SEMINÁRIO AVALIAÇÃO DO NÍVEL DE RISCO DE AUTOMÓVEIS E CAMINHÕES EM CURVAS HORIZONTAIS...

SEMINÁRIO

AVALIAÇÃO DO NÍVEL DE RISCO DE AUTOMÓVEIS E CAMINHÕES EM

CURVAS HORIZONTAIS ESPECÍFICAS

ESCOLA POLITÉCNICA DA UNIVERSIDADE DE SÃO PAULOSub-Área: Planejamento e Operação de Transportes

Departamento de Engenharia de Transportes

Orientador da Dissertação - Prof. Dr. Hugo Pietrantônio

Aluno: Sergio Ejzenberg no USP 179022017/abril/2008

ה ב ״

AVALIAÇÃO DO NÍVEL DE RISCO DE AUTOMÓVEIS E CAMINHÕES EM CURVAS HORIZONTAIS ESPECÍFICAS

OBJETIVO Estudar o efeito do Perfil Longitudinal Descendente e do Limite de Tombamento Lateral de Caminhões no projeto de curvas horizontais rodoviárias.

Desenvolver e validar Modelo para Projeto de Curvas Horizontais sensível ao tipo de veículo, e à declividade longitudinal.

JUSTIFICATIVACritérios usuais de projeto de curvas horizontais são baseados apenas no limite de derrapagem dos veículos e conforto para os ocupantes dos veículos.

Relacionam o Raio da curva à Velocidade, ao Atrito Lateral, e à Superelevação, não considerando os demais fatores.


TAREFAS METODOLÓGICAS•Identificação de categorias de caminhões, segundo o limite de tombamento lateral, elegíveis a veículos de projeto, considerando:

• Características geométricas dos caminhões • Características das cargas: densidade e lotação

•Inclusão do Fator Declividade Longitudinal no Projeto de Curvas Horizontais Rodoviárias.•Proposta de Método de Projeto de Curvas considerando a declividade longitudinal, o tipo de caminhão e sua carga.•Validação do Método Proposto:

• Ensaio de campo com Acelerômetros, ou• Correlação com acidentes.


ESTRUTURA DA APRESENTAÇÃO

1. RISCOS EM CURVAS HORIZONTAIS.

2. PROJETO DE CURVAS HORIZONTAIS.

3. FORÇAS E FATORES ATUANTES.

4. MODELOS ALTERNATIVOS PARA PROJETO.

1. ESTUDOS ANTERIORES SOBRE O RISCO DE ACIDENTES EM CURVAS HORIZONTAIS

OBJETIVO Identificar a incidência de acidentes de veículos isolados em curvas

horizontais,

considerando diferentes tipos de veículos,

identificando fatores de risco previstos, e

explicitando fatores não considerados no projeto dessas curvas.

CONCLUSÕES 1.1. TIPO DE ACIDENTE EM CURVA POR CATEGORIA DE VEÍCULO

1.2. FATORES CAUSAIS – VIA

1.3. FATORES CAUSAIS – VEÍCULO

1.4. FATORES CAUSAIS – CONDUTOR

1.5. FATALIDADE NOS TOMBAMENTOS


1.1. TIPO DE ACIDENTE EM CURVA POR CATEGORIA DE VEÍCULO

• Falhas por TOMBAMENTO são predominantes para CAMINHÕES

em curvas horizontais. O problema é mais intenso nas curvas de

menor velocidade (NCHRP Report 439; Navin, 1992), com raios

pequenos e maior aceleração lateral.

• Falhas por DERRAPAGEM são predominantes para

AUTOMÓVEIS em curvas horizontais (NCHRP Report 439).

• É escassa margem de segurança ao tombamento de caminhões

em curvas fechadas. É virtualmente impossível ocorrer, em

condições normais, o tombamento de automóveis (NAVIN 1992).

• Pelas características da suspensão, veículos semi-reboque +

trator possuem reduzido limite de tombamento (NCHRP Rep.

505, 2003 pg. 106)



TOMBAMENTO• Qualquer manobra na qual o veículo gira 90 graus ou mais em

torno de seu eixo longitudinal, com o corpo do veículo

fazendo contacto com o solo (Gillespie, 1992, pg. 309).

LIMITE DE TOMBAMENTO LATERAL ESTÁTICO

SRT - STATIC ROLLOVER THRESHOLD

(também chamado por SSF – Static Stability Factor - TRB SR-265, 2002)

• ACELERAÇÃO LATERAL MÁXIMA (fração de g, como o f) na

IMINÊNCIA de ocorrer o TOMBAMENTO, ou

• ACELERAÇÃO LATERAL na qual o tombamento começa

(Gillespie, 1992, pg. 311).



