comportamento estrutural e dimensionamento de ... - SET - USP
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ISSN 1809-5860<br />
COMPORTAMENTO ESTRUTURAL E<br />
DIMENSIONAMENTO DE ELEMENTOS MISTOS<br />
AÇO-CONCRETO<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva 1 & Maximiliano Malite 2<br />
Resumo<br />
Os elementos mistos aço-concreto são constituídos pela combinação <strong>de</strong> perfis <strong>de</strong> aço e<br />
concreto, visando aproveitar as vantagens <strong>de</strong> cada material, tanto em termos estruturais como<br />
construtivos. Embora o sistema misto aço-concreto seja consagrado em diversos países há<br />
algumas décadas, existe uma carência <strong>de</strong> maiores estudos sobre a viabilida<strong>de</strong> do emprego<br />
<strong>de</strong>sse sistema no Brasil. Este trabalho apresenta uma abordagem abrangente das estruturas<br />
mistas aço-concreto, com ênfase em edifícios, e dos principais elementos que compõem esse<br />
sistema: as vigas mistas, simplesmente apoiadas e contínuas, as lajes mistas e os pilares mistos.<br />
São abordados o <strong>comportamento</strong> <strong>estrutural</strong> e os procedimentos <strong>de</strong> <strong>dimensionamento</strong><br />
recomendados pelas principais normas aplicáveis, em especial o EUROCODE 4 e o AISC.<br />
Palavras-chave: estruturas mistas aço-concreto; conectores <strong>de</strong> cisalhamento; vigas mistas;<br />
lajes mistas; pilares mistos.<br />
1 INTRODUÇÃO<br />
A história da construção mista está intimamente ligada ao <strong>de</strong>senvolvimento do concreto<br />
armado e das estruturas em aço. Nas construções mistas, o concreto foi primeiramente usado, no<br />
início do século, como material <strong>de</strong> revestimento, protegendo os perfis <strong>de</strong> aço contra o fogo e a<br />
corrosão. Embora o concreto tivesse uma participação em termos estruturais, sua contribuição<br />
na resistência era ignorada nos cálculos. Lajes maciças com vigas <strong>de</strong> aço revestidas foram<br />
bastante usadas nas décadas <strong>de</strong> 40 e 50, com alguma interação permitida para esta condição. O<br />
<strong>de</strong>senvolvimento dos conectores <strong>de</strong> cisalhamento contribuiu significativamente para acelerar os<br />
avanços associados às vigas mistas. Hoje, vigas e treliças mistas com conectores <strong>de</strong><br />
cisalhamento e lajes com fôrma <strong>de</strong> aço incorporada são intensamente usadas em edifícios <strong>de</strong><br />
múltiplos pavimentos.<br />
Avanços posteriores do concreto armado <strong>de</strong>stinados aos edifícios altos <strong>de</strong>terminaram o<br />
cenário da combinação do sistema aço-concreto. Neste processo, o uso do concreto<br />
<strong>de</strong>sempenhando o papel <strong>de</strong> pare<strong>de</strong>s resistentes à força cortante (“shear walls”) ou o <strong>de</strong> pilares<br />
mistos tubulares foram reconhecidos como sendo elementos estruturais eficientes para resistir às<br />
forças <strong>de</strong>vidas ao vento, aumentando a rigi<strong>de</strong>z lateral da estrutura, quando comparados à<br />
estrutura <strong>de</strong> aço correspon<strong>de</strong>nte. O uso <strong>de</strong>sses elementos em estruturas usuais do tipo pórtico em<br />
1 Doutor em Engenharia <strong>de</strong> Estruturas - EESC-<strong>USP</strong><br />
2 Professor do Departamento <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas da EESC-<strong>USP</strong>, mamalite@sc.usp.br<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
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Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
aço ofereceu vantagens em termos <strong>de</strong> economia e <strong>de</strong> rapi<strong>de</strong>z <strong>de</strong> execução. O objetivo <strong>de</strong>sta<br />
combinação foi conciliar a rigi<strong>de</strong>z do concreto na resistência aos carregamentos laterais com o<br />
menor peso do material aço e sua capacida<strong>de</strong> <strong>de</strong> vencer vãos maiores em estruturas do tipo<br />
pórtico.<br />
No Brasil, as primeiras construções mistas restringiram-se a alguns edifícios e pequenas<br />
pontes construídas entre os anos <strong>de</strong> 1950 e 1960. MALITE (1990) ressalva que, com o aumento<br />
da produção <strong>de</strong> aço <strong>estrutural</strong> no Brasil e com a busca <strong>de</strong> novas soluções arquitetônicas e<br />
estruturais, foram construídos vários edifícios no sistema misto nos últimos anos. As estruturas<br />
mistas foram normatizadas pela primeira vez em 1986 pela NBR-8800: “Projeto e Execução <strong>de</strong><br />
Estruturas <strong>de</strong> Aço <strong>de</strong> Edifícios”, a qual aborda o <strong>dimensionamento</strong> e execução somente dos<br />
elementos mistos submetidos à flexão (vigas mistas).<br />
Comparando-se com as condições correntes do concreto armado, a construção em<br />
sistema misto aço-concreto é competitiva para estruturas <strong>de</strong> vãos médios a elevados,<br />
caracterizando-se pela rapi<strong>de</strong>z <strong>de</strong> execução e pela significativa redução do peso total da<br />
estrutura, propiciando assim fundações mais econômicas.<br />
A proteção contra o fogo é um fator que, por afetar o custo final da estrutura, influencia<br />
a escolha entre as estruturas <strong>de</strong> concreto, mistas e <strong>de</strong> aço. O preenchimento ou o revestimento <strong>de</strong><br />
perfis <strong>de</strong> aço com concreto, constituindo elementos mistos, po<strong>de</strong>m ser soluções econômicas<br />
quando é necessária a proteção contra o fogo e contra a corrosão.<br />
2 CONECTORES DE CISALHAMENTO<br />
Realizam a ligação entre o elemento <strong>de</strong> aço e a laje <strong>de</strong> concreto. Cumprem a função <strong>de</strong><br />
absorver os esforços <strong>de</strong> cisalhamento nas duas direções e <strong>de</strong> impedir o afastamento vertical<br />
entre a laje e viga <strong>de</strong> aço.<br />
Os conectores classificam-se em flexíveis e rígidos. O conceito <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z, neste caso,<br />
está relacionado com a capacida<strong>de</strong> <strong>de</strong> restrição ao escorregamento imposta pela ligação viga <strong>de</strong><br />
aço/laje <strong>de</strong> concreto. Os conectores do tipo pino com cabeça são os mais utilizados <strong>de</strong>ntre os<br />
flexíveis, na maioria dos países, <strong>de</strong>vido à facilida<strong>de</strong> <strong>de</strong> fabricação utilizando o processo <strong>de</strong><br />
soldagem semi-automático. Além disso, apresentam a mesma resistência em todas direções. A<br />
figura 1 ilustra alguns dos tipos <strong>de</strong> conectores mais utilizados.<br />
a) Pino com cabeça (STUD)<br />
d) Espiral<br />
b) Perfil "U" laminado<br />
e) Pino com gancho<br />
c) Barra com alça<br />
Figura 1- Tipos usuais <strong>de</strong> conectores<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
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FORÇA<br />
Fu<br />
Fu = força última<br />
CONECTOR FLEXÍVEL<br />
CONECTOR RÍGIDO<br />
ESCORREGAMENTO<br />
Figura 2 - Curva Força x Escorregamento para conectores <strong>de</strong> cisalhamento<br />
A característica <strong>estrutural</strong> mais importante dos conectores <strong>de</strong> cisalhamento é a relação<br />
existente entre a força F transmitida pelo conector e o escorregamento relativo s na interface<br />
aço-concreto, <strong>de</strong>terminando seu <strong>comportamento</strong> “dúctil”. O diagrama típico <strong>de</strong> F x s é ilustrado<br />
na figura 2.<br />
A flexibilida<strong>de</strong> dos conectores, portanto, garante que o colapso <strong>de</strong> uma viga mista,<br />
quando se dá a ruptura da ligação aço-concreto, seja do tipo “dúctil”.<br />
Capacida<strong>de</strong> dos conectores<br />
Com base em resultados experimentais, as normas apresentam expressões ou tabelas<br />
para a <strong>de</strong>terminação da capacida<strong>de</strong> dos principais tipos <strong>de</strong> conectores <strong>de</strong> cisalhamento.<br />
A tabela 1 contém as expressões dadas por algumas das principais normas para a<br />
obtenção da capacida<strong>de</strong> nominal dos conectores embutidos em lajes maciças.<br />
Tabela 1 - Capacida<strong>de</strong> <strong>de</strong> conectores segundo as principais normas<br />
NORMA<br />
CAPACIDADE NOMINAL<br />
Conector tipo pino com cabeça<br />
NBR 8800 (1986) qn<br />
= 0 , 5Asc<br />
fck<br />
Ec<br />
≤ Asc<br />
fu<br />
AISC-LRFD (1994)<br />
1,<br />
5<br />
CAN/CSA-S16.1 (1994) E c<br />
= 42γ<br />
c<br />
fck<br />
, com f ck ≤ 28 MPa<br />
2<br />
⎛ πd<br />
⎞<br />
2<br />
EUROCODE 4 (1992) Menor valor entre qn<br />
= 0,<br />
8 fu<br />
⎜ ⎟ e qn<br />
= 0,<br />
29αd<br />
fck<br />
Ec<br />
⎝ 4 ⎠<br />
⎛ hcs<br />
⎞ h<br />
com α = 0,<br />
2⎜<br />
+1⎟ para 3 ≤ cs<br />
h<br />
≤ 4 e α = 1,0 para cs > 4<br />
⎝ d ⎠ d d<br />
Conector tipo perfil “U” laminado<br />
NBR 8800 (1986) qn<br />
= 0 , 0365( t<br />
f<br />
+ 0,<br />
5t<br />
w<br />
) Lc<br />
fck<br />
AISC-LRFD (1994)<br />
CAN/CSA-S16.1 (1994)<br />
20 ≤ f ck ≤ 28 MPa e γ c ≥ 23 kN/m 3<br />
on<strong>de</strong><br />
q n é a capacida<strong>de</strong> nominal do conector;<br />
A sc é a área da seção transversal do conector;<br />
γ c é o peso específico do concreto (kN/m 3 );<br />
f u é a resistência à ruptura do aço do conector;<br />
d é o diâmetro do corpo do conector;<br />
h cs é a altura total do pino;<br />
t f é a espessura média da mesa do conector<br />
mm;<br />
t w é a espessura da alma do conector em mm;<br />
L c é o comprimento do perfil “U” laminado<br />
em mm.<br />
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Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
Recomendações e restrições segundo as normas<br />
As normas apresentam recomendações e restrições quanto à locação e espaçamento dos<br />
conectores. De maneira geral, po<strong>de</strong>-se dizer que são recomendações similares entre si. A figura<br />
3 ilustra as restrições das normas quanto à locação e espaçamento entre conectores do tipo pino<br />
com cabeça.<br />
e mín<br />
5d (EUROCODE 4)<br />
6d (NBR 8800, AISC-LRFD)<br />
e mín<br />
e máx<br />
e máx<br />
6tc ou 800 (EUROCODE 4)<br />
8tc (NBR 8800, AISC-LRFD)<br />
1000 (CAN/CSA-S16.1) 4d p/ as <strong>de</strong>mais<br />
tc<br />
tf<br />
25<br />
4d (NBR 8800, AISC-LRFD)<br />
2,5d p/ lajes maciças<br />
(EUROCODE 4)<br />
d 2,5t f<br />
a) Espaçamento longitudinal máximo e<br />
mínimo entre conectores<br />
b) Espaçamento transversal, recobrimento e<br />
diâmetro máximo dos conectores<br />
Figura 3 - Restrições relativas à locação e espaçamento <strong>de</strong> conectores segundo as normas<br />
3 VIGAS MISTAS<br />
3.1 Generalida<strong>de</strong>s<br />
As vigas mistas aço-concreto são constituídas pela associação das vigas <strong>de</strong> aço com a<br />
laje <strong>de</strong> concreto, e surgem como <strong>de</strong>corrência natural nos pisos <strong>de</strong> edifícios e tabuleiros <strong>de</strong><br />
pontes, havendo um somatório <strong>de</strong> vantagens estruturais nas regiões <strong>de</strong> momento positivo, em<br />
comparação com as vigas <strong>de</strong> aço isoladas, uma vez que a flambagem local da mesa e da alma<br />
(FLM e FLA), assim como a flambagem lateral com torção (FLT), são impedidas ou<br />
amenizadas. Outra vantagem da utilização <strong>de</strong> vigas mistas em sistemas <strong>de</strong> pisos é o acréscimo<br />
<strong>de</strong> resistência e <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z propiciados pela associação dos elementos <strong>de</strong> aço e <strong>de</strong> concreto, o<br />
que possibilita a redução da altura dos elementos estruturais, implicando em economia <strong>de</strong><br />
material. A principal <strong>de</strong>svantagem resi<strong>de</strong> na necessida<strong>de</strong> <strong>de</strong> provisão dos conectores <strong>de</strong><br />
cisalhamento na interface aço-concreto.<br />
Em edifícios, o perfil mais utilizado como viga <strong>de</strong> aço é do tipo “I”. As lajes <strong>de</strong><br />
concreto po<strong>de</strong>m ser moldadas in loco, com face inferior plana ou com fôrma <strong>de</strong> aço<br />
incorporada, ou ainda, po<strong>de</strong>m ser formadas <strong>de</strong> elementos pré-fabricados. Alguns dos tipos mais<br />
usuais <strong>de</strong> seções <strong>de</strong> vigas mistas são indicados na figura 4.<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
