compressão e tração.

[038] A Fig. 4 apresenta o segmento de coluna metálica de alta relação D/t da presente invenção evidenciando o efeito do gás de elétrons devido aos estados de tração e compressão presentes nos segmentos de casca aproximadamente cilíndrica sujeitas a flexão pura.

[039] As Figs. 5 a 7 apresentam as colunas metálicas de parede fina da torre triangular, o treliçamento e as formas de conexão entre as colunas e o treliçamento.

[040] DESCRIÇÃO DETALHADA

[041] Em resultados obtidos em relatório de ensaios sobre a análise estrutural de torres de seções tubulares metálicas da presente invenção, via software de elementos finitos, foram feitas análises das torres de 30, 40, 50 e 60 m para condições de vento operacional e de vento de sobrevivência, além de uma análise modal para identificação da frequência natural de vibração. Baseando- se em demonstração teórica dos ensaios realizados por L.H. Donnell, trans ASME, volume 56, 1934. e E.E.Lundquist, NACA Tech, Nota 479, 1933, relatados na segunda edição do livro "Teoria da estabilidade elástica" de Stephen P. Timoshenko e James M.Gere, comprovando que as tensões de flexão para tubos de alta relação diâmetro/espessura são de aproximadamente 40% maiores que as adotadas na compressão ou na tração.

[042] O fator de aproximadamente 40% é considerado um fator de segurança 'latente', ou seja, intrínseco às estruturas de alta relação diâmetro/espessura. Este valor de segurança latente só é valido para tensões que variam 'senoidalmente', como é o caso da torre de seções tubulares de alta relação diâmetro/espessura, em que o efeito de flexo-compressão é predominantemente de flexão, da ordem de 98%, e, portanto, o efeito de compressão é desprezível. Este fator de segurança adicional é ainda conservado para estruturas com encaixe telescópico, ("slip joinf). Tais estruturas possuem grande amortecimento, ou seja, a solicitação inicial é dissipada nos encaixes.

[043] Em tubos sujeitos a flexão pura, em que há as solicitações do momento fletor M, e conforme representado pela Fig. 1 , é demonstrado um diagrama simétrico das tensões de tração e de compressão, em que a tensão de escoamento o_y aumenta de 1 ,0 para 1 ,4 (aumento de 0,4o_y), estando assim de acordo com os ensaios de L.H. Donnell, relatados no documento " A new theory for the buckling of thin cylinders under axial compression and bending, by L.H. DONNEL, AKRON, OHIO.

[044] As Figs. 2 e 3 ilustram as variações de dimensões das cascas metálica, em que na Fig. 2 é representada a seção transversal da casca metálica, o aumento da espessura t para t_c na geratriz mais comprimida e a redução da espessura t para t_T na geratriz mais tracionada. Na Fig. 3 é adicionalmente ilustrado o comprimento médio L no corte meridiano da casca, e através das duas semicascas são apresentadas as espessuras da parte mais comprimida tc, da parte mais tracionada ίτ, e da parte média t.

[045] Considerando as características presentes entre estados de traçâo e compressão em um segmento de casca aproximadamente cilíndrica, conforme representado peias Figs. 2 a 4, temos os seguintes fatores presentes interrelacionados ao efeito do gás de elétrons:

a) a área das superfícies laterais da semi casca comprimida e da semi casca tracionada: As = π DL ;

b) área das gargantas entre as duas semi cascas: Ag = 2 Lt ;

c) diferença da energia de Fermi entre a semi casca comprimida (EFC) e a semi casca tracionada (EFT), adotando o valor eficaz RMS das tensões em cada semi casca:

d) energia do efeito à distância = 3,4 ev

[046] A relação D/t que deve ser tal que possibilite o metal atingir o escoamento sem flambar, está associada aos potencias energéticos destes fatores pela expressão a seguir:

[048] Tal efeito também pode ser comprovado, por exemplo, por uma célula em que a semi casca tracionada assiste a comprimida com a transferência de cargas, fazendo com que o metal alivie as tensões com sincronicidade através da energia do efeito à distância, comprovado comparativamente, por exemplo, através de capacitores que apresentam deformação reversível entre as placas.