VALORES DO LIMITE DE TOMBAMENTO LATERAL ESTÁTICO SRT Gillespie, 1992 (pg. 312): Automóveis esportivos - 1,2 a 1,7gAutomóveis - 1,1 a 1,6gCamionetas caminhonetes - 0,9 a 1,1g.Caminhões médios - 0,6 a 0,8g Caminhões pesados - 0,4 a 0,6g

OUTROS VALORES DE SRT PARA CAMINHÕES PESADOS

NCHRP Report 505 2003: 0,35 a 0,38gUMITRI 99-19 1999: 0,25 (carga desfavorável)



Acelerações Laterais Nominais de Caminhões, constatadas em Determinadas Curvas (NCHRP Rep. 505, 2003 pg. 106).



LIMITES DE TOMBAMENTO LATERAL DE VEÍCULOS

(Rollover of Heavy Commercial Vehicles UMITRI-99-19, pg. 02. 1999)

O limite de tombamento lateral “estático” está diretamente relacionada à probabilidade da ocorrência de tombamento (NRTC /AUSTROADS Project A3 and A4, 2001).



Probabilidade de Tombamento de AUTOS em acidente de veículo isolado x SRT / SSF (TRB SR-265, pp. 51, 53. 2002).



Probabilidade de Tombamento de CAMINHÕES em acidente de veículo isolado x SRT / SSF (UMITRI-99-19, 1999 pg.04)


1.2. FATORES CAUSAIS – VIA• O perfil longitudinal descendente de rodovias reduz as margens

de segurança de caminhões ao tombamento (NCHRP Report

439).

1.3. FATORES CAUSAIS – VEÍCULO• Para caminhões em pistas descendentes, o efeito de perda de

eficiência do freio – fade – pode agravar o risco de acidente

(Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H., 2005).

• No caso brasileiro o efeito do fade é agravado pela elevada

IDADE DA FROTA DE CAMINHÕES (Lucas, M. de J., Widmer, J.

A., 2004), portanto com caminhões ainda sem retardadores, e

pela existência de caminhões com TERCEIRO EIXO ADAPTADO

(Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H., 2005), com freio de serviço/freio

motor sub-dimensionados.


1.3. FATORES CAUSAIS – VEÍCULO (continuação)

Influência do Carregamento

Gráfico da Relação do CARREGAMENTO com o

Limite de Tombamento Estático e com a Porcentagem de Acidentes

com Tombamento de Veículos Isolados

(Ervin et at, 1983, apud Harwood, D. W., et al. – in NCHRP Report

505, 2003).



Influência do Carregamento

• Tombamento lateral é a causa de 68% dos acidentes de caminhões

com metade da carga ou mais (Wolkowicz e Billings, 1992).

• 28% dos acidentes nas rodovias brasileiras envolveram pelo menos

um veículo de carga, sendo que 80% desses veículos transportavam

carga no momento do acidente (Relatório IPEA / ANTP, 2005).

• Além da altura do centro de gravidade, a maior lotação de carga

reduz a estabilidade lateral de caminhões e aumenta o risco de

acidentes (NRTC /AUSTROADS Project A3 and A4, 2001).



• O fenômeno da amplificação traseira agrava a instabilidade de

veículos articulados em curvas, principalmente em combinações

de veículos de carga CVCs (Melo et ali, 2004 ).

• A segurança para caminhões em pistas descendentes (Allen et ali,

Report no FHWA-RD-00-078, 2000) requer o estudo do perfil de

velocidades, para que as seguintes condições sejam atendidas:

• Não ocorrência de fade ao longo do percurso.

• Segurança contra o limite de tombamento em qualquer curva,

ou possibilidade de redução adequada da velocidade antes de

entrar em determinada curva.

• Manutenção da capacidade de parada operacional, com

desaceleração de 3,4 m/s2, ou superior.


1.4. FATORES CAUSAIS – CONDUTOR

• A NHTSA acredita que o desconhecimento do fenômeno

tombamento pelos condutores impede sua prevenção (TRB SR-

265, pp. 123. 2002). • É nosso entendimento que condutores de veículos comerciais

(principalmente caminhões pesados) tenham pleno

conhecimento do fenômeno tombamento, porém desconhecendo

seus limites e seu maior risco relacionado às curvas fechadas de

menor velocidade. • A manobra rápida de desvio (de buraco, obstáculo ou outro

veículo) pode levar veículos articulados ao tombamento, devido

ao fenômeno da amplificação traseira (UMITRI, outubro–

dezembro 2000 - Vol. 31, no 4 pg. 09).