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a) Laje com face inferior plana b) Laje com fôrma <strong>de</strong> aço incorporada<br />
c) Viga <strong>de</strong> aço totalmente<br />
embutida no concreto<br />
d) Viga <strong>de</strong> aço parcialmente embutida<br />
no concreto<br />
Figura 4 - Alguns tipos mais usuais <strong>de</strong> vigas mistas. MALITE (1990)<br />
As vigas mistas po<strong>de</strong>m ser simplesmente apoiadas, o que é mais usual, ou po<strong>de</strong>m ser<br />
contínuas. As simplesmente apoiadas apresentam maior eficiência do sistema misto, pois a viga<br />
<strong>de</strong> aço trabalha predominantemente à tração e a laje <strong>de</strong> concreto à compressão. As vigas<br />
contínuas, <strong>de</strong>vido à presença <strong>de</strong> momentos fletores negativos, apresentam um <strong>comportamento</strong><br />
<strong>estrutural</strong> diferente das simplesmente apoiadas. Embora os momentos fletores negativos<br />
reduzam a eficiência do sistema misto, <strong>de</strong>ve-se notar que a continuida<strong>de</strong> das vigas traz<br />
vantagens sob o ponto <strong>de</strong> vista <strong>de</strong> redução <strong>de</strong> esforços e <strong>de</strong>slocamentos e da estabilida<strong>de</strong> global<br />
da estrutura.<br />
Com relação ao método construtivo, po<strong>de</strong>-se optar pelo não escoramento da laje <strong>de</strong>vido<br />
à necessida<strong>de</strong> <strong>de</strong> velocida<strong>de</strong> <strong>de</strong> construção. Por outro lado, o escoramento da laje po<strong>de</strong> ser<br />
apropriado caso seja necessário limitar os esforços e <strong>de</strong>slocamentos verticais da viga <strong>de</strong> aço na<br />
fase construtiva.<br />
3.2 Comportamento <strong>estrutural</strong><br />
O <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas submetidas à flexão <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> da caracterização do<br />
<strong>comportamento</strong> ao nível da ligação aço-concreto. Duas situações são conhecidas nesse caso: a<br />
interação completa e a interação parcial.<br />
Na interação completa, consi<strong>de</strong>ra-se que existe uma “ligação perfeita” entre o aço e<br />
concreto. Neste caso, não há escorregamento longitudinal relativo, verificando-se a existência<br />
<strong>de</strong> uma única linha neutra, conforme a figura 5.<br />
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Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
interação nula<br />
interação total<br />
interação parcial<br />
<strong>de</strong>formada<br />
P<br />
P<br />
P<br />
corte na<br />
ligação<br />
q = 0<br />
_<br />
+<br />
_<br />
+<br />
<strong>de</strong>formações<br />
a meio vão<br />
concreto<br />
aço<br />
Figura 5 - Interação aço-concreto no <strong>comportamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas<br />
Quando ocorre escorregamento relativo ao nível da ligação aço-concreto, há uma<br />
<strong>de</strong>scontinuida<strong>de</strong> no diagrama <strong>de</strong> <strong>de</strong>formações, caracterizando a interação parcial. Em<br />
conseqüência disso, a seção transversal da viga apresenta duas linhas neutras. O efeito do<br />
escorregamento afeta a distribuição <strong>de</strong> tensões na seção, a distribuição do fluxo <strong>de</strong> cisalhamento<br />
longitudinal na conexão e, consequentemente, a <strong>de</strong>formabilida<strong>de</strong> das vigas. Esta última é<br />
relevante em verificações no regime <strong>de</strong> utilização da estrutura.<br />
A ligação entre o aço e o concreto é dimensionada em função do diagrama <strong>de</strong> esforços<br />
cortantes longitudinais por unida<strong>de</strong> <strong>de</strong> comprimento q , conhecido como fluxo <strong>de</strong> cisalhamento<br />
longitudinal.<br />
No caso <strong>de</strong> interação completa, a resultante do diagrama do fluxo <strong>de</strong> cisalhamento<br />
longitudinal, aqui representada por V h , é dada em função da máxima força cortante que se po<strong>de</strong><br />
transmitir através da ligação, sendo esta limitada pelas resultantes máximas <strong>de</strong> tração e <strong>de</strong><br />
compressão que po<strong>de</strong>m atuar na viga <strong>de</strong> aço e na laje <strong>de</strong> concreto, respectivamente. V h assume,<br />
portanto, o menor <strong>de</strong>sses valores. O número <strong>de</strong> conectores, no caso <strong>de</strong> interação completa, <strong>de</strong>ve<br />
então ser <strong>de</strong>terminado para a resistir à resultante V h .<br />
O método construtivo também influencia o <strong>dimensionamento</strong>. No caso <strong>de</strong> construção<br />
não escorada, a viga <strong>de</strong> aço isolada <strong>de</strong>ve ser capaz <strong>de</strong> resistir às solicitações provenientes do<br />
peso próprio da estrutura e das sobrecargas <strong>de</strong> construção. As verificações <strong>de</strong> flechas e da<br />
estabilida<strong>de</strong> lateral po<strong>de</strong>m ser <strong>de</strong>terminantes, neste caso.<br />
O <strong>comportamento</strong> <strong>estrutural</strong> <strong>de</strong> uma viga mista <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> também da existência ou não<br />
<strong>de</strong> momentos fletores negativos, <strong>de</strong>corrente das condições <strong>de</strong> vinculação <strong>de</strong>ssa viga.<br />
3.2.1 Vigas submetidas apenas a momentos fletores positivos<br />
As vigas mistas simplesmente apoiadas enquadram-se como elementos estruturais<br />
submetidos exclusivamente por momentos fletores positivos. Nessas vigas, a laje <strong>de</strong> concreto<br />
encontra-se predominantemente comprimida e o perfil <strong>de</strong> aço, tracionado.<br />
A estabilida<strong>de</strong> local da mesa superior, caso esteja comprimida, é garantida pela ligação<br />
<strong>de</strong>sta com a laje <strong>de</strong> concreto, através <strong>de</strong> conectores. A estabilida<strong>de</strong> lateral também é garantida,<br />
<strong>de</strong>vido a presença da laje <strong>de</strong> concreto, que é tida como <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z infinita no seu plano. Em<br />
geral, a flambagem local da alma não é <strong>de</strong>terminante em vigas <strong>de</strong> edifícios, on<strong>de</strong> as relações<br />
h w /t w são relativamente pequenas. Além disso, <strong>de</strong>vido às dimensões usuais <strong>de</strong> lajes em edifícios,<br />
em que a área <strong>de</strong> concreto assume valores consi<strong>de</strong>ráveis, a posição da linha neutra na viga <strong>de</strong><br />
aço não possibilita gran<strong>de</strong>s zonas comprimidas na alma.<br />
Nas vigas simplesmente apoiadas, os momentos fletores e as forças cortantes são<br />
estaticamente <strong>de</strong>terminados, e não são influenciados pela fissuração, fluência e retração do<br />
concreto.<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
57<br />
3.2.2 Vigas submetidas a momentos fletores negativos<br />
Nas vigas mistas contínuas, além <strong>de</strong> serem submetidas a momentos fletores positivos<br />
nos trechos intermediários dos tramos, encontram-se submetidas a momentos fletores negativos<br />
nas regiões dos apoios. A continuida<strong>de</strong> po<strong>de</strong> traz vantagens, principalmente em relação ao<br />
ganho <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z global da estrutura, favorecido pelas conexões viga/coluna.<br />
Por outro lado, a existência <strong>de</strong> regiões <strong>de</strong> momentos negativos causam uma perda na<br />
eficiência do sistema misto, pois além <strong>de</strong> diminuírem a resistência à flexão provocada pela<br />
fissuração do concreto tracionado, sujeitam a zona comprimida à flambagem local ou à<br />
instabilida<strong>de</strong> por distorção da viga <strong>de</strong> aço. Além disso, os procedimentos <strong>de</strong> cálculo são mais<br />
complexos quando comparados com o caso <strong>de</strong> vigas simplesmente apoiadas.<br />
Existe uma diferença significativa na rigi<strong>de</strong>z à flexão <strong>de</strong> uma viga mista completamente<br />
fissurada e outra sem fissuração, o que leva a incertezas quanto à distribuição <strong>de</strong> momentos<br />
fletores ao longo da viga.<br />
Os três principais fatores que influenciam a resistência ao momento fletor negativo <strong>de</strong><br />
uma viga mista são:<br />
a) Taxa <strong>de</strong> armadura longitudinal existente na laje: A altura da zona comprimida da alma é<br />
controlada pela força resistente da armadura da laje. A flambagem local da alma e as tensões <strong>de</strong><br />
compressão na mesa da viga <strong>de</strong> aço, por sua vez, limitam a taxa da armadura longitudinal da<br />
laje.<br />
b) Instabilida<strong>de</strong> associada à distorção da seção: Uma consi<strong>de</strong>rável restrição lateral e ao giro é<br />
oferecida pela laje <strong>de</strong> concreto à mesa tracionada da viga <strong>de</strong> aço. A resistência a este tipo <strong>de</strong><br />
instabilida<strong>de</strong> <strong>de</strong>pen<strong>de</strong>, portanto, da altura da alma capaz <strong>de</strong> transmitir a restrição até a mesa<br />
comprimida instável.<br />
c) Flambagem local da alma e da mesa na zona comprimida: O momento resistente é reduzido<br />
quando a seção é suficientemente esbelta a fim <strong>de</strong> permitir que a flambagem local se <strong>de</strong>senvolva<br />
para níveis <strong>de</strong> carregamentos abaixo dos que provocariam flambagem por distorção.<br />
3.3 Largura efetiva<br />
O conceito <strong>de</strong> largura efetiva permite levar em consi<strong>de</strong>ração o efeito “shear lag”<br />
relacionado com a distribuição <strong>de</strong> tensões axiais na largura da laje. A teoria elementar da flexão<br />
em vigas supõe que as tensões axiais não variam ao longo da mesa <strong>de</strong> uma viga. Entretanto,<br />
sabe-se que, quando a largura é muito gran<strong>de</strong>, a partir <strong>de</strong> uma certa distância do eixo da alma da<br />
viga, trechos da mesa não trabalham inteiramente ao momento fletor, conforme ilustra a figura<br />
6. Portanto, a viga é menos rígida que o indicado pela teoria elementar da flexão. No entanto, é<br />
usual substituir a largura real das mesas por uma largura reduzida, <strong>de</strong> modo que a referida teoria<br />
elementar da flexão, aplicada nesta viga <strong>de</strong> seção transversal transformada, forneça o valor<br />
correto da máxima tensão <strong>de</strong> flexão. Esta largura reduzida da mesa é <strong>de</strong>nominada largura<br />
efetiva. O cálculo exato da largura efetiva no regime elástico <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> <strong>de</strong> uma série <strong>de</strong> fatores,<br />
tais como das condições <strong>de</strong> apoio, da distribuição <strong>de</strong> momentos, da proporção existente entre a<br />
espessura da laje e a altura da viga, e da armadura longitudinal colocada na laje <strong>de</strong> concreto.<br />
O cálculo da largura efetiva, o qual encontra base na teoria da elasticida<strong>de</strong>, torna-se<br />
muito trabalhoso, visto que é necessário avaliar não somente os fatores citados, como também<br />
resolver as equações que regem o fenômeno, o que inviabiliza seu cálculo em nível <strong>de</strong> projeto.<br />
Por esse motivo, o efeito “shear lag” é levado em consi<strong>de</strong>ração pelas normas através <strong>de</strong><br />
recomendações práticas para a <strong>de</strong>terminação do valor da largura efetiva.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
58<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
σ<br />
σmáx<br />
b<br />
B<br />
Figura 6 - distribuição das tensões longitudinais na laje consi<strong>de</strong>rando o efeito “shear<br />
lag”<br />
A tabela 2 contém as expressões apresentadas pelas normas para a <strong>de</strong>terminação da<br />
largura efetiva. Essa tabela é valida tanto para as vigas mistas simplesmente apoiadas quanto<br />
para as contínuas, com exceção do EUROCODE 4, que apresenta expressões diferenciadas para<br />
a obtenção da largura efetiva em vigas mistas contínuas, indicadas na tabela 3.<br />
Na tabela 3, L o correspon<strong>de</strong> à distância entre seções <strong>de</strong> momento nulo. Os valores <strong>de</strong> L o<br />
po<strong>de</strong>m ser obtidos a partir da figura 8, on<strong>de</strong> os valores anotados na parte superior da viga<br />
aplicam-se aos apoios e os anotados na parte inferior, aplicam-se à meta<strong>de</strong> do vão.<br />
Tabela 2 - largura efetiva segundo as normas<br />