[049] A concentração de elétrons livres no espaço vazio dos metais das cascas de alta relação D/t é ilustrada pela Fig. 4, mostrando que a concentração de cargas no lado esquerdo, tracionado com o volume aumentado, é menor que a concentração do lado direito, que ao ser comprimido reduz de volume, aumentando a concentração espacial de cargas elétricas.

[050] As variações de concentrações de cargas elétricas interagem com os íons presentes na atmosfera proporcionando o aumento simétrico das tensões de escoamento o_y à tração e à compressão.

[051] Deste modo, resultados experimentais obtidos pela fórmula proposta por L.H Donnell, e a equação desenvolvida com a teoria do gás de elétrons levam comparativamente a relação D/t com praticamente os mesmos valores para metais iguais, confirmando a convergência entre experimento e teoria.

[052] Abaixo, fórmula proposta por L.H Donnell, em que f_c= tensão crítica de compressão axial (MPa); E= módulo de elasticidade do metal (MPa); D = diâmetro do tubo ou do equivalente em inércia ao poligonal da mesma espessura (mm); t= espessura da chapa do tubo (mm); e F_y=tensâo de escoamento do metal (MPa)

[053] Pela equação desenvolvida com a teoria do gás de elétrons para liga de alumínio, obtêm-se D/t = 154.

[054] Adotando a fórmula de L.H Donnell, fazendo a_a (tensão critica) ~ Oy (tensão de escoamento)- 26,4, tem-se o mesmo valor D/t = 154, mostrando com acuidade e precisão que os resultados dos cálculos com um novo campo preconizados por L.H Donnell chegam ao mesmo resultado experimental.

[055] Pela equação desenvolvida com a teoria do gás de elétrons para liga de aço, obtêm-se D/t = 233

[056] Adotando a fórmula de L.H Donnell, fazendo Ocr (tensão critica) = Oy (tensão de escoamento) ~ 27,425, têm-se D/t = 226, mostrando-se a obtenção de valores praticamente iguais com os mesmos aços.

[057] Portanto, através dos ensaios realizados, é visto que na flexão pura em tubos metálicos de paredes finas, com alta relação D/t, tornando o_cr = o_y , para aço médio carbono, têm-se D/t = 226 e para alumínio D/t =154, sendo que nestas condições as tensões de escoamento são 40% maiores que as tensões de escoamento na tração ou compressão axial, ou seja, são 40% maiores que as tensões de escoamento intrínsecas naturais, em ambos os materiais mencionados. [058] Com base nos fundamentos da elasticidade, ao se adotar a tensão de escoamento e a correspondente deformação proporcional, se adota então um fator de segurança 2 para o caso da flexão pura.

[059] Para os ensaios realizados, existem dois parâmetros que afetam substancialmente a performance das torres em tubos metálicos cilíndricos ou cónicos de paredes finas, aqui avaliados em peso dos tubos de aço.

[060] O primeiro parâmetro se refere a adequada relação D/t adotada, em que as diferenças de peso adotando-se a mesma tensão de escoamento (o_y), mesmo módulo de elasticidade (E) e a mesma carga de flexão (M) com o mesmo fator de segurança (N), pode ser visto na tabela de colunas de parede fina a seguir.

[061] Tabela 1

[062] O segundo parâmetro se refere ao fator de segurança em relação a presente invenção, em que, de modo diverso do estado da técnica em que não se adotava majorações da tensão de escoamento e da deformação, na presente invenção se adota um fator latente igual a 2, resultando na redução do peso em 37% em relação ao estado da técnica.