1.5. FATALIDADE NOS TOMBAMENTOS

• É elevada a fatalidade decorrente dos tombamentos de

CAMINHÕES (UMITRI Out-Dez 2000 - Vol 31 no 4 – Winkler, 2000;

TRB SR-265, pp. 122 e 123, 2002).

Fatalidade dos Tombamentos de Caminhões

(NHTSA SR 265 pg. 01, 2002 )

2. REVISÃO DOS CRITÉRIOS DE PROJETO DE CURVAS

OBJETIVO:Identificar fatores e critérios de projeto para estabilidade de veículos em curvas horizontais, constantes do Manual de Projeto Geométrico do DNER 1999 e do Greenbook AASHTO (2001 e 2004).

Definição do Raio (Rmin) e da Máxima Superelev. (emax):- Modelo físico adotado para estabilidade do veículo.- Variações do coeficiente de atrito lateral. ...

Distribuição de (e) e (f) para uma faixa de variação de (R):- Critérios para seleção dos valores adotados. ...

Elementos complementares: - Espiral de Transição. - Giro da seção transversal no início e fim de curva.


2.1. CRITÉRIOS COMUNS DE ESTABILIDADE DOS MANUAIS DNER 1999 E AASHTO 2001 E 2004 PARA O RAIO MÍNIMO

•Raio Mínimo decorrente do limite de derrapagem lateral obtido com o

Modelo de Massa Pontual PMM - Point Mass Model: o veículo

é um ponto de massa, em trajetória circular horizontal, com

velocidade constante, em um trecho com superelevação dada.

•Limite do Fator de Atrito Lateral: fixado por critério de conforto dos

ocupantes do veículo em curvas, com ampla margem de segurança

contra derrapagem (AASHTO Greenbok 2004 pg. 135).


2.2. MODELO FÍSICO DE EQUILÍBRIO – Derrapagem de Veículo Ponto de Massa – Manuais DNER 1999 e AASHTO 2001 e 2004 ...

Onde: R = raio da curva horizontalV = velocidade g = aceleração da gravidadea = ângulo que mede a declividade transversal da pista e = tg a = superelevação f = coeficiente de atrito lateral (fração decimal)

P Pcos α

Psen α

Fcos α

Fsen α F = m V2

R

CG

Fat = f Pcos α

α

α


2.2. MODELO FÍSICO DE EQUILÍBRIO – Derrapagem de Veículo Ponto de Massa – Manuais DNER 1999 e AASHTO 2001 e 2004 ...

Mov. Circ. Uniforme: Aceleração = V2 / R F = m V2 / REquilíbrio de forças na direção paralela à pista:P sen a + f P cos a ≥ F cos aDividindo por (cos a):P tg a + f P ≥ FSubstituindo (F); (P = m g); (tg a = e):m g e + f m g ≥ m V2/R g (e + f) ≥ V2/R Donde ou ainda

Substituindo g = 9,8m/s2 , e sendo R em [m], e V em [km/h]):

Derrapagem: f < fmax< flim

R ≥ V2 .

g ( e + f )

Rmin = V2 .

127 ( emax + fmax )

Rmin = V2 .

g (emax + fmax)


2.3. VARIAÇÃO DE (f) x VELOCIDADE DE PROJETO (DNER, 1999) ...

VELOCIDADE X COEFICIENTE DE ATRITO TRANSVERSAL MÁXIMO

Vprojeto

fmáx

20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120

DNER 1999 ----- 0,20 0,18 0,16 0,15 0,15 0,14 0,14 0,13 0,12 0,11

AASHTO 2001 0,18 0,17 0,17 0,16 0,15 0,14 0,14 0,13 0,12 0,11 0,09

AASHTO 2004 0,35 0,28 0,23 0,19 0,17 0,15 0,14 0,13 0,12 0,11 0,09

DNIT 2005 ----- 0,28 0,23 0,19 0,17 0,15 0,14 0,14 0,13 0,12 0,11


2.3. VARIAÇÃO DE (f) x VELOCIDADE DE PROJETO (DNER, 1999) ...

VProjeto

km/h

RMIN

emáx=4%

RMIN

emáx=6%

RMIN

emáx=8%

RMIN

emáx=10%

RMIN

emáx=12%

30 30 25 25 25 20

40 60 55 50 45 45

60 150 135 125 115 105

80 280 250 230 210 195

90 355 320 290 265 245

110 595 530 475 435 400

RAIO MÍNIMO x VPROJETO x emax x fmax (DNER 1999 pg.71)


2.4. MÉTODOS DE SELEÇÃO DOS VALORES: (R), (e), (f). ...

- Critérios comuns dos manuais DNER 1999 e AASHTO 2001 e 2004 para (e) x (R) adotado:

- O coeficiente de atrito transversal (f) e a superelevação (e) podem ser combinados segundo 5 diferentes métodos (AASHTO Greenbook 2004, pg. 140, 141).