NORMA<br />
LARGURA EFETIVA<br />
Quando a laje se esten<strong>de</strong> para ambos os lados da viga<br />
NBR 8800 (1986) Menor valor entre:<br />
0 ,25L ; 16t c<br />
+ b<br />
f 2<br />
; b<br />
f 2<br />
+ 0,<br />
5( eLi<br />
+ eLj<br />
)<br />
AISC-LRFD (1994) Menor valor entre:<br />
CAN/CSA-S16.1 (1994) 0 ,25L ; 0 , 5( e vi<br />
+ e vj<br />
)<br />
EUROCODE 4 (1992)*<br />
Quando a laje se esten<strong>de</strong> apenas para um dos lados da viga<br />
NBR 8800 (1986) Menor valor entre:<br />
b f 1<br />
+ L / 12 ; b + f 1<br />
6t<br />
; c<br />
b + f 1<br />
0,<br />
5eLi<br />
AISC-LRFD (1994) Menor valor entre:<br />
0, 5b<br />
f 1<br />
+ L / 8 ; 0, 5b<br />
+ f 1<br />
0,<br />
5evi<br />
CAN/CSA-S16.1 (1994) Menor valor entre:<br />
b f 1<br />
+ L / 10 ; b + f 1<br />
0,<br />
5eLi<br />
EUROCODE 4 (1992)* Menor valor entre:<br />
L / 8 ; 0 ,5e<br />
vi<br />
* Apenas para vigas simplesmente apoiadas<br />
Tabela 3 - largura efetiva <strong>de</strong> vigas mistas contínuas – Euroco<strong>de</strong> 4<br />
LARGURA EFETIVA<br />
• Quando a laje se esten<strong>de</strong> para ambos os lados da viga<br />
Menor valor entre: 0 ,25Lo<br />
e 0 , 5( e vi<br />
+ e vj<br />
)<br />
• Quando a laje se esten<strong>de</strong> apenas para um dos lados da viga<br />
Menor valor entre: L o<br />
/ 8 e 0 ,5e<br />
vi<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
59<br />
t c<br />
b f1<br />
b f2<br />
e<br />
e vi<br />
Li<br />
eLj<br />
e vj<br />
Figura 7 - Dimensões utilizadas pelas normas para obtenção da largura efetiva<br />
L0<br />
0,25(L1+L2)<br />
0,25(L 2 +L 3 )<br />
1,5L L +0,5L<br />
4 4 3<br />
L0<br />
0,8L 1<br />
0,7L 2<br />
0,8L 3 -0,3L<br />
0,7L<br />
4 3<br />
L1<br />
L2<br />
L<br />
L<br />
3 4<br />
Figura 8 - Valores <strong>de</strong> L o para vigas contínuas segundo o EUROCODE 4<br />
3.4 Efeito da fluência e da retração do concreto<br />
A fluência é usualmente associada com a redução do módulo <strong>de</strong> elasticida<strong>de</strong> do<br />
concreto em função do tempo. Como conseqüência, ocorre o aumento progressivo do<br />
coeficiente <strong>de</strong> homogeneização, ou seja, a relação entre o módulo <strong>de</strong> elasticida<strong>de</strong> do aço e do<br />
concreto.<br />
Com relação à retração, a <strong>de</strong>formação resultante da redução do volume <strong>de</strong> concreto<br />
provoca <strong>de</strong>formações adicionais no elemento misto.<br />
Assim, os efeitos da retração e fluência po<strong>de</strong>m conduzir a <strong>de</strong>formações por<br />
carregamentos <strong>de</strong> longa-duração significativamente maiores que a sua <strong>de</strong>formação instantânea.<br />
O EUROCODE 4 e a norma britânica BS 5950 recomendam a verificação dos efeitos <strong>de</strong><br />
retração quando a relação vão/altura da viga mista for superior a 20 e quando a <strong>de</strong>formação por<br />
retração livre assumir valores maiores que 400x10 -6 .<br />
A norma cana<strong>de</strong>nse CAN/CSA–S16.1 (1994) consi<strong>de</strong>ra o efeito da fluência através <strong>de</strong><br />
uma redução do momento <strong>de</strong> inércia efetivo da viga mista. Esta norma também apresenta uma<br />
expressão para a consi<strong>de</strong>ração dos efeitos da retração no <strong>de</strong>slocamento vertical <strong>de</strong> vigas mistas<br />
simplesmente apoiadas, através da adoção <strong>de</strong> um valor para a <strong>de</strong>formação por retração livre.<br />
3.5 Dimensionamento segundo as principais normas<br />
O <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> uma viga mista <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> <strong>de</strong> uma série <strong>de</strong> parâmetros, <strong>de</strong>ntre os<br />
quais alguns são estabelecidos segundo a necessida<strong>de</strong> e a conveniência do projeto. Entre os<br />
parâmetros que <strong>de</strong>vem ser estabelecidos, além das dimensões dos elementos que compõe a<br />
seção transversal, estão o tipo <strong>de</strong> interação aço-concreto e o método construtivo a ser<br />
empregado.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
60<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
Neste item serão <strong>de</strong>scritos os procedimentos <strong>de</strong> cálculo <strong>de</strong> algumas das principais<br />
normas que abordam o <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas<br />
3.5.1 Região <strong>de</strong> momentos positivos<br />
Momento fletor resistente<br />
A <strong>de</strong>terminação do momento fletor resistente <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> da classe à qual pertence a seção.<br />
A classe, neste caso, é referente à relação largura/espessura da alma. Para seções pertencentes às<br />
classes 1 e 2, as normas permitem que se calcule o momento resistente da viga mista admitindose<br />
a plastificação total da seção. Para seções pertencentes às classes 3 e 4, que correspon<strong>de</strong>m a<br />
seções mais esbeltas que as seções da classe 1 e 2, o momento resistente <strong>de</strong>ve ser calculado por<br />
meio <strong>de</strong> uma distribuição elástica <strong>de</strong> tensões, utilizando-se as proprieda<strong>de</strong>s da seção mista<br />
homogeneizada. Como exceção, vale salientar que a NBR 8800 não aceita a utilização <strong>de</strong> seções<br />
da classe 4, cuja alma po<strong>de</strong> sofrer flambagem local no regime elástico.<br />
As figuras 9 e 10 ilustram o diagrama típico <strong>de</strong> tensões na seção transversal adotado<br />
pelas normas para o cálculo do momento fletor resistente, tanto no caso <strong>de</strong> interação completa<br />
quanto no caso <strong>de</strong> interação parcial, admitindo-se a plastificação total (seções da classe 1 e 2).<br />
Por equilíbrio <strong>de</strong> forças, utilizando o diagrama <strong>de</strong> tensões, obtém-se as expressões para<br />
a <strong>de</strong>terminação do momento fletor resistente <strong>de</strong> cálculo, <strong>de</strong>vendo-se aplicar os coeficientes <strong>de</strong><br />
minoração <strong>de</strong> resistência dos materiais aço, concreto e conector <strong>de</strong> cisalhamento.<br />
Em seções on<strong>de</strong> o momento resistente é calculado admitindo-se a distribuição elástica<br />
<strong>de</strong> tensões, o momento solicitante <strong>de</strong> cálculo não <strong>de</strong>ve produzir tensões na fibra superior da laje<br />
<strong>de</strong> concreto e na fibra inferior da viga <strong>de</strong> aço superiores às tensões máximas permitidas nos<br />
respectivos materiais, segundo os coeficientes <strong>de</strong> minoração da resistência adotados por cada<br />
norma.<br />
tc<br />
b<br />
LNP<br />
0,85fck 0,85fck 0,85fck<br />
- -<br />
-<br />
Rc<br />
Rc<br />
hF<br />
LNP<br />
-<br />
fy<br />
LNP<br />
-<br />
Rf<br />
d<br />
CG<br />
Ra<br />
+<br />
+<br />
+<br />
fy<br />
M<br />
tw<br />
tf<br />
bf<br />
fy<br />
fy<br />
fy<br />
a)<br />
Seção<br />
Transversal<br />
b) c)<br />
L.N.P na<br />
laje<br />
L.N.P na<br />
mesa superior<br />
d)<br />
L.N.P na<br />
alma<br />
Figura 9 - Distribuição <strong>de</strong> tensões em vigas mistas sob momento positivo – Interação completa<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
61<br />
tc<br />
b<br />
0,85fck<br />
L.N.P. -<br />
0,85fck<br />
L.N.P. -<br />
hF<br />
d<br />
CG<br />
tw<br />
L.N.P.<br />
+<br />
-<br />
fy<br />
L.N.P.<br />
+<br />
-<br />
fy<br />
M<br />
tf<br />
bf<br />
fy<br />
0<br />
fy<br />
0<br />
a)<br />
Seção<br />
Transversal<br />
b)<br />
L.N.P. na<br />
mesa superior<br />
c)<br />
L.N.P. na<br />
alma<br />
Figura 10 - Distribuição <strong>de</strong> tensões em vigas mistas sob momento positivo – Interação parcial<br />
No caso <strong>de</strong> interação parcial, para levar em consi<strong>de</strong>ração o efeito <strong>de</strong> escorregamento, as<br />
normas brasileira, americana e a cana<strong>de</strong>nse recomendam a substituição do módulo <strong>de</strong> resistência<br />
elástico da seção homogeneizada por um módulo <strong>de</strong> resistência elástico reduzido (ou efetivo),<br />
que <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> do grau <strong>de</strong> conexão.<br />
Com relação à fase construtiva, no caso <strong>de</strong> construção não escorada, além das<br />
verificações <strong>de</strong> resistência como viga mista, <strong>de</strong>ve-se fazer verificações adicionais da viga <strong>de</strong> aço<br />
isolada.<br />
Deslocamentos<br />
Os <strong>de</strong>slocamentos verticais são calculados pelo processo elástico, <strong>de</strong>vendo-se incluir, ao<br />
<strong>de</strong>terminar as proprieda<strong>de</strong>s da seção homogeneizada, o efeito da fluência do concreto,<br />
reduzindo-se o módulo <strong>de</strong> elasticida<strong>de</strong> do concreto.<br />
No caso <strong>de</strong> interação parcial, o efeito <strong>de</strong> escorregamento provoca um acréscimo nos<br />
<strong>de</strong>slocamentos verticais. Esse acréscimo, em geral, é consi<strong>de</strong>rado pelas normas.<br />
As normas brasileira, americana e cana<strong>de</strong>nse recomendam, na <strong>de</strong>terminação dos<br />
<strong>de</strong>slocamentos verticais, a substituição do momento <strong>de</strong> inércia da seção homogeneizada por um<br />
momento <strong>de</strong> inércia reduzido, que é função do grau <strong>de</strong> conexão.<br />
Com respeito à fase construtiva, no caso <strong>de</strong> construção não escorada, os <strong>de</strong>slocamentos<br />
<strong>de</strong>vem ser obtidos consi<strong>de</strong>rando-se a superposição <strong>de</strong> dois casos: o carregamento atuante na<br />
viga <strong>de</strong> aço antes da cura do concreto e o carregamento atuante após a cura do concreto,<br />
consi<strong>de</strong>rando-se agora a seção mista.<br />
3.5.2 Região <strong>de</strong> momentos negativos<br />
Conforme já mencionado, o <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas submetidas a momentos<br />
fletores negativos torna-se mais complexo que o <strong>de</strong> vigas submetidas apenas à momentos<br />
positivos, <strong>de</strong>vido aos efeitos <strong>de</strong> fissuração do concreto e das instabilida<strong>de</strong>s associadas ao perfil<br />
<strong>de</strong> aço, verificados na região dos apoios.<br />
As normas diferem quanto aos procedimentos <strong>de</strong> cálculo sobre as vigas mistas<br />
contínuas, verificando-se que existe carência <strong>de</strong> uma abordagem mais completa sobre o assunto.<br />
A norma brasileira, por exemplo, especifica que a resistência <strong>de</strong> vigas mistas sob<br />
momentos negativos seja admitida igual a da viga <strong>de</strong> aço isolada, não permitindo que se<br />
consi<strong>de</strong>re a contribuição da armadura longitudinal contida na largura efetiva da laje.<br />
Obviamente, isso acarreta em um <strong>dimensionamento</strong> bastante conservador. Semelhante à norma<br />
americana e à cana<strong>de</strong>nse, a NBR 8800 não aborda outros aspectos relevantes no<br />
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62<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
<strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas contínuas. Como exceção cita-se o EUROCODE 4, que<br />
fornece um tratamento mais completo ao <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas contínuas.<br />
EUROCODE 4 (1992): Parte 1-1<br />
Esta norma aborda os principais aspectos do <strong>comportamento</strong> <strong>estrutural</strong> das vigas mistas<br />
submetidas a momentos negativos, tais como a instabilida<strong>de</strong> da mesa inferior (efeito<br />
distorcional), o efeito da cortante no momento resistente da seção mista e a redistribuição <strong>de</strong><br />
momentos fletores <strong>de</strong>vido à fissuração do concreto.<br />
Obtenção <strong>de</strong> esforços em vigas mistas contínuas<br />
A perda <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z à flexão, causada pela fissuração do concreto em regiões <strong>de</strong><br />
momento negativo, influencia a distribuição <strong>de</strong> momentos ao longo <strong>de</strong> vigas mistas contínuas.<br />
Os momentos fletores po<strong>de</strong>m ser obtidos utilizando-se dois métodos <strong>de</strong> análise: rigidoplástica<br />
e elástica. No método baseado em cálculo elástico, os esforços solicitantes na viga mista<br />
po<strong>de</strong>m ser obtidos por uma das seguintes opções (ver figura 11):<br />
a) Determina-se os momentos fletores iniciais consi<strong>de</strong>rando a rigi<strong>de</strong>z à flexão da viga igual ao<br />