[063] O efeito inusitado alcançado sobre colunas metálicas de parede fina com junta deslizante entre tubos cónicos de paredes finas com valores de comprimento na faixa de 1 ,2 a 1 ,4 vezes o diâmetro externo do topo da seção inferior, juntamente com relação D/t entre 75 e 250 e cujos tubos possuem conicidade na faixa de 1 :50 a 1 :90 também se aplicam em ensaios realizados sobre vibração em torre, especificamente sobre conjunto torre e braços inspecionados visualmente após ensaios de vibração a que são submetidos, não sendo notado nenhum problema aparente nas estruturas da torres, braços e estais. O objetivo principal dos ensaios realizados foram submeter a torre a vibrações acentuadas correspondentes a velocidades de ventos normais, para cabo e torre de transmissão de 230 kV, que correspondem a faixas de frequências da ordem de 4 Hz a 50 Hz e que visava forcar os braços e soldas verificando-se a suportabilidade dos mesmos.

[064] Os ensaios de vibração de torre de coluna e braços cónicos, comprovam que as estruturas de colunas e braços com todas as ligações em juntas deslizantes em colunas metálicas de parede fina com coeficientes de 1 ,2 a 1 ,4 vezes o diâmetro externo do topo da seção inferior, relação D/t entre 75 e 250, e conicidade entre 1 :50 e 1 :90, permitem atingir excepcional performance de resistência a fadiga com redução de peso total, mesmo sem a galvanização. Atingindo mais de duas vezes a melhor ligação de juntas deslizantes de ensaios realizados e publicados no relatório "Fatigue tests of welded connections in cantilevered steel sign structures", University of Califórnia.

[065] As Figs. 5A, 5B, 5C e 6A e 6B ilustram a torre triangular de parede fina e formas de conexão entre as colunas e o treliçamento, que podem ser realizadas por diagonais tubulares, por diagonais com perfil de canal "U" com raio de giração constante e por diagonais em cantoneiras com ângulos na faixa de V45° a V60° com raios de giração constante ou quase constante. Na figura 5 é ilustrada a fixação por meio de diagonais em "U" em que ocorre a interferência construtiva de compensação de posição do centroide, enquanto na figura 6B, é exemplificada a utilização de diagonais na faixa de V45° a V60°. A conexão entre as colunas de cada módulo da torre é flangeada.

[066] Na Fig. 7 é possível observar um módulo da torre triangular com as colunas em seção frusto cónica variável e as formas de conexões entre o treliçamento de tubos.

[067] No caso das torres treliçadas, adotar preferencialmente seção triangular (três colunas metálicas de parede fina), pois possuem tubos de maior diâmetro que as de seção quadradas pois quanto maior o número de lados, menor o diâmetro, assim obtém-se maior raio de giração e maior tensão de flambagem, além de melhor performance aerodinâmica. Na torre treliçada as colunas devem possuir variação continua da seção transversal para suportar a mesma carga critica com menos material.

[068] A relação diâmetro espessura (D/t) para os módulos inferiores das colunas da torre são de aço, e possuem uma relação (D/t) de 30 a 115. Já os módulos superiores das colunas da torre são de alumínio e possuem uma relação diâmetro espessura (D/t) de 25 a 80.

[069] No levantamento experimental para determinação da curva de flambagem com ensaios da configuração do projeto real temos as condições a seguir.

[070] Centroides alinhados; colunas retas montadas em gabaritos com precisão de 0,5mm; flanges colocadas em gabaritos; chapas certificadas homogéneas e de mesma espessura no tubo da coluna e nos gabaritos; consideração do efeito do trabalho a frio; substituição das diagonais em barras de perfis planos por tubos ou preferencialmente por tirantes metálicos ou de material composto protendidos e travessas horizontais formando o diafragma rígido; união das colunas com pares de flanges sendo o inferior com rosca para parafusos com cabeça redonda para chave de encaixe sextavado, possibilitando redução das abas e espessuras das flanges.

