Dimensionamento de barreiras de segurança de betão tipo

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DIMENSIONAMENTO DE BARREIRAS DE SEGURANÇA DE BETÃO TIPO “NEW JERSEY”
Anabela Sousa de Matos
José Henrique Rodrigues Gomes Fernandes
1 - SUMÁRIO
O presente trabalho tenta formular um tratamento teórico rigoroso capaz de representar o comportamento de
uma barreira de betão de secção tipo «New Jersey», isto é pretende-se calcular qual é a força limite aplicável
para levar à completa plastificação do elemento.
2 - INTRODUÇÃO
Este tipo de barreira surgiu, principalmente, da vontade de se desenvolver uma política de maior segurança
rodoviária e, neste caso também, de maior economia global em relação aos sistemas em uso. Concebida e
largamente utilizada nos EUA e já consagrada também na Europa, esta barreira, que se apresenta agora no
nosso País, é de comprovada eficácia, quer quanto à redução de acidentes e das suas consequências
corporais e materiais, quer no tocante à rentabilidade do investimento rodoviário, tendo em conta os custos
sociais dos acidentes. Estas barreiras são aplicadas essencialmente com a finalidade de conferir aos utentes
da rodovia e a terceiros as melhores condições de circulação possíveis e impedir o despiste dos veículos.
Deste modo, devem ser ajustadas e nos limites do possível, absorver uma fracção da energia cinética do
veículo sem causar desacelerações incompatíveis com a integridade dos passageiros. Devem assim, cumprir
a dupla tarefa de redireccionar o veículo e absorver uma fracção importante da energia de impacto.
3 - CARACTERÍSTICAS E FUNCIONAMENTO
O funcionamento das barreiras de betão consiste em limitar as consequências negativas do impacto de um
veículo contra as barreiras de protecção, ou seja, dissipar ou transformar a energia cinética transversal que o
veículo adquiriu. Nas barreiras deformáveis, isto obtém-se transformando a energia em trabalho de
deformação quer do veículo quer da barreira. No caso das barreiras rígidas a deformação é praticamente
nula, sendo absorvida através da geometria do seu perfil. A absorção de energia é obtida principalmente
devido à compressão do sistema de suspensão e à acção de levantamento do veículo, e não com a
deformação do veículo. Esta inexistência de deformação no veículo é possível somente para determinados
valores da velocidade e ângulo de impacto. Sendo estes valores muito elevados a energia cinética transversal
pode superar a capacidade de absorção de energia do sistema de suspensão do veículo e da acção de
levantamento do seu baricentro, sendo a energia excedente absorvida através da deformação do veículo. A
energia absorvida devido à elevação do baricentro do veículo é dada por:
(1)
E  P  hG
em que:
P- peso do veículo
hG- elevação do baricentro do veículo
Fig. 1
hG  b.sen  hg (1  cos  )
(2)
Embora parte da energia seja restituída, o efeito positivo da barreira é incontestável, visto que o seu objectivo
de limitar tanto quanto possível a acção dinâmica no instante inicial do impacto é conseguido. Este processo
de restituição de energia é relativamente longo, dando tempo ao condutor para controlar o veículo.
3.1- Esquema de impacto
O estudo do impacto veículo-barreira é muito complexo, pois envolve uma grande quantidade de parâmetros.
Para estudar este fenómeno tentou-se esquematiza-lo de forma a reduzir os parâmetros que o definem. O
esquema de impacto estudado é o seguinte:
Fig. 2
Podemos então individualizar duas fases distintas no impacto:
1ª FASE - contacto veículo barreira;
- rotação do veículo;
- máxima deformação do veículo e da barreira;
- anulação da componente transversal da velocidade.
2ª FASE - restituição da deformação da barreira
- afastamento do veículo com uma componente da velocidade transversal oposta relativamente à
primeira fase.
3.2 - Desaceleração lateral
Durante a primeira fase do impacto o veículo roda em torno do ponto A (fig. 3), no qual se dá a deformação do
veículo e da barreira. A desaceleração lateral média é determinada em função da distância lateral percorrida
pelo baricentro do veículo. Se pensarmos que o veículo roda de forma a se dispor paralelamente à barreira
temos:
at 
(Vsen ) 2
2csen  b(con  1)  Z 
(em g)
(3)
em que:
x  AD  AC  DC  c  cos   b  sen 
y  DG  CE  FG  c  sen  b  cos  
BB – configuração inicial da barreira indeformada
G – centro de gravidade do veículo
 - ângulo de impacto
R – reacção da barreira (componente segundo o eixo y)
R – força de atrito longitudinal (veículo/barreira)