valor da rigi<strong>de</strong>z referente à seção “não fissurada” (EI 1 ). Em seguida, aplica-se a<br />
redistribução <strong>de</strong> momentos, por meio <strong>de</strong> uma redução nos máximos momentos negativos<br />
dos apoios em valores que não excedam as porcentagens indicadas na tabela 4.<br />
b) Determina-se os momentos fletores iniciais consi<strong>de</strong>rando a rigi<strong>de</strong>z à flexão da viga igual ao<br />
valor da rigi<strong>de</strong>z referente à seção “fissurada” (EI 2 ). Da mesma forma indicada no item a),<br />
aplica-se a redistribuição <strong>de</strong> momentos segundo a tabela 4.<br />
Rigi<strong>de</strong>z à flexão<br />
Rigi<strong>de</strong>z à flexão<br />
EI1 EI1 EI2 EI1<br />
a) Seção "não-fissurada" b) Seção "fissurada"<br />
Figura 11 - Rigi<strong>de</strong>z à flexão ao longo <strong>de</strong> uma viga mista contínua utilizada na obtenção <strong>de</strong><br />
momentos fletores consi<strong>de</strong>rando-se a análise elástica.<br />
Vale lembrar que a redistribuição <strong>de</strong> momentos exige a respectiva alteração nos<br />
momentos fletores positivos, a fim <strong>de</strong> manter o equilíbrio estático.<br />
Tabela 4 - Limites máximos da redistribuição <strong>de</strong> momentos fletores negativos em % e em<br />
relação ao momento fletor inicial a ser reduzido.<br />
Classe da seção na região <strong>de</strong> momentos 1 2 3 4<br />
negativos<br />
Análise elástica – Seção “não-fissurada” 40 30 20 10<br />
Análise elástica – Seção “fissurada” 25 15 10 0<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
63<br />
Cálculo do Momento Resistente:<br />
No cálculo do momento resistente, consi<strong>de</strong>ra-se apenas a contribuição da viga <strong>de</strong> aço e<br />
da armadura longitudinal da laje contida na largura efetiva, <strong>de</strong>sprezando-se o concreto<br />
submetido tanto à tração quanto à compressão.<br />
O momento fletor resistente <strong>de</strong> cálculo, admitindo a plastificação total, é obtido por<br />
equilíbrio utilizando o diagrama <strong>de</strong> tensões indicado na figura 12, válida somente para seções<br />
pertencentes às classes 1 ou 2. Para as classes 3 e 4, admite-se somente a distribuição elástica <strong>de</strong><br />
tensões.<br />
A classe da seção transversal exerce gran<strong>de</strong> influência na resistência à flexão da viga. A<br />
classe da seção, que geralmente é <strong>de</strong>terminada pela alma, <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> não somente da relação<br />
largura/espessura como também da distribuição <strong>de</strong> tensões ao longo da alma, conforme ilustra a<br />
figura 13.<br />
O valor <strong>de</strong> α indica a relação entre a altura da zona comprimida e a altura da alma.<br />
Com a presença da armadura, o valor <strong>de</strong> α assume valores maiores que 0,5. Valores crescentes<br />
<strong>de</strong> α conduzem a seções <strong>de</strong> classes mais críticas.<br />
Deve-se lembrar que, em seções <strong>de</strong> classes mais críticas, permite-se menor<br />
redistribuição <strong>de</strong> momentos, resultando em momentos negativos solicitantes maiores.<br />
b<br />
Rs<br />
fsy/γs<br />
fsy/γs<br />
h s<br />
fy/γa<br />
fy/γa +<br />
M pl,Rd<br />
d<br />
CG<br />
-<br />
-<br />
tw<br />
t f<br />
b f<br />
0 fy/γa 0<br />
fy/γa<br />
a)<br />
Seção<br />
Transversal<br />
b)<br />
L.N.P na<br />
mesa superior<br />
c)<br />
L.N.P na<br />
alma<br />
Figura 12 - Distribuição plástica <strong>de</strong> tensões em vigas mistas sob momento negativo<br />
+<br />
αh w<br />
M<br />
hw<br />
-<br />
h<br />
hw<br />
Seção Transversal<br />
Tensões na alma<br />
Figura 13 - Distribuição plástica <strong>de</strong> tensões na alma – <strong>de</strong>terminação da classe da seção<br />
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64<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
Interação Momento – Cortante<br />
Normalmente, <strong>de</strong>spreza-se a contribuição da laje <strong>de</strong> concreto na resistência à força<br />
cortante. Assume-se então que todo o esforço cortante é resistido pela alma da viga <strong>de</strong> aço.<br />
Quando a força cortante solicitante <strong>de</strong> cálculo V Sd é maior que 50% da força cortante<br />
resistente <strong>de</strong> cálculo da viga <strong>de</strong> aço V pl,Rd , admitindo plastificação total da alma, <strong>de</strong>ve-se<br />
obe<strong>de</strong>cer o seguinte critério <strong>de</strong> interação entre momento e cortante:<br />
2<br />
⎡ ⎛ ⎞ ⎤<br />
( ) ⎢ ⎜<br />
2V<br />
Sd<br />
M ⎟ ⎥<br />
Sd<br />
≤ M<br />
f ,Rd<br />
+ M<br />
pl ,Rd<br />
− M<br />
f ,Rd<br />
1−<br />
−1<br />
(1)<br />
⎢<br />
⎥<br />
⎣ ⎝Vpl<br />
,Rd ⎠ ⎦<br />
on<strong>de</strong><br />
M Sd é o momento solicitante <strong>de</strong> cálculo;<br />
M pl,Rd é o momento resistente (plastificação) da viga mista;<br />
M f,Rd é o momento resistente da viga mista, consi<strong>de</strong>rando-se apenas a contribuição das mesas.<br />
Instabilida<strong>de</strong> por distorção da seção<br />
A mesa superior da viga <strong>de</strong> aço po<strong>de</strong> ser sempre consi<strong>de</strong>rada estável lateralmente, pois<br />
está vinculada à laje <strong>de</strong> concreto por meio dos conectores. Para a mesa inferior comprimida,<br />
entretanto, <strong>de</strong>ve-se verificar a estabilida<strong>de</strong>.<br />
Nas regiões <strong>de</strong> momentos negativos po<strong>de</strong> ocorrer a instabilida<strong>de</strong> associada à distorção<br />
da seção, pois a laje <strong>de</strong> concreto não consegue evitar os <strong>de</strong>slocamentos laterais em toda a seção<br />
<strong>de</strong> aço. Neste caso, a forma da seção transversal não é mantida, diferente do caso da<br />
instabilida<strong>de</strong> lateral com torção, on<strong>de</strong> ocorrem apenas <strong>de</strong>slocamentos verticais, horizontais e<br />
rotações. A figura 14 a) e b) ilustra esses dois tipos <strong>de</strong> instabilida<strong>de</strong> lateral.<br />
nos apoios<br />
na meta<strong>de</strong> do vão<br />
a) b)<br />
c)<br />
Figura 14 - a) Flambagem lateral com torção; b) Instabilida<strong>de</strong> associada à distorção da seção<br />
transversal da viga <strong>de</strong> aço; c) Pórtico em “U” invertido<br />
Em edifícios é comum que várias vigas <strong>de</strong> aço estejam conectadas à mesma laje <strong>de</strong><br />
concreto. A tendência das mesas inferiores comprimidas <strong>de</strong> <strong>de</strong>slocar-se lateralmente provoca<br />
uma <strong>de</strong>formada em forma <strong>de</strong> um pórtico tipo “U” invertido entre duas vigas <strong>de</strong> aço adjacentes e<br />
a laje <strong>de</strong> concreto, conforme ilustra a figura 14 c).<br />
O valor do momento resistente à flambagem por distorção <strong>de</strong> uma viga não contida<br />
lateralmente é calculado conforme a tabela 5.<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
65<br />
Tabela 5 - Determinação do momento resistente à flambagem por distorção<br />
Classe Momento resistente à flambagem γ Rd = 1,0; γ a = 1,1<br />
por distorção<br />
1<br />
1 e 2<br />
χ<br />
LT<br />
=<br />
≤ 1,<br />
0<br />
⎞<br />
1<br />
⎛ γ<br />
a<br />
2<br />
M<br />
b,Rd<br />
= χ<br />
LT<br />
M<br />
pl ,Rd<br />
⎜<br />
⎟ ≤ M<br />
pl ,Rd<br />
⎛<br />
− 2<br />
2 ⎞<br />
⎝ γ<br />
Rd ⎠<br />
ϕ<br />
LT<br />
+ ⎜ϕ<br />
LT<br />
− λ LT ⎟<br />
⎝ ⎠<br />
3<br />
⎛ γ ⎞<br />
a<br />
M<br />
b,Rd<br />
= χ<br />
LT<br />
M<br />
el ,Rd<br />
⎜<br />
⎟ ≤ M<br />
el ,Rd<br />
⎡ ⎛<br />
⎤<br />
− ⎞ − 2<br />
⎝ γ<br />
Rd ⎠<br />
ϕ ⎢ ⎜ ⎟ ⎥<br />
LT<br />
= 0, 5 1+<br />
α<br />
LT<br />
λ LT − 0,<br />
2 + λ LT<br />
4<br />
⎢ ⎜ ⎟ ⎥<br />
⎣ ⎝ ⎠ ⎦<br />
M<br />
b,Rd<br />
= χ<br />
LT<br />
M<br />
el ,Rd<br />
≤ M<br />
el ,Rd<br />
α LT = 0,21 para perfis laminados<br />
α LT = 0,49 para perfis soldados.<br />
−<br />
O valor <strong>de</strong> λ LT é dado por:<br />
1 / 2<br />
− ⎛ M<br />
pl ⎞<br />
λ LT = ⎜ ⎟ para seções das classes 1 e 2 e<br />
1 / 2<br />
− ⎛ M ⎞<br />
el<br />
λ LT = ⎜ ⎟ para seções das classes 3 e 4.<br />
⎜ M ⎟<br />
⎜<br />
⎝ cr ⎠<br />
M ⎟<br />
⎝ cr ⎠<br />
on<strong>de</strong><br />
M pl,Rd é o momento resistente <strong>de</strong> cálculo da viga mista, admitido a plastificação total;<br />
M el,Rd é o momento resistente <strong>de</strong> cálculo da viga mista, com distribuição elástica <strong>de</strong> tensões;<br />
M pl é o valor do momento resistente da seção mista M pl,Rd quando γ a , γ c , γ s são iguais a 1,0;<br />
M el é o valor do momento resistente M el,Rd quando γ a , γ c , γ s são iguais a 1,0;<br />
M cr é o momento crítico elástico <strong>de</strong> flambagem por distorção.<br />
O anexo B do EUROCODE 4 apresenta um método simplificado para o cálculo <strong>de</strong> λ LT<br />
e do momento crítico M cr , com base no mo<strong>de</strong>lo <strong>de</strong> pórtico contínuo em “U”. No caso <strong>de</strong> vigas<br />
<strong>de</strong> aço com perfil tipo I duplamente simétricas, pertencentes à classe 1 ou 2, tem-se:<br />
−<br />
0,<br />
25<br />
2 3<br />
− ⎛ twh<br />
⎞⎡⎛<br />
f<br />
y ⎞ ⎛<br />
a<br />
h ⎞ ⎛ t ⎞⎤<br />
a f<br />
λ LT = 5,<br />
0⎜1<br />
+ ⎟⎢<br />
⎜ ⎟⎥<br />
4b<br />
f<br />
t<br />
⎜<br />
f ⎢ EC<br />
⎟<br />
⎜<br />
4<br />
t<br />
⎟<br />
w<br />
b<br />
⎝ ⎠<br />
f<br />
⎣⎝<br />
⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎥<br />
⎦<br />
(2)<br />
on<strong>de</strong><br />
h a é a altura da viga <strong>de</strong> aço em relação a sua linha <strong>de</strong> esqueleto;<br />
C 4 é um coeficiente que <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> da distribuição dos momentos fletores ao longo do vão. O<br />
anexo B <strong>de</strong>sta norma apresenta tabelas que fornecem os valores <strong>de</strong>ste coeficiente para várias<br />
configurações <strong>de</strong> diagramas <strong>de</strong> momentos.<br />
−<br />
LT<br />
Quando λ<br />
≤ 0,4 não é necessária a verificação da flambagem por distorção.<br />
Verificação <strong>de</strong> <strong>de</strong>slocamentos<br />
Os <strong>de</strong>slocamentos verticais <strong>de</strong> uma viga mista contínua são influenciados pela<br />
fissuração do concreto e pelo escoamento do aço da armadura nas regiões <strong>de</strong> momentos fletores<br />
negativos. Para levar em conta o efeito da fissuração, esta norma apresenta dois métodos <strong>de</strong><br />
análise. Um dos métodos é aplicável a vigas das classes 1, 2 ou 3: calcula-se o momento <strong>de</strong><br />
inércia I 1 da seção mista “não fissurada” e o momento <strong>de</strong> inércia I 2 da seção “fissurada” (ou<br />
seja, ignorando o concreto). Os momentos negativos nos apoios, obtidos pelo cálculo elástico,<br />
são multiplicados pelo fator <strong>de</strong> redução f 1 , dado por:<br />
f<br />
⎛ I<br />
⎜<br />
⎝<br />
⎞<br />
⎟<br />
⎠<br />
−0,<br />
35<br />
1<br />
1<br />
=<br />
⎜ I ⎟<br />
com 6 1 0<br />
2<br />
0, ≤ f1 ≤ ,<br />
(3)<br />
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66<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
Deve-se efetuar o correspon<strong>de</strong>nte incremento nos momentos fletores positivos dos vãos<br />
adjacentes. Este método po<strong>de</strong> ser utilizado quando a diferença entre vãos (distância entre<br />
apoios) adjacentes não for maior que 25% e os carregamentos nos tramos da viga forem iguais.<br />
Caso contrário, <strong>de</strong>ve-se utilizar o limite inferior <strong>de</strong> redução, ou seja, f 1 = 0,6.<br />
No caso <strong>de</strong> vigas não escoradas, multiplica-se o momento fletor no apoio, <strong>de</strong>terminado<br />
conforme os dois parágrafos anteriores, por um fator <strong>de</strong> redução adicional f 2 :<br />
f 2 = 0,5, caso a tensão <strong>de</strong> escoamento seja atingida antes do endurecimento da laje <strong>de</strong> concreto;<br />
f 2 = 0,7, caso a tensão <strong>de</strong> escoamento, resultante <strong>de</strong> cargas adicionais aplicadas, seja atingida<br />
<strong>de</strong>pois do endurecimento da laje <strong>de</strong> concreto.<br />
Os <strong>de</strong>slocamentos em vigas mistas contínuas são calculados em função dos momentos<br />
solicitantes já reduzidos.<br />
Fissuração do concreto:<br />
Esta norma apresenta diversos procedimentos e condições que permitem o controle da<br />
fissuração do concreto, on<strong>de</strong> <strong>de</strong>vem ser estabelecidos limites apropriados da abertura <strong>de</strong> fissura<br />
no concreto, levando-se em conta a função e natureza da estrutura.<br />