[071] Os metais utilizados para esse experimento foram aço médio carbono de preferência o aço patinável, e o alumínio. O Aço médio carbono possui E= 206 GPa; oy= 375 MPa; e EJ oy = 545. O Alumínio possui E = 69 GPa; oy = 259 MPa; e E/oy = 265. Em ambos os casos, Έ" é o módulo de elasticidade do metal (MPa), e "oy" é a tensão de escoamento

[072] Tabela 2

[073] Conforme pode-se deduzir da Tabela 2 acima, adotando-se a faixa de conicidade das colunas entre 1 :125 a 1 :395, a presente invenção possibilita a redução da quantidade de bitolas de chapas para a fabricação das colunas e das diagonais; faculta o melhor aproveitamento das chapas na fabricação dos fianges, possibilitando retirar um flange de dentro do outro. Ademais, com maior preponderância de área projetada de perfis tubulares devido aos maiores diâmetros nas colunas, e perfis abertos de momento de inércia constante, todos os módulos da torre apresentam melhor performance aerodinâmica com reduzidos coeficientes de arrasto na turbulência da atmosfera real.

[074] Em teste realizado para otimizaçâo de torre triangular, a partir da modelagem feita no SAP 2000 foram extraídos tipo de perfil, geometria e posição de cada barra. As torres foram divididas em 10 trechos de 6 metros de altura cada e as barras foram projetadas no plano vertical de uma das faces de cada trecho. Os resultados obtidos são apresentados conforme as tabelas 3 e 4 abaixo. Observa-se que o arrasto para 'barras livres' é maior que o previsto pelo estudo de escoamento aerodinâmico, o que mostra o efeito do 'sombreamento' sofrido pelos membros a jusante. Os trechos 100% tubulares estão na mesma faixa de índice de área exposta que os do relatório anterior. Nos trechos mistos os trechos do topo estão um pouco acima.

[075] Como pode ser observado nas tabelas 3 e 4 abaixo, o Modelo 1 apresenta coeficiente de arrasto médio de 0,54 e o Modelo 2 apresenta coeficiente de arrasto médio de 0,73, representando, portanto, um aumento de 35%. Ambos estão abaixo do valor de 1 ,5 com base em ensaios em túnel de vento e na norma técnica brasileira NBR 6123-1986.

[076] Tabela 3: Modelo 1 com diagonais em V60° e tubos circulares.

Áreas

Perfis Perfis índice de

Envoltórla Fraçfio Ca barras

Trecho circulares planos Total (m²) área Ca turbulência

(m²) circular livres

(m²) (nf) exposta

06 23,08 7,45 0,00 7,45 32,3% 100,0% 0,60 0,54

07 26,85 8,19 0,00 8,19 30,5% 100,0% 0,60 0,54

08 30,62 8,95 0,00 8,95 29,2% 100,0% 0,60 0,55

09 34,39 9,72 0,00 9,72 28,3% 100,0% 0,60 0,55

10 38,16 10,50 0,00 10,50 27,5% 100,0% 0,60 0,55

TORRE 219,09 59,14 10,69 69,83 31 ,9% 84,7% 0,81 0.54

[077] Tabela 4: Modelo 2 com diagonais em V60° e U uniforme.

Áreas

Perfis Perfis índice de Ca

Envoltóría Fração

Trecho circulares planos Total (m²) área barras Ca turbulência

(nf) circular

(nf) (m²) exposta livres

01 9,69 2,06 2,33 4,39 45,3% 46,9% 1 ,34 0,85

02 9,69 2,06 2,18 4,24 43,8% 48,5% 1 ,32 0,84

03 11 ,76 2,87 1 ,94 4.81 40,9% 59,6% 1.17 0,82

04 15,55 3,40 2,05 5,46 35,1% 62,4% 1 ,13 0,77

05 19,32 3,94 2,18 6,13 31 ,7% 64,4% 1 ,10 0,74

06 23,08 4,48 2,34 6,82 29,5% 65,7% 1 ,08 0,73

07 26,85 5,02 2,50 7.52 28,0% 66,8% 1.06 0,71

08 30,62 5,56 2,67 8,23 26,9% 67,6% 1 ,05 0,71

09 34,39 6,10 2,85 8,95 26,0% 68,2% 1 ,05 0,70

10 38,16 6,64 3,04 9,68 25,4% 68,6% 1 ,04 0,69

TORRE 219,09 42,14 24,08 66,22 30,2% 63,6% 1 ,11 0,73

[078] A presente invenção encontra aplicação industrial em torres monotubulares e mu Kitubu lares tais como para torres de telecomunicações, torres de transmissão de energia, e torres de turbinas eólicas.