F – força adicional longitudinal
V – velocidade impacto
b - metade da largura do veículo
(Y-b) + Z – componente transversal do movimento do baricentro durante a fase de impacto e da
redirecção do veículo
Z  Db  Dv - deformação total (barreira + veículo)
c – distância baricentro-parte lateral do veículo
Fig. 3 - Esquematização em planta do impacto de um veículo contra uma barreira
contínua e deformável
O veículo desacelera, em sentido lateral porque a sua energia cinética transversal, dita energia de impacto:
T
P
(Vsen ) 2
2g
(4)
é transformada em trabalho, da reacção de atrito dos pneus na rotação do veículo e da força transversal que
é exercida entre o veículo e a barreira na deformação Z. O contributo da resistência de atrito pode ser
desprezado dada a grande variabilidade dos coeficientes de atrito. Desprezando o contributo da deformação
do veículo, também de determinação muito incerta, a desaceleração lateral será função apenas da
deformação da barreira. Se então R é o valor médio da reacção e W a flecha máxima da barreira, a
componente transversal do veículo será anulada quando T=R.W. O valor de R e W não podem ser quaisquer
pois, enquanto que R não deve gerar valores inaceitáveis de desaceleração no veículo, W deve ser
compatível com o espaço à disposição. Então a barreira deverá exercer uma reacção de modo a dissipar a
energia de impacto com valores de deformação e desacelerações aceitáveis. Desde então o veículo
desacelerado, a par de R, com desaceleração inversamente proporcional ao próprio peso, um veículo ligeiro
deverá encontrar uma resistência menor relativamente a um veículo pesado. Considerando R constante,
dever-se-á calcular em relação ao veículo mais ligeiro. Devendo porém, dissipar a energia de impacto do
veículo mais pesado a deformação necessária poderá ser muito grande. Por isso se deverá em geral, obter
uma R crescente com a deformação. Deste modo, um veículo ligeiro poderá ser desacelerado empregando
somente parte do dispositivo, enquanto que um veículo pesado empregará uma parte maior.
3.3 - Condições de não capotamento do veículo
Um dos requisitos da barreira deve ser tal, de modo que não permita o capotamento do veículo. Esta
condição é crítica para os veículos mais pesados, pois estes têm, em geral, um baricentro mais elevado,
provocando uma reacção máxima na barreira. Considerando na realidade o veículo como um corpo rígido e
assumindo a condição limite do início do capotamento, na qual as rodas iniciam o levantamento do solo
temos:
Fig. 4 – Esquematização da secção de impacto de um veículo contra uma barreira no
limite de capotamento.
isto é,
P
 at  (h1  h2 )  P  (d  k )  Q  k   2  Q  h2  0
g
(5)
at  (h1  h2 )  g  (d   2 .h2 )
(6)
em que:
m = P/g – massa do veículo
g – aceleração da gravidade
P – peso do veículo
Q – reacção vertical dos pneus
R – reacção da barreira (força de impacto aplicada)
h1 – altura do baricentro
h2 – altura do bordo superior da barreira
d – distância transversal do baricentro ao extremo pneumático
2 – aderência transversal entre pneus/pavimento
k – distância entre pneu/face exterior
Quando at 
g  (d   2  h2 )
haverá capotamento, que poderá ser tanto maior quanto maior resultar a
h1  h2
diferença (h1-h2) e quanto mais pequeno resultar um valor de 2 (aderência transversal), de h2 (altura da
barreira) e de d (distância transversal do baricentro ao extremo pneumático). Este critério é considerado
importante no estudo do capotamento do veículo. No entanto, na dinâmica do fenómeno pode suceder que o
capotamento não se complete mesmo que a força R supere, por breves instantes, o valor limite cálculo. Este
critério limita, a par da altura, a reacção máxima R que a barreira pode exercer sobre o veículo. Vê-se ainda
que se a altura da barreira é igual à altura do baricentro do veículo, como no caso do veículo ligeiro, que este
critério não limita a força R.
3.4 - Força horizontal
No plano horizontal as duas forças principais são as componentes da reacção da barreira: a normal à
direcção longitudinal da barreira e a longitudinal devido ao atrito. Há outras forças que são criadas na zona de
contacto entre o veículo e a barreira que são desprezáveis e de difícil determinação. A barreira para satisfazer
a sua função de redigir o veículo embatido deve oferecer uma reacção global, cuja a direcção não permita que
o veículo rode em torno do ponto A no sentido anti-horário. Deve então verificar-se que:
da qual:
Fl
GB
 f 
F
AB
(7)
Fl
GD  BD c cos   bsen
 f 