Em vigas mistas submetidas a momentos negativos, nas quais não se realize nenhum<br />
controle da abertura <strong>de</strong> fissuras do concreto, a taxa <strong>de</strong> armadura longitudinal disposta na largura<br />
efetiva da laje não <strong>de</strong>ve ser inferior a 0,4% da área efetiva da laje para construção escorada e<br />
0,2% da área efetiva da laje para construção não escorada.<br />
Quando for necessário o controle da abertura da fissura no concreto, a área mínima <strong>de</strong><br />
armadura longitudinal A s necessária na região <strong>de</strong> momentos negativos em vigas mistas é dada<br />
por:<br />
Act<br />
As<br />
= KK<br />
c<br />
f<br />
ct<br />
(4)<br />
σ<br />
st<br />
on<strong>de</strong><br />
K é um coeficiente <strong>de</strong>finido conforme o EUROCODE 2 (1992): “Projeto <strong>de</strong> estruturas <strong>de</strong><br />
concreto”. Segundo o EUROCODE 4, po<strong>de</strong>-se assumir o valor 0,8;<br />
K c é um coeficiente que leva em conta a distribuição <strong>de</strong> tensões na laje <strong>de</strong> concreto antes da<br />
fissuração. Po<strong>de</strong>-se adotar, <strong>de</strong> forma conservadora, o valor 0,9.<br />
z o é a distância entre o centro <strong>de</strong> gravida<strong>de</strong> da laje e o centro <strong>de</strong> gravida<strong>de</strong> da seção<br />
homogeneizada, <strong>de</strong>sconsi<strong>de</strong>rando-se a armadura;<br />
f ct é a resistência do concreto à tração. Adota-se como valor mínimo 3,0 MPa;<br />
A ct é a área efetiva <strong>de</strong> concreto submetida à tração;<br />
σ st é a máxima tensão permitida na armadura, a qual <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> do diâmetro máximo das barras,<br />
conforme a tabela 6:<br />
Tabela 6 - Máxima tensão nas barras da armadura em função do diâmetro em barras <strong>de</strong> alta<br />
a<strong>de</strong>rência<br />
Diâmetro máximo das 6 8 10 12 16 20 25 32<br />
barras (mm)<br />
Abertura da fissura<br />
Máxima tensão na armadura σ st (MPa)<br />
0,3 mm 450 400 360 320 280 240 200 160<br />
0,5 mm 500 500 500 450 380 340 300 260<br />
Quando a armadura necessária para resistir ao momento fletor, calculada no estado<br />
limite último, for maior que a armadura mínima <strong>de</strong> fissuração, a tensão <strong>de</strong> tração atuante na<br />
armadura σ s , obtida pelo cálculo elástico, <strong>de</strong>ve ser <strong>de</strong>terminada por:<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
67<br />
σ<br />
σ<br />
0,<br />
4 f<br />
A<br />
ctm ct<br />
s<br />
=<br />
se<br />
+<br />
(5)<br />
αAs<br />
on<strong>de</strong><br />
σ se é a tensão na armadura mais próxima da face superior da laje, calculada <strong>de</strong>sprezando-se o<br />
concreto tracionado;<br />
f ctm é a resistência média do concreto à tração;<br />
A s é a área total <strong>de</strong> armadura longitudinal contida na largura efetiva da laje;<br />
α =<br />
AI<br />
A I a a<br />
A e I são a área e o momento <strong>de</strong> inércia, respectivamente, da seção mista, <strong>de</strong>sprezando-se o<br />
concreto tracionado e a área <strong>de</strong> fôrmas <strong>de</strong> aço, caso existam;<br />
A a e I a são a área e o momento <strong>de</strong> inércia, respectivamente, da seção da viga <strong>de</strong> aço.<br />
A tabela 7 apresenta o espaçamento máximo entre as barras da armadura em função da<br />
tensão atuante nessas e em função da abertura <strong>de</strong> fissura no concreto.<br />
Tabela 7 - Espaçamento máximo, em mm, entre barras <strong>de</strong> alta a<strong>de</strong>rência<br />
Tensão na armadura σ s (MPa) ≤ 160 200 240 280 320 360 400<br />
Espaçamento<br />
máx. entre<br />
barras (mm)<br />
Abertura da fissura<br />
0,3 mm 250 200 160 110 Aplicar tabela 2<br />
0,5 mm 250 250 250 250 200 140 80<br />
Quando for aplicável a tabela 7, o controle da fissuração é dado pelo espaçamento<br />
máximo entre barras; caso contrário, o controle da fissuração é feito limitando-se o diâmetro das<br />
barras, conforme a tabela 6.<br />
4 LAJES MISTAS<br />
4.1 Generalida<strong>de</strong>s<br />
O sistema <strong>de</strong> lajes mistas consiste na utilização <strong>de</strong> uma fôrma <strong>de</strong> aço nervurada como<br />
fôrma permanente <strong>de</strong> suporte para o concreto antes da cura e das ações <strong>de</strong> construção. Após a<br />
cura do concreto, os dois materiais, a fôrma <strong>de</strong> aço e o concreto, combinam-se <strong>estrutural</strong>mente,<br />
formando o sistema misto. A fôrma <strong>de</strong> aço substitui então a armadura positiva da laje.<br />
A utilização do sistema <strong>de</strong> lajes mistas em edifícios no Brasil é recente e tem aumentado<br />
consi<strong>de</strong>ravelmente. Na Europa e nos Estados Unidos, a utilização <strong>de</strong>sse sistema em edifícios e<br />
pontes é mais comum.<br />
Os primeiros sistemas <strong>de</strong> lajes mistas surgiram no final da década <strong>de</strong> 30, apresentandose<br />
como substitutos ao sistema tradicional <strong>de</strong> lajes <strong>de</strong> concreto armado e sendo utilizados<br />
inicialmente em edifícios altos. Na Europa, o sistema <strong>de</strong> lajes mistas apareceu no final da<br />
década <strong>de</strong> 50, utilizando-se fôrmas <strong>de</strong> aço corrugadas, apoiadas em vigas <strong>de</strong> aço. A interação<br />
entre a fôrma <strong>de</strong> aço e o concreto, nessa ocasião, realizava-se unicamente por atrito.<br />
Atualmente, vários sistemas têm sido utilizados no processo <strong>de</strong> construção <strong>de</strong> fôrmas<br />
para suportar o concreto durante a fase <strong>de</strong> execução das lajes. Entre esses sistemas, o steel <strong>de</strong>ck<br />
constitui-se como um dos mais apropriados em termos <strong>de</strong> construção <strong>de</strong> lajes. Este sistema tem<br />
se transformado em tecnologia padrão nos países industrializados. É um processo largamente<br />
empregado na Europa, nos Estados Unidos e Japão, on<strong>de</strong> o seu uso <strong>de</strong>staca-se na construção <strong>de</strong><br />
shopping centers, hotéis, hospitais, edifícios resi<strong>de</strong>nciais, edifícios comerciais ou garagens.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
68<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
São diversas as funções das fôrmas <strong>de</strong> aço empregadas em lajes mistas. Além <strong>de</strong><br />
suportarem os carregamentos durante a construção e funcionarem como plataforma <strong>de</strong> trabalho,<br />
contraventam lateralmente a estrutura, <strong>de</strong>sempenhando o papel <strong>de</strong> diafragma horizontal. Além<br />
disso, pelo fato <strong>de</strong> distribuírem as <strong>de</strong>formações por retração, evitam a fissuração excessiva do<br />
concreto.<br />
Os sistemas <strong>de</strong> lajes mistas apresentam algumas vantagens. Entre elas, po<strong>de</strong>-se citar a<br />
possibilida<strong>de</strong> <strong>de</strong> dispensa do escoramento da laje e a facilida<strong>de</strong> oferecida à passagem <strong>de</strong> dutos<br />
<strong>de</strong> eletricida<strong>de</strong>, comunicações, ar condicionado e <strong>de</strong> outros sistemas. Quando apresentam<br />
mossas, propiciam uma maior resistência mecânica ao cisalhamento, entre a fôrma <strong>de</strong> aço e o<br />
concreto. Além disso, por ser mais leve que outros sistemas, po<strong>de</strong> oferecer alguma economia no<br />
custo da fundação.<br />
4.2 Aspectos construtivos<br />
O <strong>comportamento</strong> misto é alcançado após o endurecimento do concreto da laje, quando<br />
a fôrma <strong>de</strong> aço transmite as tensões cisalhantes horizontais na interface com o concreto. A<br />
figura 15 ilustra os procedimentos <strong>de</strong> algumas ligações típicas em lajes mistas, os quais<br />
conferem o <strong>comportamento</strong> misto à estrutura:<br />
• Ligações mecânicas fornecidas por saliências e reentrâncias (mossas) existentes na fôrma;<br />
• Ligações por atrito, em perfis <strong>de</strong> chapa mo<strong>de</strong>lados numa fôrma reentrante;<br />
• Ancoragem <strong>de</strong> extremida<strong>de</strong> fornecida por conectores tipo stud ou por outro tipo <strong>de</strong> ligação<br />
local, em combinação com a) e b);<br />
• Ancoragem <strong>de</strong> extremida<strong>de</strong> obtida pela <strong>de</strong>formação das nervuras na extremida<strong>de</strong> da fôrma,<br />
em combinação com b).<br />
Figura 15 - Formas típicas <strong>de</strong> ligação em lajes mistas<br />
Altura da laje e a armadura<br />
O EUROCODE 4 (1992) faz as seguintes recomendações com relação às dimensões da<br />
fôrma <strong>de</strong> aço e da laje <strong>de</strong> concreto (ver figura 16 a, b e c):<br />
a) A altura total da laje mista h <strong>de</strong>ve ser maior ou igual que 80 mm. A altura <strong>de</strong> concreto h c ,<br />
medida a partir da superfície plana superior até as nervuras da fôrma <strong>de</strong>ve ser maior ou<br />
igual a 40 mm.<br />
b) Se a laje atua como parte <strong>de</strong> uma viga mista ou é utilizada como diafragma , a altura total<br />
<strong>de</strong>ve ser maior ou igual a 90 mm e h c maior ou igual a 50 mm.<br />
c) Quando for necessária a colocação <strong>de</strong> armadura <strong>de</strong>ntro da altura h c do concreto, o<br />
espaçamento máximo das barras <strong>de</strong>ve aten<strong>de</strong>r o item 5.4.3.2.1 do EUROCODE 2 (1991):<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
69<br />
“Projeto <strong>de</strong> Estruturas <strong>de</strong> Concreto”, com base na altura total h da laje mista, exceto quando<br />
se <strong>de</strong>seja um espaçamento inferior, a fim <strong>de</strong> controlar a fissuração.<br />
b o<br />
h<br />
80 mm<br />
h c<br />
40 mm<br />
hp<br />
b b<br />
Perfil formando um ângulo agudo com a<br />
chapa base<br />
b o<br />
h<br />
h c<br />
hp<br />
40 mm<br />
b b<br />
Perfil formando um ângulo obtuso com a<br />
chapa base<br />
Figura 16 - Dimensões típicas da fôrma <strong>de</strong> aço e da laje <strong>de</strong> concreto – EUROCODE 4<br />
4.3 Dimensionamento <strong>de</strong> lajes mistas<br />
Dentre os principais fatores que influenciam a resistência das lajes mistas, po<strong>de</strong>-se<br />
<strong>de</strong>stacar:<br />
• Resistência do concreto;<br />
• Características geométricas da fôrma <strong>de</strong> aço;<br />
• Ancoragem existente entre a fôrma <strong>de</strong> aço e o concreto.<br />
Devem ser consi<strong>de</strong>rados os seguintes estados limites:<br />
Estados limites últimos:<br />
• Flexão;<br />
• Cisalhamento longitudinal;<br />
• Cisalhamento vertical;<br />
• Punção.<br />
Estados limites <strong>de</strong> utilização:<br />
• Deslizamento relativo <strong>de</strong> extremida<strong>de</strong>;<br />
• Flecha;<br />
• Fissuração excessiva no concreto.<br />
Serão apresentados neste trabalho os principais procedimentos <strong>de</strong> cálculo apresentados<br />
pelo EUROCODE 4 (1992) relativos aos estados limites últimos.<br />
Resistência ao momento fletor<br />
O valor do momento resistente <strong>de</strong> cálculo em qualquer seção é <strong>de</strong>terminado<br />
consi<strong>de</strong>rando a plastificação total da seção, limitando-se a tensão <strong>de</strong> cálculo na fôrma em f yp /γ ap ,<br />
on<strong>de</strong> f yp e γ ap são, respectivamente, a resistência ao escoamento e o coeficiente <strong>de</strong> resistência da<br />
fôrma <strong>de</strong> aço. No caso <strong>de</strong> momentos negativos, a contribuição da fôrma <strong>de</strong> aço somente <strong>de</strong>ve ser<br />
consi<strong>de</strong>rada caso haja continuida<strong>de</strong> da fôrma.<br />
O efeito <strong>de</strong> flambagem local das zonas comprimidas da fôrma <strong>de</strong> aço é levado em conta<br />
utilizando-se relações “largura/espessura” que não superem o dobro dos valores limites dados na<br />
tabela 4.2 do EUROCODE 4, para almas pertencentes à classe 1.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
70<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
O colapso por flexão po<strong>de</strong> ser crítico se houver interação completa ao cisalhamento<br />
longitudinal na interface entre a fôrma <strong>de</strong> aço e o concreto, ou seja, ausência <strong>de</strong> <strong>de</strong>slizamento<br />
relativo <strong>de</strong> extremida<strong>de</strong>.<br />
Resistência ao Cisalhamento Longitudinal<br />
O <strong>de</strong>slocamento horizontal relativo excessivo entre a fôrma <strong>de</strong> aço e o concreto<br />
