ANÁLISE EXPERIMENTAL DE VIGAS MISTAS DE AÇO E CONCRETO COM PERFIL DE AÇO FORMADO A FRIO

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1 UNIVERSIDADE VALE DO RIO DOCE FACULDADE DE ENGENHARIA CURSO DE ENGENHARIA CIVIL E AMBIENTAL Fernanda dos Santos Guimarães Janielle Rodrigues Pinheiro Patrícia Franco de Vasconcelos Pedro Henrique de Castro Resende ANÁLISE EXPERIMENTAL DE VIGAS MISTAS DE AÇO E CONCRETO COM PERFIL DE AÇO FORMADO A FRIO Governador Valadares 2010

2 FERNANDA DOS SANTOS GUIMARÃES JANIELLE RODRIGUES PINHEIRO PATRÍCIA FRANCO DE VASCONCELOS PEDRO HENRIQUE DE CASTRO RESENDE ANÁLISE EXPERIMENTAL DE VIGAS MISTAS DE AÇO E CONCRETO COM PERFIL DE AÇO FORMADO A FRIO Trabalho de conclusão de curso apresentado como requisito para a obtenção do grau de bacharel em Engenharia Civil e Ambiental pela Faculdade de Engenharia da Universidade Vale do Rio Doce Orientador: Oton Silva Soares Governador Valadares 2010

3 FERNANDA DOS SANTOS GUIMARÃES JANIELLE RODRIGUES PINHEIRO PATRÍCIA FRANCO DE VASCONCELOS PEDRO HENRIQUE DE CASTRO RESENDE ANÁLISE EXPERIMENTAL DE VIGAS MISTAS DE AÇO E CONCRETO COM PERFIL DE AÇO FORMADO A FRIO Trabalho de conclusão de curso apresentado como requisito para a obtenção do grau de bacharel em Engenharia Civil e Ambiental pela Faculdade de Engenharia da Universidade Vale do Rio Doce Governador Valadares, de de. Banca Examinadora: Prof. Oton Silva Soares Prof. Rodrigo Rocha Carvalho Prof. Raul de Cássio Amorim Neto

4 DEDICATÓRIA Fernanda dos Santos Guimarães: Dedico aos meus pais e irmãos pela compreensão e força, aos meus amigos e parentes pela paciência, ao meu namorado pelo apoio e por sempre incentivar a lutar pelos meus sonhos. Janielle Rodrigues Pinheiro: Dedico esse trabalho a Deus que sempre se manteve fiel ao meu lado, aos meus pais e meus irmãos por terem me apoiado e me dado forças para concluir essa caminhada. Pedro Henrique de Castro Resende: Dedico a Deus, aos meus amigos e à minha família pela compreensão e apoio incondicional para a realização desse trabalho. Patrícia Franco de Vasconcelos: Dedico à minha família pelo apoio e incentivo na realização desse trabalho, e a Deus que tem me sustentado nessa caminhada.

5 Para realizar grandes conquistas devemos não apenas agir, mas também sonhar; não apenas planejar, mas também acreditar." Anatole France

6 RESUMO O sistema estrutural misto de aço e concreto com perfil formado a frio apresenta um grande potencial por se tratar de uma solução de baixo custo. Outro benefício do sistema misto que vale a pena destacar é que o aço apresenta alta resistência quando submetido à tração e o concreto quando submetido à compressão. Além disso, o emprego de estruturas de aço é considerado uma vantagem ambiental, principalmente por reduzir a quantidade de madeira e por ser reutilizável. A proposta deste trabalho é incrementar os estudos de vigas mistas com perfil formado a frio, desenvolvendo uma análise teórico-experimental através de ensaios de flexão e comparar a eficiência das vigas utilizando diferentes tipos de conectores. Os conectores estudados foram o perfil U formado a frio e do tipo pino com cabeça. Palavras-chave: Vigas mistas. Perfil formado a frio. Conector de cisalhamento.

7 ABSTRACT The structural system of steel and concrete mixed with cold-formed profile has great potential because it is a low cost solution. Another benefit of the mixed system worth noting is that the steel has high resistance when subjected to tension and the concrete when subjected to compression. Furthermore, the use of steel structures is considered an environmental advantage, primarily by reducing the amount of wood and be reusable. The purpose of this study is to enhance the study of composite beams with cold-formed profile, developing a theoretical and experimental means of bending tests and compare the efficiency of the beams using different types of connectors. The connectors were studied cold-formed channel profile and pin-type head. Keywords: Composite beams. Cold-formed profile. Shear connector.