F
DN  AK csen  b cos 
(8)
Fig. 5
Deste modo, é estabelecida a relação entre a capacidade da barreira de redireccionar o veículo e o ângulo de
impacto. Sendo então definido, embora com uma certa variabilidade, o valor do coeficiente de atrito, esta
condição será respeitada para um pequeno valor do ângulo de impacto.
3.5 - Velocidade e ângulo de impacto
No projecto ou na verificação das barreiras de segurança, o impacto que a barreira deverá suster depende do
conhecimento destes dois parâmetros. A velocidade de impacto pode ser considerada igual a velocidade de
cruzeiro mais provável para o veículo considerado. Para o ângulo  não é possível determina-lo directamente,
podendo no entanto exprimi-lo em função de outros parâmetros. Antes do impacto o veículo percorre, de um
modo geral, uma trajectória sensivelmente paralela ao eixo da estrada a uma distância h da barreira e com
velocidade V, até ao instante que se verifica, por qualquer razão, uma mudança da trajectória e embate na
barreira. O movimento no ponto em que é alterada a trajectória pode ser esquematizado assumindo que a
aceleração radial é constante ar=nr.g. Como este fenómeno se desenrola de forma rápida pode-se assumir
que a velocidade se mantêm constante. Na realidade, estas duas suposições são simplificativas mas são
prudentes. De facto, a aceleração radial poderá alcançar o valor ar apenas num determinado instante, isto
porque não é possível que o veículo passe instantaneamente de uma trajectória rectilínea para uma circular.
Por outro lado, a velocidade V poderá, em geral, diminuir enquanto que se considera constante e igual para
valores elevados. Com este esquema o ângulo  depende de h e nr, que podem ser calculados com relativa
facilidade. De facto, h depende da posição do veículo sobre a estrada e da posição da barreira respectiva. A
relação nr, limitada superiormente pela a aderência do veículo em curva, que será inferior ao máximo valor do
coeficiente de atrito transversal dos pneus sobre a estrada, pode ser calculada em relação ao tipo do veículo
e às condições do piso da estrada.
Fig. 6
O raio de curvatura da trajectória do baricentro é:
R
V2
nr g
(9)
Consequentemente o valor do ângulo de impacto é dado por:
  ar cos
Rh
c
 arcsen
R b
Rb
(10)
3.6 - Ângulo de reflexão
A energia de impacto dissipa-se através da deformação elástica do veículo (Ev) e da barreira (Eb) e também,
através da deformação plástica do veículo (Pv) e da barreira (Pb). A energia (Ev) + (Eb) é proporcional à
energia cinética residual resultante do impacto, enquanto que a energia (Pv) + (Pb) resulta proporcional à
diferença entra a energia inicial e final, relativamente ao movimento transversal do veículo. Sendo Vr a
velocidade e Φr o ângulo de reflexão, obtém-se a seguinte expressão:


1 P 2
 V ( sen ) 2  Vr2 ( sen r ) 2  Pv  Pb
2 g
(11)
onde podemos constatar o que os danos sobre o veículo se podem reduzir na mesma medida em que
aumenta a deformação plástica da barreira, quando a energia cinética residual vale:
1 P 2
  Vr  ( sen r ) 2  Ev  Eb
2 g
(12)
podendo-se exprimir o ângulo da seguinte forma:
 2 g  ( Ev  Eb ) 
 r  arcsen 

P  Vr2


1/ 2
(13)
isto é, o ângulo de reflexão (após o impacto) reduz-se à medida em que as propriedade elásticas da barreira
diminuem, diminuindo também à medida que aumenta o peso e a velocidade do veículo.
4 - DEFINIÇÃO DE UM MODELO DE COMPORTAMENTO TEÓRICO PARA O CÁLCULO DE UMA
BARREIRA DE SEGURANÇA MEDIANTE DE UMA ANÁLISE LIMITE
O presente trabalho tenta formular um tratamento teórico rigoroso capaz de representar o comportamento de
uma barreira de betão de secção tipo «New Jersey», isto é, pretende-se calcular qual é a força limite aplicável
para levar à completa plastificação do elemento. Para este estudo utilizou-se a teoria de «análise limite» que
permite avaliar a carga última que uma estrutura é capaz de suportar antes do mecanismo de colapso. A
necessidade de uma metodologia baseada sobre um tratamento matemático do problema deriva do facto que
actualmente o dimensionamento geométrico e estrutural da barreira ser do tipo empírico: fixada a dimensão e
a quantidade de armadura de aço do elemento estrutural são submetidos a testes, isto é, a impactos dos
veículos. À posteriori, por registo da força de impacto e da deformação da barreira analisa-se o
comportamento de forma a avaliar a resistência de colapso. Para a modelação física do fenómeno recorreu-se
ao trabalho de laboratório de modo a encontrar a prova dos factos à escala real. Da análise da fractura
consequente à plastificação localizada do material, revelada sobre a barreira de ensaio encastrada na base
por parafusos, verificou-se que esta resultava inclinada de um ângulo  medido sobre um plano horizontal;
por outro lado o ponto de aplicação da força de impacto na condição mais gravosa coincide com o bordo
superior da barreira. Na expressão analítica que relaciona a força limite de colapso da barreira com a força de
impacto que o veículo aplica a esta, predispõe-se de um modelo de cálculo que prevê um encastramento
perfeito na base do artigo fabricado. A força de impacto que actua sobre o bordo superior é caracterizada por
uma simetria geométrica (fig. 7). Com a hipótese formulada desenvolveu-se um tratamento analítico que
afronta o problema de impacto com rigor científico. Falando ainda da hipótese de que o encastramento não é
considerado limitativo, e isto enquanto a metodologia do projecto se pode estender a todos os outros casos de
emprego de barreiras anti-desvio, adoptou-se um modelo físico capaz de representar o comportamento real
da barreira.
Fig. 7
4.1- Resistência de impacto de uma barreira
No calculo da resistência de impacto de uma barreira, após numerosas investigações experimentais, das
quais resultou que um elemento sujeito ao impacto de um meio pesado, sob oportunas condições de impacto,
se fractura segundo o seguinte mecanismo de colapso.
Fig. 8
Tal mecanismo pode-se esquematizar como composição de três linhas AB-AC-AS de plastificação, nas quais
se concentram a deformação plástica (fig. 8). Do posto de vista teórico, um mecanismo deste tipo é adequado
para analisar seja o comportamento de uma barreira encastrada na base, seja qual for a barreira de
segurança no confronto de uma rotura localizada eventualmente gerada pelo impacto de um meio pesado.
Analisando a cinemática do mecanismo de colapso em questão (fig. 9) resulta um movimento que vem
completamente caracterizado uma vez conhecido o deslocamento  do ponto central no topo, dado que, o
mecanismo de colapso só tem um grau de liberdade.
Fig. 9
Indicando com D a distância do ponto S da linha de plastificação AB e com R o comprimento de AC temos:
D
HL
;
( L  4 H 2 ) 0,5
2
R
HL
2D
(14)
A rotação plástica do triângulo ABS em torno da recta AB vale:


(15)
D
e entre os dois triângulos ABS e ACS à rotação plástica relativa igual a:
  4

(16)
L
Para a definição do comportamento estático procedeu-se à aplicação sobre o bordo superior da barreira, para
um comprimento E, de uma carga distribuída com centro em S. Quando a força aplicada fractura a barreira,
isto é, activa o mecanismo de colapso, nas três linhas de plastificação actua um momento último M, M, M
que a barreira é capaz de fornecer (fig. 10) Igualando o trabalho das forças (W) à dissipação plástica, em
virtude do teorema cinemático de analise limite, obtém-se um limite superior aquele que é efectivamente a
carga de colapso. O trabalho das forças aplicadas por efeito do deslocamento do mecanismo adoptado
resulta (fig. 11):
Le  2  W 
E L/2 E/4
L E/2
(
)    WE 

2
L/2
L
(17)
enquanto que a dissipação plástica é igual a:
Li  2M     M   
(18)
de maneira que substituindo a equação (15) e (16) na (18) obtém-se:
Li  2 M 

D
 M
4

L
(19)
Fig. 10
Igualando a dissipação plástica ao trabalho efectuado pelas forças actuantes (Le=Li) temos:
WE 
L E/2
2
4
  M   M  
L
D
L
(20)
WE 
L E/2 2
4
 M  M 
L
D
L
(21)
isto é,
Observando que o momento M é a soma de todos os momentos elementares que se aplica ao comprimento
da linha de plastificação AB, e analogamente a M ao comprimento AS obtemos:
M   0 m dR  m  R
R
(22)
M    m dH  m  H
H
0
onde
m e m  são os momentos últimos médios distribuídos sobre a respectiva linha de plastificação.
Da equação (20) e (21) obtemos:
WE 
L  E / 2 2R
4H

m 
m
L
D
L
(23)
Fig. 11
e ainda da equação (14) e (23):
WE 
L  E / 2 HL
4H
 2 m 
m
L
L
D
L  E / 2 L2  4 H 2
4H
WE 

m 
m
L
HL
L
dividindo ambos os membros por ( L  E / 2) / L deriva o seguinte:
WE 
na qual os termos
L2  4H 2
4H
m 
m
( L  E / 2) H
LE/2
(24)
(25)
m e m  não são constantes, mas dependem de H e L, precisamente:
m  m ( H , L)
m  m ( H )
(26)
a força limite da barreira, ou aquela que provoca rotura localizada, é fornecida pelo mínimo valor da equação
(25) que varia com H e L (teorema cinemático);
Fu  min WE   min
H ,L
L2  4 H 2
4H
 m ( H , L) 
m ( H )
( L  E / 2) H
LE/2
(27)
onde
1 R
 m dR
R 0
1 H
m  0 m dH
L
m 
(28)
Fig. 12
que, por especificação, requer de volta em volta a referência à condição que se realiza na barreira em estudo.
No sentido mais geral num elemento estrutural a armadura é composta por um varão longitudinal de secção
Asa com espaçamento a, e com estribos de secção Asb com espaçamento b (fig. 12). Na hipótese de haver
uma linha de plastificação vertical, (linha AS da fig. 9) pode-se calcular o momento último distribuído. Num
elemento de largura a, se a distribuição das tensões no betão é rectangular com altura igual a 0.8x, (x é a
distancia do eixo neutro a extremidade mais comprimida) e indicando com:
 cd a tensão última de projecto e
 yd a tensão do aço,
por equilíbrio de translação resulta:
0,8 x  a   cd   yd  Asa
(29)
Fig. 13
isto é
x
1  cd Asa