Claims

REIVINDICAÇÕES

01. Torre monotublar de parede fina caracterizada por compreender: uma coluna metálica de seções transversais tronco cónicas variáveis, formada a partir da conexão de módulos M1 à Mn;

em que a relação entre o diâmetro (D) e a espessura (t) de cada módulo de coluna é entre 75 e 250; e

em que ao menos um módulo da torre possui uma seção transversal frusto cónica variável com conicidade entre 1:50 a 1 :90.

02. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada em que a conexão entre ao menos dois módulos da torre é realizada por meio de encaixe telescópico (slip joint), em que a junta deslizante das colunas possui um comprimento de recorbertura na faixa de 1 ,2 a 1 ,4 vezes o diâmetro externo do topo da seção inferior.

03. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada em que os módulos inferiores da coluna da torre são de aço e os superiores de alumínio recoberto por fibra de carbono.

04. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada em que os módulos da coluna compostos de aço possuem preferencialmente uma relação diâmetro espessura (D/t) de 90 a 250.

05. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada em que os módulos da coluna compostos de alumínio possuem preferencialmente uma relação diâmetro espessura (D/t) de 75 a 160.

06. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada por as paredes da coluna serem galvanizadas.

07. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada por as paredes da coluna serem pintadas com pintura condutiva.

08. Torre monotublar de parede fina de acordo com a reivindicação 01 , caracterizada em que a coluna é composta preferencialmente de aço patinável.

09. Torre triangular de parede fina caracterizada por compreender:

três colunas metálicas de parede fina dispostas em forma triangular; em que as colunas de parede fina possuem uma relação diâmetro espessura (D/t) de 25 a 115; e

em que ao menos um módulo da torre compreende ao menos três colunas cuja seção transversal de cada coluna é frusto cónica com conicidade entre 1:125 a 1 :395.

10. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que a conexão entre as colunas de cada módulo da torre é flangeada.

11. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que ao menos uma parte do treliçamento entre as colunas é realizado por diagonais em cantoneiras com perfil V45° a V60° com raios de giração constante ou quase constante.

12. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que ao menos uma parte do treliçamento entre as colunas é realizado por diagonais com perfil de canal "U" com raio de giração constante.

13. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que ao menos uma parte do treliçamento entre as colunas é realizado por diagonais tubulares.

14. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que ao menos uma parte do treliçamento entre as colunas é realizado por diagonais em cantoneiras e tubos circulares com um coeficiente de arrasto turbulento menor que 1 ,5, sendo o coeficiente de arrasto médio dos trechos preferencialmente de 0,54.

15. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que as colunas tronco cónicas com diagonais em cantoneiras e com perfil U apresentam um coeficiente de arrasto menor que 1 ,5, sendo o coeficiente de arrasto médio dos trechos preferencialmente de 0,73.

16. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que a conicidade das colunas é preferencialmente na faixa de 1 :125 a 1:395.

17. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que os módulos inferiores das colunas da torre são de aço e os módulos superiores de alumínio recoberto por fibra de carbono.

18. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que os módulos inferiores das colunas da torre são de aço e possuem preferencialmente uma relação diâmetro espessura (D/i) de 30 a 115.

19. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que os módulos superiores das colunas da torre são de alumínio e possuem preferencialmente uma relação diâmetro espessura (D/t) de 25 a 80.

20. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada por as paredes das colunas serem galvanizadas.

21. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada por as paredes das colunas serem pintadas com pintura condutiva.

22. Torre triangular de parede fina de acordo com a reivindicação 09, caracterizada em que as colunas são compostas de aço patinável.