caracteriza o colapso por cisalhamento horizontal. Quando ocorre <strong>de</strong>slocamento relativo entre<br />
os dois materiais, o colapso por flexão não po<strong>de</strong> ser alcançado. Neste caso, o colapso ocorre<br />
com interação parcial ao cisalhamento.<br />
O resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento horizontal po<strong>de</strong> ser <strong>de</strong>terminada pelo método<br />
empírico m-k ou pelo método da interação parcial.<br />
Pelo método m-k, a resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento longitudinal V l,Rd é obtida<br />
através da seguinte relação semi-empírica:<br />
V<br />
⎛ mA<br />
bd ⎜<br />
⎞<br />
+ k ⎟<br />
p<br />
p⎜<br />
bL ⎟<br />
s<br />
l ,Rd<br />
=<br />
⎝ ⎠<br />
(6)<br />
γ<br />
vs<br />
on<strong>de</strong><br />
m e k são constantes empíricas (em N/mm 2 ) obtidas do ensaios associados ao método m-k, cujos<br />
procedimentos encontram-se no item 10.3.1 do EUROCODE 4;<br />
b é a largura efetiva da laje, em mm;<br />
A p é a área efetiva da fôrma <strong>de</strong> aço (em mm 2 );<br />
d p é a distância do centro <strong>de</strong> gravida<strong>de</strong> da fôrma <strong>de</strong> aço à face superior da laje (em mm);<br />
L s é o vão <strong>de</strong> cisalhamento, em mm;<br />
γ vs é o coeficiente <strong>de</strong> minoração da resistência, igual a 1,25.<br />
O método m-k é consi<strong>de</strong>rado internacionalmente como método padrão na <strong>de</strong>terminação<br />
da resistência ao cisalhamento longitudinal, utilizando-se uma equação semi-empírica que<br />
relaciona a resistência nominal ao esforço cortante com os parâmetros dos testes. Esses testes<br />
baseiam-se no estudo <strong>de</strong> lajes mistas simplesmente apoiadas, com cargas concentradas distantes<br />
à 1/4 do vão da laje. O vão <strong>de</strong> cisalhamento L s , segundo o EUROCODE 4, <strong>de</strong>ve ser tomado<br />
igual a L/4. A figura 17 ilustra a geometria da laje mista do teste, bem como a disposição do<br />
carregamento aplicado e as seções críticas que caracterizam os modos <strong>de</strong> colapso.<br />
h<br />
3<br />
Ls<br />
1<br />
P<br />
L s<br />
2 2<br />
3<br />
1<br />
L<br />
a) Seções críticas da laje mista<br />
b<br />
dp<br />
Eixo do C.G. da fôrma <strong>de</strong> aço<br />
b) Seção transversal da laje mista<br />
Figura 17 - Disposição do carregamento e geometria laje mista – Método m-k<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
71<br />
Existem três modos possíveis <strong>de</strong> colapso neste método:<br />
a) Flexão: seção 1-1;<br />
b) Cisalhamento longitudinal: seção 2-2;<br />
c) Cisalhamento transversal: seção 3-3.<br />
O modo <strong>de</strong> colapso previsto num teste <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> da relação L s e da altura d p . Conforme o<br />
EUROCODE 4, os resultados <strong>de</strong>vem ser colocados em um gráfico cujas abcissas representem<br />
os valores <strong>de</strong> A p /bL s e cujas or<strong>de</strong>nadas representem os valores <strong>de</strong> V/bL s , on<strong>de</strong> V é a força<br />
cortante no vão <strong>de</strong> cisalhamento . As constantes m e k são <strong>de</strong>terminadas através <strong>de</strong> regressão<br />
linear, utilizando o método dos mínimos quadrados. A figura 18 ilustra a <strong>de</strong>finição das<br />
constantes m e k e os possíveis modos <strong>de</strong> colapso.<br />
V<br />
bd p<br />
k<br />
Flexão<br />
1<br />
m<br />
cisalhamento<br />
horizontal<br />
cisalhamento<br />
vertical<br />
A p<br />
bL s<br />
Figura 18 - Definição das constantes m e k e os possíveis modos <strong>de</strong> colapso.<br />
O método da interação parcial, que consiste em uma alternativa ao método m-k, somente<br />
<strong>de</strong>ve ser utilizado em lajes mistas com <strong>comportamento</strong> dúctil, observado a partir da curva força<br />
x escorregamento e da curva força x <strong>de</strong>slocamento do ensaio estático.<br />
A resistência ao cisalhamento longitudinal é obtida por meio do diagrama <strong>de</strong> interação<br />
parcial indicado na figura 19. Para construir o diagrama <strong>de</strong> interação parcial, é necessário variar<br />
os valores <strong>de</strong> η=N c /N cf entre 0 e 1, utilizando-se as dimensões e resistências nominais do<br />
concreto e da fôrma <strong>de</strong> aço, obtidos no ensaio.<br />
M<br />
M pRm<br />
0,85f cm<br />
Nc<br />
F/2 F/2<br />
1,0<br />
f yp<br />
Lo<br />
L s<br />
Mensaio<br />
M pRm<br />
A<br />
B<br />
M<br />
teste<br />
τ u<br />
f yp<br />
N c<br />
f yp<br />
0<br />
η<br />
C<br />
ensaio<br />
η =<br />
N<br />
c<br />
1,0<br />
N<br />
Lo Ls<br />
Figura 19 - Determinação do grau <strong>de</strong> interação parcial ao cisalhamento.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
72<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
A partir das cargas máximas aplicadas nos ensaios, obtém-se o momento fletor M ensaio<br />
na seção transversal sob o ponto <strong>de</strong> aplicação da carga na laje, <strong>de</strong>vido à ação aplicada pelo<br />
macaco, ao peso próprio da laje e ao peso das vigas que transmitem as cargas.<br />
Na sequência, o valor <strong>de</strong> η para cada ensaio é obtido facilmente através da trajetória A-<br />
B-C, conforme indica a figura 19. Uma vez conhecidos os valores <strong>de</strong> η <strong>de</strong> cada ensaio, calculase<br />
a resistência última <strong>de</strong> cisalhamento τ u para cada protótipo ensaiado, por meio da expressão:<br />
ηN<br />
cf<br />
τ<br />
u<br />
=<br />
com<br />
b( Ls<br />
+ Lo<br />
)<br />
N<br />
0,<br />
85bh<br />
f<br />
c ck<br />
cf<br />
= (7)<br />
γ<br />
c<br />
on<strong>de</strong><br />
L o é o comprimento do balanço, conforme ilustra a figura 19;<br />
h c é a altura <strong>de</strong> laje <strong>de</strong> concreto acima das nervuras.<br />
A resistência nominal ao cisalhamento τ u,Rk <strong>de</strong>ve ser tomada como o menor valor <strong>de</strong> τ u<br />
obtido nos ensaios, reduzido <strong>de</strong> 10%. A resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento, portanto, é<br />
calculada a partir <strong>de</strong> τ u,Rk , com coeficiente γ v igual a 1,25:<br />
τ<br />
u ,Rk<br />
τ<br />
u ,Rd<br />
= (8)<br />
γ<br />
v<br />
Determinada a resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento longitudinal τ u,Rd , é possível<br />
construir o diagrama <strong>de</strong> interação parcial <strong>de</strong> cálculo. Neste diagrama, o valor do momento<br />
resistente <strong>de</strong> cálculo M Rd <strong>de</strong> uma seção transversal, situada a uma distância L x do apoio mais<br />
próximo, é <strong>de</strong>finido em função <strong>de</strong> L x . A força <strong>de</strong> compressão na laje N c , em uma seção<br />
transversal qualquer, distante L x do apoio, é calculada pela expressão:<br />
N<br />
= τ<br />
(9)<br />
c<br />
bL x<br />
u ,Rd<br />
Com a resultante <strong>de</strong> compressão na laje N c , por equilíbrio, calcula-se o momento<br />
resistente <strong>de</strong> cálculo M Rd . A figura 20 ilustra o diagrama <strong>de</strong> interação parcial <strong>de</strong> cálculo.<br />
N<br />
cf<br />
O comprimento L sf , dado pela expressão Lsf<br />
= representa o comprimento mínimo<br />
bτ<br />
que <strong>de</strong>ve assumir L x para que a interação ao cisalhamento seja completa.<br />
u ,Rd<br />
M<br />
Rd<br />
0,85f /γ c ck<br />
N cf<br />
Nc<br />
= b L x τ<br />
u,Rd<br />
M p,Rd<br />
Flexão<br />
f yp /γ ap<br />
cisalhamento<br />
longitudinal<br />
τ u,Rd<br />
A<br />
N c<br />
M pa<br />
L<br />
x<br />
A<br />
0<br />
L sf<br />
=<br />
Ncf<br />
b τ u,Rd<br />
Lx<br />
Figura 20 - Diagrama <strong>de</strong> interação parcial <strong>de</strong> cálculo<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
73<br />
A partir da figura 20, observa-se que duas situações são possíveis:<br />
a) Para L x ≥ L sf , a interação ao cisalhamento é completa; portanto, o colapso ocorre por flexão;<br />
b) Para L x < L sf , a interação ao cisalhamento é parcial; portanto o colapso ocorre por<br />
cisalhamento longitudinal.<br />
No <strong>dimensionamento</strong>, o momento fletor <strong>de</strong> cálculo M sd , em qualquer seção transversal,<br />
não <strong>de</strong>ve ser superior ao momento resistente <strong>de</strong> cálculo M Rd .<br />
Resistência ao Cisalhamento Transversal<br />
O cisalhamento transversal costuma ser mais crítico em lajes cuja relação altura/vão são<br />
pequenas. Os métodos <strong>de</strong> cálculo da resistência ao cisalhamento transversal são baseados nos<br />
procedimentos utilizados na verificação do cisalhamento em vigas T <strong>de</strong> concreto armado. A<br />
resistência ao cisalhamento vertical é fornecida, principalmente, pelas nervuras <strong>de</strong> concreto.<br />
A resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento transversal V v,Rd <strong>de</strong> uma laje mista, cuja<br />
largura b é igual a distância entre centros <strong>de</strong> nervuras, <strong>de</strong>termina-se por:<br />
bo<br />
Vv ,Rd<br />
= d<br />
pτ Rdkv<br />
( 1 , 2 + 40ρ )<br />
(10)<br />
b<br />
on<strong>de</strong><br />
b o é a largura média das nervuras <strong>de</strong> concreto;<br />
τ Rd é a resistência básica ao cisalhamento, igual a 0,25f ckt /γ c ;<br />
f ckt = f ckt,0,05 , o qual correspon<strong>de</strong> a um valor característico da resistência à tração do concreto da<br />
laje, conforme o item 3.1.2 do EUROCODE 4: Parte 1-1;<br />
ρ é um coeficiente que leva em consi<strong>de</strong>ração a pequena contribuição da fôrma <strong>de</strong> aço,<br />
Ap<br />
dado por ρ = ;<br />
b d<br />
o<br />
p<br />
ρ<br />
A p é a área da fôrma <strong>de</strong> aço que se encontra sob tração, <strong>de</strong>ntro da largura b o ;<br />
K v é um coeficiente que leva em consi<strong>de</strong>ração um acréscimo na resistência <strong>de</strong>vido ao<br />
confinamento do concreto, expresso por k ( 1,<br />
6 − d ) ≥ 1 , com d p em m.<br />
Punção<br />
v<br />
=<br />
p<br />
O efeito <strong>de</strong> punção geralmente é mais crítico em lajes <strong>de</strong> pequena espessura submetidas<br />
a cargas pontuais. O colapso ocorre em um “perímetro crítico”, <strong>de</strong>finido através <strong>de</strong> um ângulo<br />
<strong>de</strong> 45°, a partir da superfície <strong>de</strong> aplicação da carga até eixo <strong>de</strong> gravida<strong>de</strong> da fôrma <strong>de</strong> aço,<br />
conforme ilustra a figura 21.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
74<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
a) b)<br />
b+ p 2h f<br />
hc<br />
hc<br />
bp<br />
hf<br />
dp<br />
Área carregada<br />
hc<br />
dp<br />
ap+ 2hf<br />
dp<br />
Perímetro crítico<br />
Figura 21 - Perímetro crítico para o cisalhamento por punção<br />
A resistência <strong>de</strong> cálculo à punção V p,Rd <strong>de</strong> uma laje mista submetida a uma área<br />
carregada <strong>de</strong> dimensões a p x b p (ver figura 21), é <strong>de</strong>terminada por:<br />
( 1 2 + )<br />
Vp ,Rd<br />
= C<br />
phcτ Rdkv<br />
, 40ρ<br />
(11)<br />
on<strong>de</strong><br />
h c , τ Rd , k v e ρ conforme já <strong>de</strong>finido anteriormente;<br />
C p é o perímetro crítico. Com base na figura 21, po<strong>de</strong>-se calcular o perímetro crítico através <strong>de</strong>:<br />
p<br />
c<br />
( 2d<br />
p<br />
+ a<br />
p<br />
− 2hc<br />
) + 2bp<br />
h<br />
f<br />
C = 2 π h + 2<br />
+ 8<br />
on<strong>de</strong><br />
b p é a dimensão da base da carga concentrada perpendicular às nervuras da fôrma <strong>de</strong> aço, em<br />
mm;<br />
a p é a dimensão da base da carga concentrada paralela às nervuras da fôrma <strong>de</strong> aço, em mm;<br />
h f é a altura da camada <strong>de</strong> revestimento do piso, em mm.<br />
5 PILARES MISTOS<br />
5.1 Introdução<br />
Os pilares mistos, <strong>de</strong> maneira geral, são constituídos por um ou mais perfis <strong>de</strong> aço,<br />
preenchidos ou revestidos <strong>de</strong> concreto.<br />
Os pilares mistos revestidos inicialmente surgiram da necessida<strong>de</strong> <strong>de</strong> proteger os perfis<br />
<strong>de</strong> aço contra a ação nociva do fogo, on<strong>de</strong> o concreto se encarregaria <strong>de</strong> fornecer tal proteção.<br />
Posteriormente, pensou-se em utilizar o concreto como material <strong>de</strong> preenchimento para<br />
perfis tubulares, surgindo assim os pilares mistos preenchidos.<br />
A combinação dos materiais aço e concreto em pilares mistos po<strong>de</strong> propiciar algumas<br />