0,8  yd a
(30)
e ainda do equilíbrio de rotação:
ma  a   yd  Asa (h  0,4 x)
(31)
Fig. 14
de forma que:
ma   yd
Asa
a
 A 

 h  yd sa 
2 cd a 

(32)
que define o momento último para a linha de plastificação vertical.
Para definir o momento último distribuído no caso em que a linha de plastificação é inclinada, indicando com 
o ângulo que a linha AC da fig. 9 forma com a horizontal, analisa-se um elemento com largura C.
O número de varões de armadura longitudinal na e de armadura transversal nb, para a largura C, é
respectivamente:
na 
Csen
a
nb 
Csen
b
(33)
Para o estado último os varões de armadura chegam ao limite de elasticidade e dão lugar a duas acções F sa e
Fsb, ortogonais entre si (fig. 14), de valor:
Csen
  yd  Asa  na
a
Csen
 Asb
  yd  Asb  nb
b
Fsa   yd  Asa
Fsb   yd
(34)
A componente normal à secção em análise da força nos varões de aço é igual a:
Fs  Fsa sen  Fsb cos 
(35)
A
A

Fs   yd  sa sen 2  sb cos 2  c
b
 a

(36)
Asc Asa
A

sen 2  sb cos 2 
c
a
b
(37)
da equação (34)
resultando:
a equação (36) pode-se escrever:
Fs   yd  Asc
(38)
na qual figura o valor teórico Asc (deduzida do valor real Asa-Asb), virtualmente ortogonal e à linha de fractura
inclinada:
mc   yd
Asc
c
 A 