- O método que estabelece relação de (e + f) com o inverso do raio R, através de curva parabólica, apresenta as seguintes propriedades:

1. (R) aumenta (e+f) diminui.2. (R) pequeno (f) contribui mais que (e).3. (e) aumenta contribuição mais equilibrada de (f), (e).

2

2minmin

max

.2.

R

R

R

Ree

Vis

ão C

om

par

ativ

a –

Mét

od

o 5

emáx = 5% emáx = 7%Gráfic o 1-A

-

0,0500

0,1000

0,1500

0,2000

0,2500

1 11 21 31 41 51 61 71 81

1/R * 10^ (- 4)

e i

fi

e i+ fi

G ráfic o 2-A

-

0,0500

0,1000

0,1500

0,2000

0,2500

1 11 21 31 41 51 61 71 811/R * 10^ (- 4)

e i

fi

e i+ fi

G ráfic o 2-A

-

0,0500

0,1000

0,1500

0,2000

0,2500

1 11 21 31 41 51 61 71 81

1/R * 10^ (- 4)

e i

fi

e i+ fi

Gráfic o 1-B

-

0,0500

0,1000

0,1500

0,2000

0,2500

1 11 21 31 41 51 61 71 81

1/R * 10^ (- 4)

e i

fi

e i+ fi

Gráfic o 2-B

-

0,0500

0,1000

0,1500

0,2000

0,2500

1 11 21 31 41 51 61 71 81

1/R * 10^ (- 4)

e i

fi

e i+ fi

G ráfic o 3-B

-

0,0500

0,1000

0,1500

0,2000

0,2500

1 11 21 31 41 51 61 71 81

1/R * 10^ (- 4)

e i

fi

e i+ fi

Vd

= 6

0 km

/hV

d =

80

km/h

Vd

= 1

00 k

m/h


CRITICA AO MODELO DE PONTO DE MASSA

• Não é sensível ao tombamento lateral – rollover (limitante importante para caminhões).

• Desconsidera deformações da suspensão e da própria estrutura dos veículos (fenômeno importante para caminhões, principalmente para veículos articulados), que alteram a posição do centro de gravidade e a segurança ao tombamento.

• Não considera o efeito da amplificação traseira – rearward amplification (importante para veículos articulados).

2. REVISÃO DOS CRITÉRIOS DE PROJETO DE CURVAS REFAZER COM OS VALORES DE f DA AASHTO 2004

NCHRP Report 505, 2003 (pg. 59)


CRITICA ÀS HIPÓTESES DE CÁLCULO

• Desconsideram DIFERENÇA entre TRAJETÓRIA do veículo e RAIO DA CURVA (pode ser menos significativo para caminhões em curvas de grande raio, porém pode ser IMPORTANTE em CURVAS de raio

pequeno).

•Desconsideram a influência da DECLIVIDADE LONGITUDINAL (velocidade variável OU frenagem/aceleração simultânea), adotando VELOCIDADE CONSTANTE do veículo = VPROJETO:

• Aumento de velocidade Aumento da aceleração lateral Redução da Margem de Segurança ao Tombamento.

• Desaceleração em curva Desequilíbrio (momento da reação decorrente do uso do freio serviço e/ou freio motor).

• O efeito combinado reduz a resistência (atrito) lateral.

• Perfil longitudinal da via (à montante) tem um efeito não considerado, sobre a velocidade de operação na curva e sobre a necessidade de frenagem simultânea (ou aceleração).


CRITICA AOS VALORES DO COEF. ATRITO LATERAL•Para velocidades menores (raios mínimos inferiores a 200 m), AASHTO 2004 uniformizou os coeficientes máximos de atrito transversal adotando nos trechos normais de rodovias os valores antes aplicados apenas em ramos. •Decorrência: redução da margem de segurança ao escorregamento em curvas fechadas

3. FORÇAS E FATORES ATUANTES SOBRE CAMINHÕES EM CURVAS DESCENDENTES

OBJETIVO:

Discutir e selecionar elementos de modelagem da dinâmica veicular de diferentes modelos: pontual, linear ou bidimensional, rígido, articulado ou com suspensão.

Incluir o efeito do declive longitudinal sobre a velocidade e a estabilidade de caminhões em curvas.

Incluir o limite de tombamento lateral na determinação da velocidade de projeto de curvas horizontais.