vantagens. Além da proteção ao fogo e do aumento da resistência do pilar, essa combinação<br />
contribui para um aumento na rigi<strong>de</strong>z da estrutura aos carregamentos horizontais <strong>de</strong>vido ao<br />
vento e às solicitações <strong>de</strong>correntes <strong>de</strong> sismos. A ductilida<strong>de</strong> é outro ponto que diferencia os<br />
pilares mistos, os quais apresentam um <strong>comportamento</strong> mais “dúctil” quando comparados com<br />
os pilares <strong>de</strong> concreto armado isolados.<br />
Existem também outras vantagens, tal como a ausência <strong>de</strong> fôrmas, no caso <strong>de</strong> pilares<br />
mistos preenchidos, possibilitando a redução <strong>de</strong> custos com materiais e mão-<strong>de</strong>-obra.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
75<br />
O emprego <strong>de</strong> pilares mistos tem sido uma tendência, principalmente em edifícios <strong>de</strong><br />
andares múltiplos, em diversos países europeus, americanos e asiáticos. No Brasil, entretanto,<br />
sua utilização ainda é restrita a poucas obras.<br />
5.2 Classificação <strong>de</strong> pilares mistos<br />
Os pilares mistos são classificados em função da posição em que o concreto ocupa na<br />
seção mista. A figura 22 ilustra algumas seções típicas <strong>de</strong> pilares.<br />
Os pilares mistos revestidos caracterizam-se pelo envolvimento, por completo, do<br />
elemento <strong>estrutural</strong> em aço, conforme ilustra a figura 22 a). A presença do concreto como<br />
revestimento, além <strong>de</strong> propiciar maior resistência, impe<strong>de</strong> a flambagem local dos elementos da<br />
seção <strong>de</strong> aço, além <strong>de</strong> fornecer maior proteção ao fogo e à corrosão do pilar <strong>de</strong> aço. A principal<br />
<strong>de</strong>svantagem <strong>de</strong>sse tipo <strong>de</strong> pilar é a necessida<strong>de</strong> <strong>de</strong> utilização <strong>de</strong> fôrmas para a concretagem,<br />
tornando sua execução mais trabalhosa, quando comparada ao pilar misto preenchido.<br />
Os pilares mistos parcialmente revestidos caracterizam-se pelo não envolvimento<br />
completo da seção <strong>de</strong> aço pelo concreto, conforme ilustra a figura 22 b). O EUROCODE 4 é a<br />
primeira norma a abordar esse tipo <strong>de</strong> pilar.<br />
Os pilares mistos preenchidos são elementos estruturais formados por perfis tubulares,<br />
preenchidos com concreto <strong>de</strong> qualida<strong>de</strong> <strong>estrutural</strong>, conforme a figura 22 c) e d). A principal<br />
vantagem <strong>de</strong>sse tipo <strong>de</strong> pilar é que este dispensa fôrmas e armadura. Para os pilares preenchidos<br />
circulares, é possível ainda a consi<strong>de</strong>ração do efeito <strong>de</strong> confinamento do concreto na resistência<br />
do pilar misto.<br />
a) b)<br />
c)<br />
d)<br />
Figura 22 - Exemplos <strong>de</strong> seções típicas <strong>de</strong> pilares mistos<br />
5.3 Comportamento <strong>estrutural</strong><br />
Diversos parâmetros influenciam o <strong>comportamento</strong> conjunto dos componentes aço e<br />
concreto e, consequentemente, o <strong>comportamento</strong> do pilar misto. Entre esses parâmetros, estão o<br />
efeito do confinamento do concreto, o efeito da fluência e da retração, a a<strong>de</strong>rência, a forma da<br />
seção transversal, a esbeltez, a razão entre as áreas do perfil <strong>de</strong> aço e a área total da seção, entre<br />
outros. No entanto, alguns <strong>de</strong>sses fatores são mais significativos do que outros na avaliação da<br />
resistência final do pilar.<br />
Efeito <strong>de</strong> confinamento<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
76<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
O efeito do confinamento no <strong>comportamento</strong> <strong>de</strong> pilares mistos preenchidos é um<br />
assunto ainda pouco estudado, <strong>de</strong>vido principalmente à dificulda<strong>de</strong> <strong>de</strong> se realizar investigações<br />
experimentais que avaliem não somente a sua ocorrência, mas também a magnitu<strong>de</strong> <strong>de</strong>sse efeito<br />
em pilares <strong>de</strong> diferentes seções transversais.<br />
O efeito <strong>de</strong> confinamento ocorre quando, a partir <strong>de</strong> um certo nível <strong>de</strong> carregamento do<br />
pilar, a expansão lateral do concreto é maior que a do perfil <strong>de</strong> aço, <strong>de</strong>senvolvendo-se, assim,<br />
pressões radiais na interface aço-concreto, estando o concreto submetido a um estado triaxial <strong>de</strong><br />
tensões. O <strong>de</strong>senvolvimento <strong>de</strong>ssas pressões radiais, combinadas com a força normal <strong>de</strong><br />
compressão atuante, reduzem a resistência ao escoamento do perfil <strong>de</strong> aço, <strong>de</strong> acordo com o<br />
critério <strong>de</strong> von Mises. Por outro lado, ocorre um acréscimo <strong>de</strong> resistência à compressão do<br />
concreto quando comparado ao concreto não confinado. O resultado final <strong>de</strong>sse efeito nos dois<br />
materiais é um ganho na capacida<strong>de</strong> do pilar misto.<br />
A magnitu<strong>de</strong> do confinamento e seus efeitos benéficos são maiores em pilares curtos<br />
que em pilares esbeltos. Esses efeitos benéficos também são mais significativos em pilares que<br />
possuem menores excentricida<strong>de</strong>s com relação à força normal.<br />
Com respeito à forma da seção transversal, po<strong>de</strong>-se afirmar que o grau <strong>de</strong> confinamento<br />
em pilares mistos com perfis circulares é consi<strong>de</strong>ravelmente maior que em pilares mistos <strong>de</strong><br />
seção retangular. As normas, consi<strong>de</strong>rando esse fato, <strong>de</strong>sprezam o efeito do confinamento na<br />
capacida<strong>de</strong> <strong>de</strong> pilares mistos <strong>de</strong> seção retangular.<br />
Efeito <strong>de</strong> retração e fluência<br />
Após o endurecimento do concreto, aço e concreto passam a trabalhar <strong>de</strong> maneira<br />
conjunta, caracterizando o <strong>comportamento</strong> misto. A partir <strong>de</strong>sse momento, os efeitos da fluência<br />
e da retração produzem <strong>de</strong>formações adicionais ao concreto, as quais serão transferidas<br />
gradualmente ao perfil <strong>de</strong> aço.<br />
A fluência conduz a <strong>de</strong>formações por carregamentos constantes <strong>de</strong> longa duração. Os<br />
efeitos da retração em pilares mistos são menores quando comparados com pilares <strong>de</strong> concreto<br />
armado, pois existe a proteção do perfil <strong>de</strong> aço diante das intempéries, no caso <strong>de</strong> pilares<br />
prenchidos.<br />
O acréscimo <strong>de</strong> <strong>de</strong>formações produzido pela fluência e pela retração do concreto po<strong>de</strong><br />
induzir o escoamento ou a flambagem local do perfil tubular <strong>de</strong> aço em pilares preenchidos<br />
Conexão aço-concreto<br />
A transferência <strong>de</strong> esforços na interface dos dois materiais, aço e concreto, ocorre por<br />
a<strong>de</strong>rência. Essa transmissão <strong>de</strong> esforços po<strong>de</strong> ser feita simplesmente por a<strong>de</strong>são e atrito, cuja<br />
força é proporcional à área da interface aço-concreto e ao esforço normal aplicado. A<br />
transmissão <strong>de</strong> esforços po<strong>de</strong> também realizar-se por conexão mecânica, utilizando-se<br />
conectores <strong>de</strong> cisalhamento.<br />
As normas consi<strong>de</strong>ram como hipótese básica para o <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> pilares mistos<br />
a perfeita ação conjunta entre os dois materiais, ou seja, a interação completa. Para a<br />
manutenção <strong>de</strong>ssa hipótese, não <strong>de</strong>ve haver <strong>de</strong>slizamento relativo excessivo entre os dois<br />
materiais. É por esse motivo que o EUROCODE 4, por exemplo, estabelece a tensão máxima <strong>de</strong><br />
cisalhamento que po<strong>de</strong> ocorrer na interface aço-concreto, <strong>de</strong>nominada tensão limite <strong>de</strong><br />
a<strong>de</strong>rência, sem que seja necessário o emprego <strong>de</strong> conectores <strong>de</strong> cisalhamento.<br />
5.4 Dimensionamento segundo as principais normas<br />
As principais normas que tratam do <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> pilares mistos abordam o<br />
assunto sob diferentes ângulos, pois os procedimentos e consi<strong>de</strong>rações dos estudos<br />
experimentais muitas vezes variam <strong>de</strong> um país para outro. Algumas normas consi<strong>de</strong>ram os<br />
pilares mistos como pilares <strong>de</strong> aço com capacida<strong>de</strong> <strong>estrutural</strong> aumentada <strong>de</strong>vido à presença<br />
benéfica do concreto. É o caso da norma americana AISC-LRFD (1994), da norma cana<strong>de</strong>nse<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
77<br />
CAN/CSA-S16.1 (1994) e da norma britânica BS 5400: Parte 5 (1979). Algumas normas,<br />
entretanto, consi<strong>de</strong>ram o pilar misto como um pilar <strong>de</strong> concreto com armadura especial, <strong>de</strong>vido<br />
à presença do perfil <strong>de</strong> aço. Esta filosofia é adotada pelo ACI 318 (1992). Outras ainda<br />
consi<strong>de</strong>ram os pilares mistos como combinação dos dois raciocínios. É o caso do EUROCODE<br />
4 (1992).<br />
Serão apresentados neste trabalho os principais procedimentos <strong>de</strong> cálculo do<br />
EUROCODE 4, o qual foi base para a elaboração a norma NBR 14323 (1999), que aborda o<br />
<strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> pilares mistos a temperatura ambiente.<br />
Resistência à compressão axial:<br />
Para a <strong>de</strong>terminação da resistência à compressão do pilar misto, inicialmente calcula-se<br />
a resistência à compressão da seção, admitindo-se plastificação total, sem consi<strong>de</strong>rar os efeitos<br />
<strong>de</strong> flambagem global. Este efeito é consi<strong>de</strong>rado em seguida, recorrendo-se às curvas <strong>de</strong><br />
resistência à compressão dos pilares <strong>de</strong> aço, cujos parâmetros também são modificados pela<br />
presença <strong>de</strong> dois materiais.<br />
Normal resistente <strong>de</strong> cálculo: N<br />
= χ , on<strong>de</strong> χ é o coeficiente <strong>de</strong> redução resistência<br />
Rd<br />
N pl , Rd<br />
associado à flambagem global, e que <strong>de</strong>pen<strong>de</strong> <strong>de</strong> − λ ;<br />
( EI )<br />
e<br />
= EI<br />
a<br />
+ , 8EcI<br />
c<br />
+ EsI<br />
s<br />
0 ;<br />
N pl,R calculado com γ a = γ c = γ s =1,0<br />
E<br />
E = c<br />
cd<br />
1,35<br />
; − N<br />
pl ,R<br />
λ = ;<br />
N<br />
e<br />
N<br />
e<br />
π<br />
2( EI )<br />
( KL) 2<br />
e<br />
= ;<br />
a) Para pilares revestidos e pilares preenchidos retangulares:<br />
Aa<br />
f<br />
y Ac<br />
0,<br />
85 f A<br />
ck s<br />
f<br />
sy<br />
N<br />
pl ,Rd<br />
= + +<br />
γ γ γ<br />
a<br />
c<br />
s<br />
b) Para pilares preenchidos circulares:<br />
Aaη<br />
f<br />
y Ac<br />
f ⎡<br />
ck<br />
t f ⎤<br />
2<br />
⎛ ⎞⎛<br />
y ⎞ As<br />
f<br />
sy<br />
N<br />
pl ,Rd<br />
= + ⎢1<br />
+ η ⎟ ⎥ +<br />
γ<br />
a<br />
γ<br />
c ⎢⎣<br />
d<br />
⎜<br />
f<br />
⎟<br />
1⎜<br />
⎝ ⎠⎝<br />
ck ⎠⎥⎦<br />
γ<br />
s<br />
⎛ e ⎞<br />
⎛ e ⎞<br />
η<br />
1 = η 10 ⎜1<br />
− 10 ⎟ ; η<br />
2<br />
= η20<br />
( 1−η20<br />
) ⎜10<br />
⎟ on<strong>de</strong> e é a excentricida<strong>de</strong> da força normal<br />
⎝ d ⎠<br />
⎝ d ⎠<br />
2<br />
− −<br />
−<br />
η<br />
10<br />
= 4, 9 −18,<br />
5λ+<br />
17λ<br />
≥ 0 ; η<br />
20 = 0, 25<br />
⎛<br />
3 2<br />
⎞<br />
⎜ + λ ⎟ ≤1,<br />
0<br />
⎝ ⎠<br />
Verificação da flexão composta:<br />
O <strong>dimensionamento</strong> é baseado na curva <strong>de</strong> interação N x M, conforme a figura 23:<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
78<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
N<br />
NSd<br />
Npl,Rd<br />
Npl,Rd<br />
A<br />
E<br />
1,0<br />
χ<br />
Nc<br />
Nc<br />
2<br />
C<br />
D<br />
B<br />
0 Mpl,Rd Mmax,Rd<br />
M<br />
χ<br />
χ<br />
d<br />
n<br />
0<br />
µ<br />
Zona <strong>de</strong>stinada à<br />
flexão<br />
µ k<br />
µ d<br />
1,0<br />
M Sd<br />
Mpl,Rd<br />
Figura 23 - Diagrama <strong>de</strong> interação momento-normal da seção mista<br />
Os pontos A, B, C, D po<strong>de</strong>m ser obtidos por:<br />
Ponto A Ponto B Ponto C Ponto D<br />