 h  yd sc 
2 cd c 

(39)
que é a expressão do momento último distribuído segundo a linha de plastificação AC; valor que depende do
ângulo incipiente de fractura . As duas relações (28) podem-se explicitar em função das dimensões
geométricas H e L tendo em conta que:
4H 2
sen   2
L  4H 2
2
;
L2
cos  2
L  4H 2
2
(40)
de forma que a expressão de m e m, substituindo na (25) obtém-se a determinação da carga última que a
barreira é capaz de conter no instante de colapso.
5 - LIGAÇÕES ENTRE AS BARREIRAS
De um modo geral a resistência das ligações entre as barreiras (pré-fabricadas) é menor que a resistência
das próprias barreiras. No entanto, a resistência das barreiras é controlada pela capacidade resistente das
suas ligações. Deste modo, tentou-se estimar as performances estruturais das barreiras pré-fabricadas tendo
por base a capacidade resistente das suas ligações. Para isso, definiu-se cinco níveis diferentes de
performances estruturais, baseados na energia associada à velocidade transversal do veículo – índice de
severidade (Is). Através da elaboração de alguns testes, é possível, calcular o valor do Is (índice de
severidade) para cada teste e analisar as propriedades das diferentes ligações que foram usadas entre as
barreiras. O resultado destes testes, depois de analisados, faz com que seja possível estimar a capacidade
resistente das ligações necessárias para atingir cada um dos diferentes níveis de performance estrutural.
Os cincos níveis estruturais de serviço das barreiras pré-fabricadas são apresentados na tabela I, sendo
dependentes da massa do veículo, da velocidade, e do ângulo de impacto que a barreira é capaz de suportar.
Is 
1  w
 Vi  sen 2
2  g 
(41)
Tabela I – Níveis de serviço
Características de colisão
PCB
Níveis de serviço
Peso
(KN)
20,0 ou
15,6
20,0
20,0
89,0
178,0
A
1
2A
2B
3
Velocidade
(Km/h)
Ângulo
(graus)
Is
(KN.m)
72,4 ou 96,5
15
27,5
96,5
96,5
96,5
96,5
15
25
15
15
49,3
131,4
217,5
435,0
Têm sido realizados muitos testes à escala real, conduzidos por organizações de investigação independentes.
A capacidade resistente das barreiras pré-fabricadas é controlada em larga escala pela resistência das
ligações. As mais importantes propriedades estruturais das ligações são a resistência ao corte, a flexão e a
torção. Através de estudos, foi possível estabelecer uma relação entre as propriedades resistentes das
ligações necessárias para resistir aos valores do índice de severidade de cada um dos níveis de serviço
(tabela II).
Tabela II – Níveis de serviço estruturais PCB
PCB
Níveis
de
serviço
A
1
2A
2B
3
Is
(KN.m)
Resistência
ao corte
(KN)
Resistência
à torção
(KN.m)
Resistência
à flexão
(KN.m)
27,5
49,3
131,4
217,5
434,9
133,5
178,0
267,0
333,8
667,5
13,5
20,3
54,0
108,0
216,0
0,0
13,5
67,5
175,5
351,0
6 - ARMADURAS UTILIZADAS NAS BARREIRAS
O uso e a quantidade de armadura utilizada no reforço das barreiras New Jersey são variáveis. Num estudo
elaborado pela Southwest Research Institute (SwRI), metade do universo inquirido não utilizava qualquer tipo
de armadura e aqueles que a utilizavam, metade usava somente um varão longitudinal (Ø12). Na maior parte
dos acidentes, os danos que ocorrem nas barreiras são superficiais. O colapso estrutural é raro e quando
acontece envolve violentos impactos com veículos pesados. Testes efectuados à escala real concluíram que
o uso de reforço das barreiras com armadura, não provoca uma diminuição significativa nos danos, a não ser
que se utilize uma grande quantidade de armadura. Quando pretendemos aumentar a resistência das
barreiras, a solução mais eficiente, não é aumentar a quantidade de armadura, mas sim melhorar a qualidade
do betão ou aumentar a espessura da barreira. Pode acontecer, o betão constituinte da barreira partir-se
devido ao embate, saltando para a estrada, pondo em perigo os outros utilizadores da via. Para evitar esta
situação deve colocar-se sempre uma certa quantidade de armadura, o que faz com que o betão, mesmo
partido, se mantenha na barreira.
Fig. 15
Pormenores construtivos da figura 15:
 2 furos  70mm para o transporte (levantamento) da barreira;
 2 reentrâncias na base de 2.5 cm de altura para permitir o escoamento da água;
 um furo superior para eventual colocação de um poste de iluminação;
 4 furos laterais de 25x10 cm com inclinação de 0 a 4 cm para possibilitar a colocação de reflectores.
AGRADECIMENTOS
Ao finalizar este trabalho não se pode deixar de agradecer a todos aqueles que de alguma forma contribuíram
para a sua realização:
Ao Professor José António Fonseca Mota Freitas, pela enorme disponibilidade e simpatia que sempre
manifestou para prestar esclarecimentos e ceder a bibliografia adequada.
Ao Professor Adalberto Quelhas França, pela simpatia e disponibilidade.
A todos os colegas que de alguma forma auxiliaram os autores.
REFERÊNCIAS
[1] American Association of State Highway and Transportation Officials, Inc.;«Roadside Design Guide»;
Copyright, 1989
[2] Direzione Centrale Studi e Manutenzione; «Manuale Delle Protezioni di Sicurezza Autostrali»; Gennaio
1992,
[3] Facolta di Ingegneria; Aula Delle Laure; Piazzale V. Tecchio; «Sistema Stradali di Sicurezza.
Omologazione, Installazione e Contrilli»; Napoli 6-8, Aprile 1993.
[4] G. Camomilla / M. Malgarini; «Sistema Stradali di Sicurezza. Omologazione, Installazione e Contrilli»;
Direzione Centrale Studi e Manutenzione; Soc. Autostrade S.p.A.
[5] JAE, «Guardas de Segurança»; Direcção dos Serviços de Conservação; Divisão de Circulação e
Segurança.
[6] Ministère de l’equipement ; du longement, de l’aménagement du territoire et des transports; «Dispositifs de
Retenue des Véhicules; Conditions d’agrément et d’emploi»; 1 Introduction.
[7] Ministère de l’equipement ; du longement, de l’aménagement du territoire et des transports ; «Dispositifs de
Retenue des Véhicules; Conditions d’agrément et d’emploi»; 2 Despositifs latéraux métalliques.
[8] Ministère de l’equipement ; du longement, de l’aménagement du territoire et des transports; «Dispositifs de
Retenue des Véhicules; Conditions d’agrément et d’emploi»; 3 Despositifs latéraux en béton.
[9] Ministère de l’equipement ; du longement, de l’aménagement du territoire et des transports « Dispositifs de
Retenue des Véhicules; Conditions d’agrément et d’emploi »; 3 Despositifs frontaux.
[10] Richard M. Barker and Jay A. Puckett; «Highway Bridges».
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