8 LISTA DE ILUSTRAÇÕES Figura 01 Conectores engastados: detalhes da seção e dos conectores de cisalhamento Figura 02 Corpo de prova dos ensaios push-out Figura 03 Esquema de ensaio das vigas Figura 04 Ensaio de uma viga mista Figura 05 Distâncias simplificadas entre os pontos de momento nulo em uma viga contínua ou semicontínua Figura 06 Distribuição de tensões em vigas mistas de alma cheia sob momento positivo (Interação completa) Figura 07 Distribuição de tensões em vigas mistas de alma cheia sob momento positivo (Interação parcial) Figura 08 Comportamento das vigas mistas na interface aço-concreto Figura 09 Tipos de fissuração causada pelo conector em laje Figura 10 Exemplos de conectores tipo pino com cabeça e perfil U formado a frio Figura 11 Ilustração do valor a ser tomado para e mh Figura 12 Dimensões das vigas mistas Figura 13 Conector barra redonda L Figura 14 Conector do perfil U formado a frio Figura 15 Teste de resistência a tração Figura 16 Viga mista com conectores barra redonda L Figura 17 Viga mista com conectores U formados a frio... 52

9 Figura 18 Prensa automática Figura 19 Posicionamento da viga na prensa Figura 20 Esquema estrutural da viga mista Figura 21 Separação entre a laje de concreto e o perfil de aço da viga VM Figura 22 Configuração final da viga VM

10 LISTA DE TABELAS E GRÁFICOS Tabela 01 Vigas, tipos de interação e carregamento Tabela 02 Características dos corpos de prova Tabela 03 Custo dos conectores de cisalhamento Tabela 04 Custo das vigas mistas Gráfico 01 Relação força-deslocamento nos conectores Gráfico 02 Comparação entre a força resistente calculada e a força resistente atingida no ensaio da viga VM Gráfico 03 Comparação entre a força resistente calculada e a força resistente atingida no ensaio da viga VM

11 LISTA DE EQUAÇÕES Q Rd A a f yd (Eq. 3.1) 0,85f cd bt c A a f yd (Eq. 3.2) C cd = 0,85f cd ba (Eq. 3.3) T ad = A a f yd (Eq. 3.4) a = T ad 0,85f cd b t c (Eq. 3.5) M Rd = β vm T ad d 1 + h f a 2 (Eq. 3.6) Q Rd 0,85 f cd bt c (Eq. 3.7) A a f yd 0,85 f cd bt c (Eq. 3.8) C cd = 0,85 f cd b t c (Eq. 3.9) C ad = 1 2 A af yd C cd (Eq. 3.10) T ad = C cd + C ad (Eq. 3.11) y p = C ad A af f yd tf (Eq. 3.12) y p = t f + h w C ad A af f yd A aw f yd (Eq. 3.13) M Rd = β vm C ad d y t y c + C cd t c 2 + h F + d y t (Eq. 3.14) Q Rd Af y a γ al (Eq. 3.15) Q Rd 0,85f ck bt c γ c (Eq. 3.16) M Rd = β vm C ad d y t y c + C cd t c a 2 + h F + d y t (Eq. 3.17)

12 a = C cd 0,85 f cd b (Eq. 3.18) q Rd = 0,3 t fcs +0,5t w cs L cs f ck E c γ cs (Eq. 3.19) q = 8,5 A cc u w + 2,4A tr f ys (Eq. 3.20) q Rd 1 = 1 2 A sc f ck E c γ cs (Eq. 3.21) q Rd 2 = R g R p A sc f u γ cs (Eq. 3.22) E c = 40,5 γ c 100 q rd = 0,8f u π d 2 4 γ v 1,5 fck (Eq. 3.23) (Eq. 3.24) q rd = 0,29 a d2 f ck E c γ v (Eq. 3.25) a = 0,2 h cs d + 1 para 3 h cs d 4; a = 1,0 para h cs d > 4 (Eq. 3.26) η = 0,85 f cd b t c q Rd (Eq. 3.27) f cd = f ck 1,4 (Eq. 3.28) q Rd 1 = 1 2 A sc f ck E c γ cs (Eq. 4.1) q Rd 2 = R g R p A sc f u γ cs (Eq. 4.2) E c = 40,5 γ c 100 1,5 fck (Eq. 4.3) q Rd 1 = 1 2 A sc f ck E c γ cs (Eq. 4.4) A sc = πd2 4 q Rd 2 = R g R p A sc f u γ cs (Eq. 4.5) (Eq. 4.6)