3.1. EQUIPAMENTOS DETERMINANTES DA SEGURANÇA DE CAMINHÕES

Modelos computacionais para simular efeitos transitórios e a estabilidade direcional de veículos descendo em pista inclinada, consideram:

- sistema de freio

- sistema anti-travamento das rodas (ABS)

- modelagem dos pneus

- massa (suspensa e não suspensa)

- sistema de molas e amortecedores

- geometria lateral e longitudinal da suspensão

- retardo de marcha engrenada – “freio motor”- retardadores

3.2. PRINCIPAIS FORÇAS ATUANTES EM DECLIVES

Os estudos sobre a dinâmica do movimento veicular ao longo da via, consideram:

- arrasto aerodinâmico ...(importância nos trechos descendentes; para a AASHTO é notável apenas acima de 80km/h).

- resistência ao rolamento ...

- freio de serviço ...(crítico nos declives para veículos pesados; fade: perda de eficiência pelo aquecimento do “freio”)

- dispositivos retardadores ... (importância em declive: evita o fade; frota envelhecida: pequena contribuição; freio motor é usual; outros retardadores menos usuais)

4. REVISÃO DE ESTUDOS DE MODELOS VEICULARES

OBJETIVO

Análise de distintos modelos de representação veicular, considerando o tombamento lateral de caminhões e a declividade longitudinal em curvas horizontais.

MODELOS ESTUDADOS4.1. Modelo Clássico para Tombamento - Veículo Bidimensional

Rígido (conforme Notas da Aula, Kabbach, 2007).

4.2. Modelo para Tombamento - Veículo Bidimensional com Molas (Chang, 2001).

4.3. Modelo para Tombamento - Veículo Tridimensional (Navin, 1992).

4.4. Modelo para Escorregamento - Veículo Rígido com Esterçamento e Desnível Longitudinal (Eck & French, 2002).

a. Veículo Unitário. b. Veículo Articulado.


RESUMO DAS CONCLUSÕES:

•A declividade longitudinal afeta negativamente o equilíbrio de caminhões em curvas descendentes.

•A altura do centro de gravidade da carga, e a largura do eixo influenciam fortemente o limite de tombamento lateral de caminhões (Chang, 2001; Navin, 1992).

•São de segunda ordem os seguintes fatores: tipo de suspensão, pneus, rigidez do veículo, e eixo longitudinal de tombamento (Navin, 1992).


4.1. MODELO PARA TOMBAMENTO - VEÍCULO BIDIMENSIONAL RÍGIDO

Modelo de cálculo de forças em curvas horizontais considerando veículo bidimensional rígido (Kabbach. Notas de Aulas EPUSP PTR-5725, 2007):

P

α

Pcos α

Psen α

Fcos α

Fsen α F= m V2

R

CG

A

α

bb

h

αt



Limite da condição de equilíbrio, supondo que não ocorra escorregamento, (Kabbach, 2007), na iminência do tombamento:

Momento de Tombamento MT e de Resistência MR no Ponto A:

MT = MR (F cos α – P sen α) h = (F sen α + P cos α) b

Desenvolvendo:

F h cos α – F b sen α = P h sen α + P b cos α

Dividindo por cos α F (h – b tg α) = P (h tg α + b)

Substituindo e = tg α e F = (mV2) / R tem-se:

V2 = (h.e + b) . g . R

(h – b.e)

R = (h – be) . V2

(he + b) g



Igualando a equação simplificada de tombamento com a equação simplificada para escorregamento do Modelo de Ponto de Massa:

Rmin = V2 .

g (emax + fmax) Tem-se:

1 = (h – be) (emax + fmax) = (h – be)

(emax + fmax) (he + b) (he + b)

Para vias sem superelevação: e = 0 fmax = h/b

Ou, sendo a largura do eixo t = 2b fmax = h / (t/2) = 2h / t

Essa simples medida do limite de tombamento é freqüentemente utilizada como estimativa de primeira ordem da resistência ao tombamento de um determinado veículo (Gillespie, 1992, pg. 311).


Os slides adiante deste ponto ainda não foram revistos.

Falta rever Chang, Navin, ECK, e avançar adiante


4.2. MODELO PARA TOMBAMENTO - VEÍCULO BIDIMENSIONAL COM MOLAS

Modelo de cálculo de forças em curvas horizontais considerando veículo bidimensional, com suspensão/ molas (Chang 2001):

CG

CG

Desequilíbrio transversal em curvas, acentuado em veículos mais altos, com

suspensão/molas.