N = N pl,Rd<br />
M = 0<br />
N = 0<br />
M = M pl,Rd<br />
N = N c<br />
M = M pl,Rd<br />
N = 0,5N c<br />
M = M max,Rd<br />
α = 1,0 para pilares preenchidos; α = 0,85 para os pilares revestidos<br />
αAc<br />
f<br />
Z<br />
ck<br />
pa<br />
f<br />
y<br />
Z<br />
ps<br />
f<br />
sy 0,<br />
5αf<br />
ck<br />
N<br />
c<br />
= ; M<br />
máx,Rd<br />
= + + Z<br />
pc<br />
γ<br />
γ γ γ<br />
c<br />
a<br />
s<br />
c<br />
Verifica-se a resistência do pilar misto submetido à flexo-compressão reta por meio da<br />
seguinte condição:<br />
M ≤ 0,<br />
9µ<br />
Sd<br />
M pl ,Rd<br />
On<strong>de</strong><br />
d<br />
k<br />
( χ<br />
d<br />
− χ<br />
n<br />
)<br />
( χ − χ )<br />
µ = µ − µ ;<br />
n<br />
χ<br />
d<br />
=<br />
N<br />
N<br />
Sd<br />
pl ,Rd<br />
M Sd é o momento solicitante <strong>de</strong> cálculo, já incluído o efeito <strong>de</strong> segunda or<strong>de</strong>m;<br />
µ k e µ d são os valores das abcissas correspon<strong>de</strong>ntes às or<strong>de</strong>nadas χ e χ d , obtidos da curva <strong>de</strong><br />
interação, conforme a figura 23;<br />
χ n é um fator igual a χ(1-r)/4, para distribuição <strong>de</strong> momentos linear ou aproximadamente linear,<br />
e igual a 0 nos <strong>de</strong>mais casos;<br />
r é a razão entre o menor e o maior momento <strong>de</strong> extremida<strong>de</strong>, sendo positiva no caso <strong>de</strong><br />
curvatura simples e negativa no caso <strong>de</strong> curvatura reversa;<br />
χ é o fator <strong>de</strong> redução da resistência associado à flambagem, equivalente ao parâmetro ρ da<br />
NBR 8800.<br />
Para a verificação na flexão composta oblíqua, utiliza-se o mesmo procedimento<br />
aplicado na verificação da flexão composta reta.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
79<br />
6 CONSIDERAÇÕES FINAIS E CONCLUSÕES<br />
As estruturas mistas aço-concreto, formadas pela associação <strong>de</strong> perfis <strong>de</strong> aço com o<br />
concreto, constituem uma solução competitiva em sistemas estruturais <strong>de</strong> edifícios e pontes,<br />
sendo bastante empregadas em diversos países. O emprego do sistema misto no Brasil é<br />
relativamente recente e tem evoluído <strong>de</strong> forma mo<strong>de</strong>sta.<br />
Nos sistemas horizontais, constituídos principalmente <strong>de</strong> lajes e vigas, a utilização <strong>de</strong><br />
elementos mistos conduz a algumas vantagens, entre elas a rapi<strong>de</strong>z <strong>de</strong> execução e o significativo<br />
aumento da capacida<strong>de</strong> <strong>estrutural</strong> das vigas, resultando em economia <strong>de</strong> material. Nesses<br />
sistemas, as vigas mistas e as lajes com fôrma <strong>de</strong> aço incorporada, caracterizando as lajes<br />
mistas, são bem utilizadas. Nos sistemas verticais, os pilares mistos têm tido sua utilização<br />
ampliada, principalmente em edifícios altos. Nesses elementos mistos, a combinação açoconcreto<br />
propicia maior rigi<strong>de</strong>z à estrutura e maior resistência ao fogo.<br />
Os conectores <strong>de</strong> cisalhamento, responsáveis pela ligação entre o elemento <strong>de</strong> aço e o<br />
concreto, foram objeto <strong>de</strong> diversas pesquisas, principalmente no que se refere à sua capacida<strong>de</strong> e<br />
ductilida<strong>de</strong>, avaliada por meio <strong>de</strong> ensaios padronizados que estabelecem a curva forçaescorregamento<br />
relativo. As normas apresentam expressões para o cálculo da capacida<strong>de</strong> <strong>de</strong><br />
alguns tipos <strong>de</strong> conectores, as quais <strong>de</strong>rivam <strong>de</strong> resultados experimentais.<br />
Atualmente, o <strong>comportamento</strong> <strong>estrutural</strong> das vigas mistas simplesmente apoiadas é bem<br />
conhecido. Existem pesquisas recentes, entretanto, que procuram fazer uma avaliação mais<br />
precisa <strong>de</strong> parâmetros que são relevantes no <strong>comportamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas. Entre esses<br />
parâmetros, estão o efeito da interação parcial aço-concreto, a obtenção da largura efetiva da<br />
laje e o efeito da fluência e da retração do concreto. O <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> vigas mistas<br />
submetidas a momentos positivos é tratado por todas as normas. De maneira geral, essas normas<br />
apresentam procedimentos <strong>de</strong> cálculo e hipóteses comuns entre si.<br />
Com relação às vigas mistas contínuas, existem fatores adicionais a serem analisados<br />
quando comparados às vigas simplesmente apoiadas, <strong>de</strong>vido à fissuração do concreto e a<br />
instabilida<strong>de</strong> da viga <strong>de</strong> aço em regiões <strong>de</strong> momentos negativos. A NBR 8800 (1986) não<br />
aborda o caso <strong>de</strong> vigas mistas contínuas, <strong>de</strong>vendo-se consi<strong>de</strong>rar apenas a viga <strong>de</strong> aço isolada no<br />
<strong>dimensionamento</strong>, o que representa um procedimento conservador. Entre as normas<br />
pesquisadas, o EUROCODE 4 (1992) é a que fornece um tratamento mais <strong>de</strong>talhado às vigas<br />
mistas contínuas.<br />
Po<strong>de</strong>m ser <strong>de</strong>stacadas duas particularida<strong>de</strong>s do <strong>comportamento</strong> <strong>de</strong> vigas contínuas, e<br />
que são apresentadas pela norma européia. A primeira <strong>de</strong>las é a obtenção dos esforços<br />
solicitantes a partir da redistribuição <strong>de</strong> momentos, <strong>de</strong>vido à perda <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z à flexão nas<br />
regiões <strong>de</strong> momento negativo, on<strong>de</strong> ocorre a fissuração do concreto. A segunda diz respeito à<br />
verificação da estabilida<strong>de</strong> lateral: os procedimentos <strong>de</strong> cálculo são similares aos apresentados<br />
para as vigas <strong>de</strong> aço isoladas no EUROCODE 3 (1992).<br />
As pesquisas relacionadas ao <strong>comportamento</strong> <strong>estrutural</strong> das lajes mistas são<br />
relativamente recentes. Dessa maneira, encontra-se um número menor <strong>de</strong> pesquisas em relação<br />
às vigas e aos pilares mistos. O EUROCODE 4 (1992) foi a norma abordada neste trabalho, pois<br />
trata <strong>de</strong> todos os estados limites últimos e <strong>de</strong> utilização relevantes no <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> lajes<br />
mistas. No Brasil, a utilização <strong>de</strong>sse sistema é recente. Embora a NBR 8800 (1986) não faça<br />
referência a esses elementos, a norma NBR 14323 (1999) trata do <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> lajes<br />
com fôrma <strong>de</strong> aço incorporada em temperatura ambiente e em situação <strong>de</strong> incêndio, com base<br />
nas recomendações da norma européia.<br />
Existem diversas pesquisas referentes ao <strong>comportamento</strong> <strong>estrutural</strong> dos pilares mistos.<br />
Tais pesquisas consistem basicamente na i<strong>de</strong>ntificação <strong>de</strong> parâmetros que interferem na<br />
capacida<strong>de</strong> resistente e como esta interferência ocorre. Estes trabalhos, <strong>de</strong> maneira geral,<br />
buscam confrontar estudos teóricos e experimentais, questionando também a formulação<br />
adotada pelas normas que abordam o <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> pilares mistos.<br />
Os dois principais tipos <strong>de</strong> pilares mistos oferecem vantagens: no pilar revestido, além<br />
da proteção ao fogo e do aumento da resistência do pilar, a presença do concreto como<br />
revestimento impe<strong>de</strong> a flambagem local dos elementos que compõem o perfil <strong>de</strong> aço. No pilar<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
80<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
preenchido, a principal vantagem é a possibilida<strong>de</strong> <strong>de</strong> dispensar fôrmas e armadura, além da<br />
consi<strong>de</strong>ração benéfica do efeito <strong>de</strong> confinamento do concreto em pilares preenchidos circulares.<br />
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Comportamento <strong>estrutural</strong> e <strong>dimensionamento</strong> <strong>de</strong> elementos mistos aço-concreto<br />
83<br />
NOTAÇÃO EMPREGADA<br />
A a – área da seção transversal do perfil <strong>de</strong> aço;<br />
A c – área da seção transversal <strong>de</strong> concreto;<br />
A p – área efetiva da fôrma <strong>de</strong> aço (tracionada);<br />
A s – área <strong>de</strong> seção transversal da armadura;<br />
b – largura efetiva da laje;<br />
b f – largura da mesa do perfil <strong>de</strong> aço;<br />
d – altura do perfil <strong>de</strong> aço; diâmetro externo <strong>de</strong> tubos circulares <strong>de</strong> aço;<br />
d p – distância do centro <strong>de</strong> gravida<strong>de</strong> da fôrma à face superior <strong>de</strong> concreto;<br />
E – módulo <strong>de</strong> elasticida<strong>de</strong> do aço do perfil;<br />
E c – módulo <strong>de</strong> elasticida<strong>de</strong> do concreto;<br />
E s – módulo <strong>de</strong> elasticida<strong>de</strong> do aço da armadura;<br />
f ck – resistência característica do concreto à compressão;<br />
f sy – resistência ao escoamento do aço da armadura;<br />
f y – resistência ao escoamento do aço do perfil;<br />
f yp – resistência ao escoamento do aço da fôrma;<br />
g – grau <strong>de</strong> conexão;<br />
h – altura total da laje mista;<br />
h c – altura <strong>de</strong> laje <strong>de</strong> concreto acima das nervuras da fôrma <strong>de</strong> aço;<br />
h F – altura nominal da nervura da fôrma;<br />
h w – altura da alma do perfil <strong>de</strong> aço;<br />
I a – momento <strong>de</strong> inércia da seção <strong>de</strong> aço;<br />
I c – momento <strong>de</strong> inércia da seção <strong>de</strong> concreto;<br />
I s – momento <strong>de</strong> inércia das barras da armadura;<br />
KL – comprimento efetivo <strong>de</strong> flambagem;<br />
L – vão do elemento misto;<br />
M pl,Rd – momento resistente <strong>de</strong> cálculo, admitindo a plastificação total da seção mista;<br />
M Sd – momento solicitante <strong>de</strong> cálculo;<br />
N c – resistência <strong>de</strong> calculo à compressão axial da seção <strong>de</strong> concreto (plastificação total);<br />
N e – normal <strong>de</strong> flambagem elástica por flexão;<br />
N pl,Rd – resistência <strong>de</strong> cálculo à compressão axial da seção mista, consi<strong>de</strong>rando a plastificação<br />
total;<br />
N Rd – resistência <strong>de</strong> cálculo à compressão axial da seção mista;<br />
N Sd – força normal solicitante <strong>de</strong> cálculo;<br />
q n – resistência nominal <strong>de</strong> um conector <strong>de</strong> cisalhamento;<br />
t – espessura do perfil tubular;<br />
t c – espessura da laje maciça <strong>de</strong> concreto;<br />
t f – espessura da mesa do perfil <strong>de</strong> aço;<br />
t w – espessura da alma do perfil <strong>de</strong> aço;<br />
V h – resultante do fluxo <strong>de</strong> cisalhamento longitudinal;<br />
V l,Rd – resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento longitudinal;<br />
V Sd – força cortante <strong>de</strong> cálculo;<br />
V p,Rd – resistência <strong>de</strong> cálculo à punção;<br />
V v,Rd – resistência <strong>de</strong> cálculo ao cisalhamento transversal;<br />
Z pa – módulo <strong>de</strong> resistência plástico da seção do perfil <strong>de</strong> aço;<br />
Z pc – módulo <strong>de</strong> resistência plástico da seção <strong>de</strong> concreto, não fissurado;<br />
Z ps – módulo <strong>de</strong> resistência plástico da seção da armadura.<br />
−<br />
λ – índice <strong>de</strong> esbeltez reduzido;<br />
EI – produto <strong>de</strong> rigi<strong>de</strong>z equivalente;<br />
( ) e<br />
χ – fator <strong>de</strong> redução associado à flambagem;<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005
84<br />
Gerson Moacyr Sisniegas Alva & Maximiliano Malite<br />
γ a – coeficiente <strong>de</strong> minoração da resistência do aço do perfil;<br />
γ ap – coeficiente <strong>de</strong> minoração da resistência do aço da fôrma;<br />
γ c – coeficiente <strong>de</strong> minoração da resistência do concreto;<br />
γ s – coeficiente <strong>de</strong> minoração da resistência do aço da armadura;<br />
χ LT – fator <strong>de</strong> redução da resistência associado à flambagem lateral.<br />
Ca<strong>de</strong>rnos <strong>de</strong> Engenharia <strong>de</strong> Estruturas, São Carlos, v. 7, n. 25, p. 51-84, 2005