13 η = 0,85 f cd b t c q Rd 2 f cd = f ck 1,4 (Eq. 4.7) (Eq. 4.8) q Rd = 0,3 t fcs +0,5t wcs L cs f ck E c γ cs (Eq. 4.9) λ = h t w (Eq. 4.10) λ p = 1,10 K v E f y (Eq. 4.11) V Rd = V Pl y a 1 (Eq. 4.12) V Pl = 0,6 A w f y (Eq. 4.13) Q Rd = 0,85f ck bt c γ c (Eq. 4.14) C cd = 0,85f ck bt c γ c (Eq. 4.15) T ad = A a f yd (Eq. 4.16) a = T ad 0,85f cd b c t c (Eq. 4.17) M Rd = β vm T ad d 1 + h f a 2 (Eq. 4.18)

14 LISTA DE SÍMBOLOS C cd T ad C ad A a A af A aw b t c A Q Rd h F d y c y t y p a força resistente de cálculo da espessura comprimida da laje de concreto força resistente de cálculo da região tracionada do perfil de aço a força resistente de cálculo da região comprimida do perfil de aço área do perfil de aço área da mesa superior do perfil de aço área da alma do perfil de aço a largura efetiva da laje de concreto a espessura da laje de concreto a espessura da região comprimida da laje ou, para interação parcial, a espessura considerada efetiva o somatório das resistências de cálculo individuais, Q Rd dos conectores de cisalhamento situados entre a seção de momento positivo máximo e a seção adjacente de momento nulo espessura da pré-laje pré-moldado de concreto (se não houver pré-laje h F = 0) altura total do perfil a distância do centro geométrico da parte comprimida da seção da viga de aço até a face superior dessa viga a distância do centro geométrico da parte tracionada da seção da viga de aço até a face inferior dessa viga a distância da linha neutra da seção plastificada até a face superior da viga de aço

15 t f q Rd t fcs a espessura da mesa superior da viga de aço a resistência de cálculo de um conector U laminado ou formado a frio a espessura da mesa do conector, tomada a meia distância entre a borda livre e a face adjacente da alma t wcs L cs f ck E c γ cs q A cc d cs L cs u w A tr f ys a espessura da alma do conector o comprimento do perfil U a resistência do concreto à compressão o módulo de elasticidade do concreto coeficiente de ponderação da resistência do conector a resistência de um conector a área de cisalhamento do concreto por conector o diâmetro do conector o comprimento do conector a resistência do concreto tomada em corpo de prova cúbico a área total de armadura transversal a resistência ao escoamento do aço da armadura A sc f u E c R g R p a área da seção transversal do conector a resistência à ruptura do aço do conector o módulo de elasticidade do concreto um coeficiente para consideração do efeito de atuação de grupos de conectores um coeficiente para consideração da posição do conector q rd a resistência nominal do conector

16 d γ v h cs η A a f yd o diâmetro do conector o coeficiente de segurança para o estado limite último a altura do conector o número de conectores; o produto da área da seção da viga de aço pela sua resistência ao escoamento

17 SUMÁRIO CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO GENERALIDADES OBJETIVO JUSTIFICATIVA CONTEÚDO DO TRABALHO CAPÍTULO 2 VANTAGENS AMBIENTAIS NA UTILIZAÇÃO DE PERFIS DE AÇO EM CONSTRUÇÕES CAPÍTULO 3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA VIGAS MISTAS COM PERFIL FORMADO A FRIO PRESCRIÇÕES DE NORMAS TÉCNICAS Largura efetiva da laje de concreto Resistência da viga ao momento fletor Conectores de cisalhamento Conector perfil U formado a frio Conector stud bolt Número de conectores CAPÍTULO 4 PROGRAMA EXPERIMENTAL CONSIDERAÇÕES PARA O ENSAIO Cálculo do numero de conectores barra redonda formato L Cálculo do numero de conectores perfil U formado a frio... 51

18 4.2 ENSAIO ANÁLISE DOS RESULTADOS CAPÍTULO 5 CONSIDERAÇÕES FINAIS REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... 62