As equações da curva horizontal do modelo com molas (Chang 2001) guardam semelhança com a equação básica dos Manuais DNER e AASHTO GREENBOOK:

(Chang , 2001- pg. 90)

Raios mínimos calculados por Chang resultaram entre 12-30% acima dos fornecidos pela equação básica da curva horizontal. O fator de tombamento lateral suplanta o fator de escorregamento horizontal na determinação do raio mínimo da curva.

R = V2 para automóveis

121 (0,5e + f ) R = V2 para caminhões

122,5 (0,75e + f )


4.3. MODELO PARA TOMBAMENTO - VEÍCULO TRIDIMENSIONAL

Modelo de cálculo de curvas horizontais considerando veículo articulado

bidimensional, e apoiado sobre molas (Navin, 1992):

Fonte: Navin (1992, pg. 132).



Fonte: Navin (1992, pg. 132)

Equação dinâmica básica do tombamento lateral do veículo:

onde I é a média do momento de inércia (kg x m2); α = aceleração angular (rad/s2); e d = distância da origem.

Navin assume que a aceleração angular é nula, devido à baixa velocidade (longitudinal) dos tombamentos

estudados (pg. 132), reduzindo o problema para as forças estáticas a seguir mostradas:



Modelos que consideram corpo rígido e superelevação, suspensão e superelevação, e

rotação no entorno da quinta roda em via superelevada (modelos de complexidade

crescente), indicaram velocidade de tombamento com variação entre 2% e 5% com

relação à velocidade de tombamento indicada no tacógrafo.

Fonte: Navin (1992, pg. 136)



Como resultado a máxima aceleração lateral pode ser simplificada pela expressão:

Considerando que o veículo em processo de tombamento deixa marcas dos pneus traseiros

no pavimento, o RAIO DA TRAJETÓRIA circular na iminência do tombamento pode ser

obtido por medida da corda C e da sua ordenada média M:

Tendo o raio R e a aceleração lateral an, Velocidade na iminência do tombamento:

g

Nota: fórmula idêntica a Kabbach, 2007

sendo b = T ; tgQ = e

R = (h – be) . V2

(he + b) g



Uma análise de sensibilidade de erro compara velocidades calculadas com as

velocidades medidas em tacógrafos (valor esperado da velocidade):


Navin prossegue buscando fator de segurança para curvas, considerando os reduzidos limites de tombamento lateral encontrados nos estudos efetuados:



Considerando-se a medida de confiabilidade definida por Hart (1982):

então o índice para veículos articulados trafegando na velocidade sinalizada

é 4,17, indicando a possibilidade de 1 veículo a cada 100mil atingir

aceleração lateral superior ao limite de tombamento.

O índice de segurança de um automóvel é 10,8, implicando ser virtualmente

impossível um automóvel tombar lateralmente, em condições normais de

operação.




4.4. MODELO PARA ESCORREGAMENTO COM ESTERÇAMENTO E DESNÍVEL LONGITUDINAL

a. VEÍCULO UNITÁRIO: Modelo de cálculo de forças em curvas horizontais considerando escorregamento de veículo bidimensional não articulado (Eck et al. 2002):

Forças Agindo em veículo em curva horizontal descendente

Rampa i %



a. VEÍCULO UNITÁRIO : O modelo de cálculo introduz o fator fRD = i senQ , que reduz o equilíbrio proporcionado pela superelevação da pista (Eck et al. 2002):

Adaptado de Eck et al. 2002.Onde: R = raio da curva horizontal

V = velocidade g = aceleração da gravidade e = superelevação (fração decimal) f = coeficiente de atrito lateral (fração decimal)

fND = fator de redução de f devido ao veículo em descida i = rampa, em % (negativo, descendente)

Q = ângulo de esterçamento das rodas

R = V2 = V2 .

g ( e + f – fND ) g ( e + f – i senQ )



b. VEÍCULO ARTICULADO: Modelo de cálculo de forças em curvas horizontais considerando escorregamento de veículo bidimensional articulado (Eck et al. 2002):

Ângulos do trator e do semi-reboque com as rodas dianteiras.

Rampa i %



b. VEÍCULO ARTICULADO: O fator fAD que reduz o equilíbrio proporcionado pela superelevação da pista (Eck et al. 2002):

Adaptado de Eck et al. 2002.Onde: R = raio da curva horizontal

V = velocidade g = aceleração da gravidade e = superelevação (fração decimal) f = coeficiente de atrito lateral (fração decimal)

fAD = fator de redução de f devido ao veículo articulado em descida i = rampa, em % (negativo, descendente)

Q T-rodas = ângulo de esterçamento das rodas com o trator Q S-rodas = ângulo de esterçamento das rodas com o semi-reboque PT = peso do caminhão-trator. PS = peso do semi-reboque

R = V2 .

g ( e + f – fAD )

fAD = i . PT senQ T-rodas + PS senQ S-rodas

PT + PS

ETAPAS DE TRABALHO A SEGUIR

•Pesquisa de Campo / Acidentes

•Análise de Dados

•Desenvolvimento de Modelo

•Validação

•Conclusões

Opções de Validação:- Acidentes x Modelos: locais seguros ou inseguros, para cada categoria de veículo.-Acidentes x Modelos: correlação entre taxa de acidentes observada e margens de segurança, ou probabilidade de falha, ou risco de acidente, previstos, para cada categoria de veículo. -Veículos x Modelos: aceleração lateral medida x prevista na curva, condição controlada (categoria de veículo, condição de carga, caract. da via, ...).-Análise de Acidentes: determinação da condição de falha (derrapagem, tombamento, ...) em campo x prevista pelo modelo.-...

Velocidades Limites para longos declives, que seriam atingidas se os

veículos estivessem desengatados, e portanto sem efeito do “freio

motor” (item 3.3.2.a. adiante), e se os caminhões não se

desequilibrassem antes.

VELOCIDADES LIMITE EM LONGOS DECLIVES – VEÍCULOS DESENGATADOS

DECLIVIDADE LONGITUDINAL

CAMINHÃO TIPO AUTOMÓVEL TIPO

[m/s] [km/h] [m/s] [km/h]

4% 46,9 165 25 89

6% 60,0 216 32 116

8% 72,0 257 39 139


3.2.1. ARRASTO AERODINÂMICO ...

Velocidade de caminhões em pistas descendentes, unificando os efeitos

do atrito e do arrasto aerodinâmico, considerando a velocidade real em

cada posição calculada (Stanley 1978):

onde: Vx = velocidade à distância x do topo da descida K = constante que incorpora o atrito do piso e perda

mecânica (igual a 0,01675 para superfície pavimentada e 0,26125 para leito de cascalho)

Vm = média da Vi (velocidade inicial) e Vx (velocidade na posição x)

F = área frontal do caminhão (m2) Vn

2 = média de Vi e Vx (km2/h2) W = peso bruto total do caminhão X = distância de descida calculada a partir da parada, com

passo decimal.


3.2.1. ARRASTO AERODINÂMICO ...

3.2.2. Resistência ao Rolamento

A expressão desenvolvida por Stanley (1978) incorpora o efeito

da resistência do ar e do atrito de rolamento.

ATRITO DE ROLAMENTO AASHTO Greenbook (2001, pg.260)

Consome 1,2% da decliv. longitudinal - piso asfalto

Consome 1,0% da decliv. longitudinal - piso de concreto.

...

3.3. Efeitos dos Sistemas de Frenagem de Serviço e Auxiliares

3.3.1. Freio de Serviço

É o sistema de controle de velocidade do veículo, através do atrito entre lona e

tambor ou entre pastilhas de freio e discos do sistema.

Quanto maior a inércia dos veículos, maior a exigência sobre os respectivos

sistemas de freios de serviço. Essa limitação não é significativa para os

automóveis e veículos de menor porte, onde a segurança está associada à

distância de frenagem, mais do que a problemas de aquecimento de pastilhas e/ou

lonas.

Porém a elevada inércia de veículos de carga exige grande eficiência dos sistemas

de frenagem. Em longos declives, o freio de serviço precisa ser preservado para o

controle da velocidade em situações de emergência, evitando-se a ocorrência do

fade (Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H., 2005).

...

3.3.1. Freio de Serviço

FADE: diminuição acentuada do desempenho do sistema de freios de serviço por

aumento excessivo da temperatura de seus componentes (Canale, A. C.,

Gutiérrez, J. C. H., 2005). Corresponde à saturação térmica do freio de serviço,

permitindo o aumento da velocidade em longos declives, com conseqüências

graves para a segurança do caminhão e do trânsito em geral (Lucas, M. de J.,

Widmer, J. A., 2004).

Elevada idade média da frota de caminhões (ANTT, 2006) reflete-se na sua

limitada relação potência/peso (Lucas, M. de J., Widmer, J. A., 2004), e pequena

capacidade do freio motor.

TRANSPORTADOR IDADE MÉDIA DOS CAMINHÕES

AUTÔNOMOS 20,6 anos

EMPRESAS 10,2 anos

COOPERATIVAS 13,8 anos

...

3.3.2. Dispositivos Retardadores

As normas técnicas NB1254 e NB1255 estabelecem que veículos

produzidos a partir de dezembro/94 consigam descer uma rampa

de 6,5% de declividade longitudinal com uma velocidade de 30

km/h sem usar o freio de serviço, estando carregados no limite

legal (Lucas, M. de J., Widmer, J. A., 2004).