19 19 CAPÍTULO 1 INTRODUÇÃO 1.1 GENERALIDADES Os sistemas estruturais mistos estão sendo cada vez mais utilizados em âmbito internacional, devido ao seu desempenho e por se tratar de uma solução ambientalmente correta, podendo impulsionar as construções sustentáveis. As estruturas mistas são normalmente mais esbeltas se comparadas às estruturas convencionais de concreto. Isso garante maior aproveitamento de espaço interno o que gera uma otimização de área útil. A intensa utilização do perfil formado a frio (PFF) no Brasil fez com que se expandisse sua utilidade de tal maneira que não são mais empregados apenas em galpões industriais e coberturas, mas também como elemento de sistemas estruturais mistos. Os PFFs são usados principalmente nas construções de pequeno porte e conjuntos habitacionais, isso graças à sua grande versatilidade, leveza, facilidade de fabricação e execução. No Brasil, até 1986, as estruturas mistas eram baseadas em normas internacionais devido à ausência de normas brasileiras que tratassem do assunto. Posteriormente, foram introduzidas pela Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT) referências normativas para esse tipo de estrutura através da norma técnica ABNT NBR 8800: 1986 (Projeto e execução de estruturas de aço em edifícios). No entanto, essas normas restringiram em regulamentar apenas os perfis soldados e laminados. Todas as normas que tratam do dimensionamento de PFF não apresentam nenhum capítulo direcionado exclusivamente às estruturas mistas. Nem a norma recentemente lançada, ABNT NBR 14762: 2010 (Dimensionamento de estruturas de aço constituídas por perfis formados a frio), tampouco as normas internacionais.

20 20 Visando incrementar os estudos de vigas mistas com PFF, foi desenvolvida nesse trabalho uma pesquisa teórico-experimental sobre o sistema misto obtido com vigas de PFF com seção caixão, considerando o uso de laje de concreto maciça e conectores de cisalhamento do tipo pino com cabeça e perfil U formado a frio. 1.2 OBJETIVO O presente trabalho tem como objetivo principal realizar uma análise teóricoexperimental de vigas mistas de aço e concreto com perfil de aço formado a frio, através de ensaios de flexão. Com o ensaio será comparado a eficiência das vigas usando-se diferentes tipos de conectores, que são o conector perfil U formado a frio e do tipo pino com cabeça. 1.3 JUSTIFICATIVA A utilização de perfis formados a frio nos sistemas mistos tem representado uma solução de baixo custo no mercado da construção civil. Isso se deve às vantagens que esse sistema garante unindo aço e concreto, o que proporciona maior leveza à estrutura e ao mesmo tempo grande resistência à compressão. Um aspecto importante a ser analisado para o calculo de vigas mistas de açoconcreto é a conexão adequada desses elementos, através dos conectores de cisalhamento. Esse aspecto é obtido através de ensaios em modelo isolado

21 21 denominados Push-out, ou através de ensaios experimentais de vigas mistas, ensaios estes que serão realizados nesse trabalho. 1.4 CONTEÚDO DO TRABALHO O capítulo 1 trata das características dos sistemas mistos e do PFF, bem como a definição de alguns tipos utilização para essas estruturas. Nesse capítulo também é apresentado o objetivo e a fundamentação do trabalho. No capítulo 2 é destacada a utilização dos PFF nas construções sustentáveis e suas principais vantagens na preservação do meio ambiente quando comparados aos sistemas construtivos convencionais. O capítulo 3 descrimina os artigos científicos e normas técnicas no qual foram baseados os cálculos e a metodologia apresentados no trabalho. No capítulo 4 são apresentadas as dimensões das vigas mistas e os cálculos do número de conectores utilizados nas mesmas. O capítulo também faz um detalhamento do ensaio realizado e respectivamente a análise dos dados obtidos. No capítulo 5 são apresentas as idéias finais do trabalho através dos resultados obtidos no capítulo anterior.

22 22 CAPÍTULO 2 VANTAGENS AMBIENTAIS NA UTILIZAÇÃO DE PERFIS DE AÇO EM CONSTRUÇÕES A crescente preocupação com os problemas ambientais está presente também no setor da construção civil. A certificação da construção sustentável, conhecida como Selo Verde é obtida através da Leadership in Energy and Environmental Design (LEED) que determina como construção verde aquela projetada, construída e mantida com o mínimo consumo de água e energia, dando prioridade a materiais que não poluem o ambiente durante sua produção. Numa obra, através de processos convencionais, o desperdício de materiais pode chegar a 25% em peso, segundo o Instituto Brasileiro de Siderurgia. A utilização de sistemas mistos possibilita a adoção de sistemas industrializados, fazendo com que o desperdício seja sensivelmente reduzido. O emprego desse sistema reduz consideravelmente o consumo de madeira na obra, diminui a emissão de material particulado e poluição sonora geradas pelas serras e outros equipamentos destinados para trabalhar a madeira. Além disso, o aço pode ser 100% reciclável, em casos de demolições ou reformas, diminuindo assim os resíduos, que constituem um dos grandes problemas atualmente. As estruturas metálicas são totalmente pré-fabricadas possibilitando uma melhor organização do canteiro, pois não há grandes depósitos de areia, brita, cimento, madeiras e ferragens, o que reduz inevitavelmente o desperdício desses materiais. O ambiente limpo com menor geração de entulho oferece ainda melhores condições de segurança ao trabalhador contribuindo para a redução de acidentes na obra.

23 23 CAPÍTULO 3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA A revisão bibliográfica foi realizada com base em trabalhos de pesquisas sobre sistemas mistos com perfis formados a frio e normas técnicas. Algumas das pesquisas que contribuíram de forma relevante para a realização deste trabalho foram dos autores MALITE (1993), HANAOR (2000), DAVIES (2000), TRISTÃO (2002), OLIVEIRA (2007), BREMER (2007) e CHAVES (2009), cujas obras estão mencionadas na referência bibliográfica. 3.1 VIGAS MISTAS COM PERFIL FORMADO A FRIO O elevado custo dos perfis soldados e a disponibilidade reduzida de perfis laminados no Brasil têm impulsionado a utilização de vigas mistas de aço e concreto com perfis de aço formados a frio em edifícios de pequeno porte. Por não ser uma prática usual no exterior, as normas estrangeiras não trazem métodos específicos para o dimensionamento de vigas mistas com PFF, mesma tendência seguida pela norma brasileira. As estruturas são projetadas baseando-se em adaptações do que existe para estruturas mistas de perfis soldados e laminados. Em seus estudos, MALITE (1993) ensaiou vigas de aço fabricadas com dois perfis U formados a frio, solidarizados por meio de solda intermitente e vigas mistas aço-concreto. Na sua análise considerou duas variáveis: o grau de conexão e o tipo de carregamento. Manteve constantes as dimensões dos elementos, taxa de armadura e o tipo de conector. As informações apresentadas sobre as vigas estão resumidas na Tabela 01.

24 24 VIGA DESCRIÇÃO INTERAÇÃO CARREGAMENTO VA 1 Viga de aço Concentrado VA 2 Viga de aço Distribuído VM 1 Viga mista Completa Concentrado VM 2 Viga mista Completa Distribuído VM 3 Viga mista Parcial Concentrado VM 4 Viga mista Parcial Distribuído Tabela 01 Vigas, tipos de interação e carregamento, MALITE (1993) Nos ensaios, MALITE (1993) observou que, quanto ao cisalhamento, nas vigas mistas houve uma distribuição uniforme das tensões entre os perfis, o que não ocorreu nos ensaios das vigas de aço. Isso ocorreu porque a laje de concreto tinha rigidez suficiente para distribuir o carregamento aos perfis componentes das vigas. Sob o ponto de vista estrutural não há diferenças significativas de comportamento entre vigas mistas com interação total e parcial, enquanto houver o efeito de aderência entre o aço e o concreto ao longo da mesa superior do perfil. Porém, é aconselhável, sempre que possível, adotar a interação total, pois após o início da perda dessa aderência as vigas com interação parcial apresentam uma diminuição brusca na rigidez à flexão, o que não ocorre com as vigas com interação total (MALITE, 1993). No geral, tal pesquisador chegou à conclusão de que é viável utilizar perfis formados a frio em vigas mistas, não apresentando diferenças significativas de comportamento em comparação com as vigas mistas constituídas por perfis soldados e laminados. Segundo ele, os resultados obtidos nos estudos não foram suficientes para propor critérios de dimensionamento específicos para vigas mistas com perfis formados a frio. Em seu artigo, HANAOR (2000) apresentou os cálculos e os resultados dos testes de vigas mistas com perfis formados com a utilização de conectores de cisalhamento em PFF. Foram realizados vários testes Push-out com diferentes tipos de conectores, assim como testes de vigas mistas em escala natural.

25 25 Segundo HANAOR (2000) a utilização de perfis formados a frio em vigas secundárias oferece muitas vantagens como à possibilidade de reduzir a espessura da laje usando seções mais leves, a variação da seção transversal, flexibilidade na montagem das seções e dos componentes anexos e o fácil acesso aos perfis com relação aos tradicionais. A tecnologia de fabricação de seções de PFF é simples e disponível em regiões e países onde uma grande seleção de perfis tradicionais não é disponível, ou de pequena produção, particularmente para pequenos e médios projetos (BREMER, 2007). HANAOR (2000) afirma que os princípios gerais de cálculo de vigas compostas se aplicam igualmente para seções de perfis tradicionais e seções de perfis formados a frio, embora as normas possuam poucas referências sobre os problemas envolvidos com esses perfis, o que também ocorre na literatura técnica. Um problema ocasionado com a ausência de referências específicas seria a falta de garantia quanto à transferência de cisalhamento entre a viga e a laje de concreto. A soldagem de conectores ao perfil de aço é inviável em alguns casos, tendo em vista a espessura reduzida do perfil. É possível a utilização de muitos outros conectores de cisalhamento, é limitada através da escassez de literatura técnica no que diz respeito ao comportamento e à capacidade desses conectores. É importante ressaltar que essas informações são essenciais para o cálculo do sistema de ligação na viga mista. O principal objetivo do artigo de HANAOR (2000) foi ensaiar alguns conectores de cisalhamento, analisando o comportamento dos mesmos para estabelecer conceitos para seu cálculo. Os ensaios realizados pelo pesquisador foram os seguintes: a) Ensaios push-out, (Figuras 01 e 02); b) Ensaios em vigas de tamanho real com as seções transversais escolhidas e conectores de cisalhamento, (Figuras 03 e 04).