Caminhões fabricados a partir de 23 de dezembro/96, conforme

estabelecido pela resolução 808/95 do CONTRAN, devem

atender a requisitos mínimos de freios e ação de retardo do motor

e seus auxiliares indicados na resolução 777/93 do CONTRAN

(Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H., 2005).

...

a. “Marcha Reduzida” - Freio Motor Convencional

O freio motor, que consiste no uso de marcha reduzida permite que o

condutor percorra a descida numa velocidade adequada ao

desempenho térmico do motor, do seu sistema de arrefecimento,

preservando o freio de serviço.

Os caminhões trucados, comuns na frota nacional, com pequena

relação potência/peso, não dispõe de potência redutora suficiente,

exigindo velocidades iniciais extremamente reduzidas mesmo para

declives suaves de 4% (Lucas, M. de J., Widmer, J. A., 2004).

A grande dificuldade é a escolha da “marcha reduzida” segura para a

descida que o condutor vai enfrentar. A orientação “Longo Trecho em

Declive – Use Marcha Reduzida” é insuficiente para o condutor de

veículo pesado, que pode ficar aquém ou além da velocidade segura

determinada pelo local (Lucas e Widmer, 2004).

...

a. “Marcha Reduzida” - Freio Motor Convencional

O torque de frenagem no veículo proveniente do motor utilizado como

“freio motor” depende da marcha engrenada e da velocidade do

veículo (Canale USP – Desempenho na Frenagem).

...

b. Retardadores

Existem três diferentes tipos de retardadores:

freio motor

retardadores eletromagnéticos

retardadores hidráulicos

...

Freio Motor

Sistemas de “freio motor” incrementam o torque de frenagem do motor, e são

distintos do efeito de marcha reduzida engrenada anteriormente descrito.

- válvula colocada no sistema de escape dos gases de combustão

- dispositivo que atua nas válvulas do motor, ou comprimindo o ar na câmara

de combustão

- Existem combinações de atuação nas válvulas e na câmara de combustão.

Combinações e variantes desses sistemas de “freio motor” podem dissipar até

90% da potência nominal do motor, permitindo descidas longas sem utilização

do freio de serviço (Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H., 2005).

...

Retardadores eletromagnéticos e hidráulicos

Retardadores são dispositivos auxiliares que geram torque de

frenagem, através de sistemas eletromagnéticos ou hidráulicos.

Retardadores eletromagnéticos geram torque de frenagem

através do giro de um rotor metálico dentro de um campo

magnético. Existem sistemas que retardam o trem de força, e

outros que retardam os eixos traseiros da combinação veicular.

Retardadores hidráulicos, comuns em veículos super-pesados,

baseiam-se no fluxo forçado de óleo através de condutos ou

cavernas, entre um rotor e um estator, causando torque de

retardo, com a energia térmica dissipada no radiador do veículo.

...

3.4. Dinâmica com Manutenção de Velocidade ou Frenagem Restrita em Declives

- Allen et alli (2000).

- Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H. (2005).

...

3.4.1. Forças que Atuam num Veículo Desacelerado em Declive

Allen - ...

Canale - Velocidade de Equilíbrio em declive: esforço trator dado pela massa

do veículo e pela projeção do campo gravitacional na direção do movimento é

igual à soma das forças que resistem ao movimento.

Considerando a preservação necessária do freio de serviço para evitar o fade,

as forças que resistem ao movimento são:

freio motor

forças de resistência ao rolamento

força de resistência aerodinâmica

torque de frenagem gerado pela ação do freio motor e/ou retardador

...

3.4.2. Energia e Potência Durante o Declive e a Frenagem

Allen - ...

Canale - A condição de descida segura decorre do balanço energético da

energia potencial gerada pelo declive, e as energias dissipadas

principalmente no motor, pneumáticos, retardadores. A resistência

aerodinâmica nesse caso é considerada como sendo de segunda ordem.

A velocidade limite resultante desse balanço energético depende da

marcha engrenada, da velocidade, e do peso do veículo, conforme mostra

Canale, A. C., Gutiérrez, J. C. H. (pg. 34, 2005).

...

SEMINÁRIO AVALIAÇÃO DO NÍVEL DE RISCO DE AUTOMÓVEIS E CAMINHÕES EM CURVAS HORIZONTAIS...

Documents

Transcript of SEMINÁRIO AVALIAÇÃO DO NÍVEL DE RISCO DE AUTOMÓVEIS E CAMINHÕES EM CURVAS HORIZONTAIS...