26 26 Figura 01 Conectores engastados: detalhes da seção e dos conectores de cisalhamento, HANAOR (2000) Figura 02 Corpo de prova dos ensaios push-out, HANAOR (2000)

27 27 Figura 03 Esquema de ensaio das vigas, HANAOR (2000) Figura 04 Ensaio de uma viga mista, HANAOR (2000) A partir dos resultados obtidos nos ensaios, o autor concluiu que as vigas compostas executadas foram consideradas altamente flexíveis. Os ensaios mostraram alto grau de flexibilidade no cálculo da seção transversal, proporcionando rigidez e resistência ao sistema, e otimização dos cálculos utilizando critérios de serviço para o dimensionamento. Uma variedade de métodos de construção é conhecida, variando desde métodos convencionais com escoras temporárias das vigas até as unidades moldadas in loco, permitindo técnicas mistas de ligação de seções em perfis formados a frio (HANAOR, 2000).

28 28 Para DAVIES (2000), as seções de PFF estão em desenvolvimento devido ao aprimoramento da tecnologia. Isso representa um grande desafio, as pesquisas devem encontrar procedimentos práticos de cálculo para as seções de formas complicadas que surgem a cada dia. Para resolver a situação, modelos de cálculo viáveis têm sido criados para a flambagem local e distorcional, a interação entre eles, e para a maior parte das seções comumente utilizadas pelos engenheiros. Todavia, estes modelos podem ser complexos, portanto, seria mais interessante a análise da flambagem da seção transversal completa, devendo a determinação da resistência via método direto ser seriamente considerada nas normas de alguns países. 3.2 PRESCRIÇÕES DE NORMAS TÉCNICAS A norma de Dimensionamento de estruturas de aço constituídas por perfis formados a frio, ABNT NBR 1462 (2010), estabelece que o dimensionamento de vigas mistas de aço e concreto constituídas por PFF simétrico em relação ao eixo de flexão, que pode ser um perfil I ou perfil caixão, ambos compostos por dois perfis U, com uma laje de concreto acima de sua face superior ligada ao componente de aço por meio de conectores de cisalhamento, pode ser feito com base na ABNT NBR 8800 (2008).

29 Largura efetiva da laje de concreto Define-se largura efetiva da laje de concreto a faixa da laje que trabalha em conjunto com a viga de aço. Para a realização de ensaios práticos, as normas de aço estabelecem algumas relações de caráter empírico para a determinação dessa faixa de laje. Segundo a ABNT NBR 8800 (2008), a largura efetiva da mesa de concreto, de cada lado da linha de centro da viga, deve ser igual ao menor dos seguintes valores: a) 1/8 do vão da viga mista, considerando entre linhas de apoios iguais; b) Metade da distância entre a linha de centro da viga analisada e a linha de centro da viga adjacente; c) Distância da linha da viga à borda de uma laje em balanço. Para vigas mistas continuas e semicontínuas, as larguras efetivas seguem as mesmas relações das vigas mistas bi-apoiadas, tomando-se em lugar dos vãos da viga, as distâncias entre pontos de momento nulo. Para tais distâncias admitem-se os seguintes valores: a) Nas regiões de momento positivo: 4/5 da distância entre apoios, para vãos extremos. 7/10 da distância entre apoios, para vãos internos. b) Nas regiões de momento negativo: 1/4 da soma dos vãos adjacentes.

30 30 Figura 05 Distâncias simplificadas entre os pontos de momento nulo em uma viga contínua ou semicontínua Resistência da viga ao momento fletor O comportamento das vigas mistas submetidas à flexão é analisado considerando a hipótese das seções planas permanecerem planas, desde que a interação entre aço e concreto seja completa, não havendo deslizamento relativo entre as superfícies dos materiais. Caso a interação seja parcial, ocorre deslizamento relativo e conseqüente perda na capacidade de resistência da viga mista, nesse caso não se admite a hipótese de que as seções planas permanecerão planas e o diagrama de deformações não será contínuo. Para se determinar o momento resistente de uma viga mista pode-se basear em três tipos de comportamento: elástico, elasto-plástico ou totalmente plástico. As análises elásticas (simplificada e generalizada) são utilizadas para se avaliar o comportamento da viga em situações de serviço, onde as tensões no aço e no concreto estão abaixo do limite de proporcionalidade desses materiais. As análises elasto-plásticas levam em consideração as fases elásticas e inelásticas dos materiais e da conexão. Finalmente, a análise totalmente plástica é utilizada para se determinar o momento resistente último da seção (MALITE, 1993).

31 31 A norma ABNT NBR 8800 (2008) está fundamentada no método dos estados limites. Nela consta a análise totalmente plástica para determinação do momento resistente da viga. Os cálculos apresentados a seguir estão de acordo com a NBR ABNT 8800 (2008). Estes cálculos são válidos para construções escoradas adotando o parâmetro de esbeltez igual a h t e para as seções compactas o valor limite igual a w 3,76 E, que traduz em esbeltez de almas com ausência de flambagem local. f y Dessa forma, para seções compactas, construção escorada e interação completa o momento fletor resistente de cálculo, M Rd, é determinado de acordo com as alíneas a e b a seguir. O coeficiente 0,85 de f ck corresponde aos efeitos de longa duração (efeito Rusch). O coeficiente β vm, para as vigas bi-apoiadas é igual a 1,00. a) Componente de aço em perfil de alma cheia com interação completa e linha neutra da seção plastificada na laje de concreto (Figura 06), isto é: Q Rd A a f yd (Eq. 3.1) 0,85f cd bt c A a f yd (Eq. 3.2) Cumpridas essas condições: C cd = 0,85f cd ba (Eq. 3.3) T ad = A a f yd (Eq. 3.4) a = T ad 0,85f cd b t c (Eq. 3.5) M Rd = β vm T ad d 1 + h f a 2 (Eq. 3.6) b) Componente de aço em perfil de alma cheia com interação completa e linha neutra da seção plastificada na viga de aço (Figura 06), isto é: Q Rd 0,85 f cd bt c (Eq. 3.7)

32 32 A a f yd 0,85 f cd bt c (Eq. 3.8) Cumpridas essas condições: C cd = 0,85 f cd b t c (Eq. 3.9) C ad = 1 2 A af yd C cd (Eq. 3.10) T ad = C cd + C ad (Eq. 3.11) A posição da linha neutra da seção plastificada medida a partir do topo da viga de aço pode ser determinada como a seguir indicado: Para C ad A af f yd - linha neutra na mesa superior y p = C ad A af f yd tf (Eq. 3.12) Para C ad > A af f yd - linha neutra na alma y p = t f + h w C ad A af f yd A aw f yd (Eq. 3.13) O momento fletor resistente de cálculo fica igual a: M Rd = β vm C ad d y t y c + C cd t c 2 + h F + d y t (Eq. 3.14)

33 33 Figura 06 Distribuição de tensões em vigas mistas de alma cheia sob momento positivo (vigas com conectores de cisalhamento, h t w 3,76 E f y interação completa) c) Componente de aço com perfil de alma cheia com interação parcial (Figura 07 e Eq. 3.15): Figura 07 Distribuição de tensões em vigas mistas de alma cheia sob momento positivo (vigas com conectores de cisalhamento, h t w 3,76 E f y interação parcial) Q Rd Af y a γ al (Eq. 3.15) Q Rd 0,85f ck bt c γ c (Eq. 3.16)

34 34 Ocorrendo essas condições tem-se C cd = Q Rd, e para determinação de C ad, T ad e y p, usa-se as mesmas equações de (b), com o novo valor de C cd. O momento fletor resistente de cálculo é dado pela seguinte equação: M Rd = β vm C ad d y t y c + C cd t c a 2 + h F + d y t (Eq. 3.17) com a = C cd 0,85 f cd b (Eq. 3.18) Nas equações das alíneas a, b e c : C cd = a força resistente de cálculo da espessura comprimida da laje de concreto; T ad = a força resistente de cálculo da região tracionada do perfil de aço; C ad = a força resistente de cálculo da região comprimida do perfil de aço; A a = área do perfil de aço; A af = área da mesa superior do perfil de aço; A aw = área da alma do perfil de aço b = a largura efetiva da laje de concreto; t c = a espessura da laje de concreto; a = a espessura da região comprimida da laje ou, para interação parcial, a espessura considerada efetiva; Q Rd = o somatório das resistências de cálculo individuais, Q Rd dos conectores de cisalhamento situados entre a seção de momento positivo máximo e a seção adjacente de momento nulo; h F = espessura da pré-laje pré-moldado de concreto (se não houver pré-laje h F = 0);

35 35 d = altura total do perfil; y c = a distância do centro geométrico da parte comprimida da seção da viga de aço até a face superior dessa viga; y t = a distância do centro geométrico da parte tracionada da seção da viga de aço até a face inferior dessa viga; y p = a distância da linha neutra da seção plastificada até a face superior da viga de aço; t f = a espessura da mesa superior da viga de aço; Conectores de cisalhamento A ação conjunta entre a viga de aço e a laje de concreto é à base do comportamento de vigas mistas. Para que essa interação ocorra é necessário que se desenvolvam forças longitudinais de cisalhamento na interface aço-concreto. Normalmente, as forças de atrito presentes e a aderência natural entre os dois materiais não são consideradas no calculo, sendo necessário o uso de conectores de cisalhamento para transmissão do cisalhamento na interface aço-concreto. Figura 08 Comportamento das vigas mistas na interface aço-concreto

36 36 Sem a presença dos conectores, aço e concreto se deformam independentemente e cada superfície estará submetida a tensões normais diferentes ocasionando um deslizamento relativo entre os dois componentes. Considerando que a viga de aço esteja interligada à laje de concreto por meio de conectores de cisalhamento com resistência suficiente para que se deformem como um único elemento não existirá deslizamento relativo o que se denomina interação completa. Entre as duas situações anteriores pode ocorrer um comportamento intermediário, no qual há um deslizamento relativo entre as duas superfícies, porém, as deformações não são independentes chamadas de interação parcial. O efeito de deslizamento afeta a distribuição de tensões normais na seção transversal e a distribuição do fluxo de cisalhamento longitudinal, e por conseqüência tem interferência na deformabilidade da viga. Admitindo a plastificação total da seção transversal, quando a resistência dos conectores é maior ou igual à resistência da viga metálica ou da laje de concreto, o grau de conexão é total, sendo o equilíbrio horizontal atingido quando as forças resistidas pela laje e pela viga metálica se igualam. Neste caso, a resistência dos conectores não influencia diretamente a resistência à flexão da viga mista. Quando a resistência dos conectores é menor que a menor resistência oferecida por qualquer dos dois elementos, a resistência da laje de concreto passa a ser limitada pela resistência dos conectores. Neste caso, os conectores controlam a capacidade resistente à flexão da viga mista, sendo a conexão parcial (BRADFORD, et al., 1995). Quando o material do conector atinge a ruptura, devido a redução gradual da resistência e rigidez do concreto na zona de influência (zona de compressão triaxia) localizada imediatamente em frente ao conector, o sistema misto entra em colapso. Essa redução de resistência na zona de influencia deve-se à fissuração no concreto pela força concentrada aplicada pelo conector.

37 37 Figura 09 Tipos de fissuração causada pelo conector em laje OEHLERS (1989) cita que existem três tipos de fissuração na laje: Fissuração devida ao rasgamento, que se propaga nas laterais do conector. Quando essa fissuração ocorre na direção da zona de influência, tem-se pouco efeito na resistência do conector; Fissuração que se propaga na direção das bielas de compressão do concreto; Fissuração por fendilhamento em frente ao conector, diminuindo a restrição triaxial na zona de influência. A fissuração por fendilhamento provoca a ruptura do conector, sendo a mais nociva nesse caso. A utilização de armaduras transversais limita a propagação das fissuras, mas não evita o fendilhamento do concreto. Dessa forma, conclui-se que a resistência ao cisalhamento do conector esta diretamente ligada à resistência e a rigidez do material do conector e da laje de concreto, então, a armadura transversal tem um papel importante apenas no seu confinamento. Os conectores podem ser classificados como rígidos ou flexíveis. Essa classificação é feita conforme a resposta do conector à força de cisalhamento longitudinal que ocorre entre a laje de aço e o concreto, como mostrado no Gráfico 01. Um conector flexível sob carregamento crescente pode continuar a deformar-se mesmo após atingir sua resistência máxima sem que

38 38 ocorra sua ruptura. Isto permite admitir que os conectores vizinhos passem a receber maior força de corte e também atinjam a sua capacidade total. Essa consideração possibilita o uso dos conectores igualmente espaçados sem que ocorra perda na resistência máxima da conexão (CHAVES, 2009). Gráfico 01 Relação força-deslocamento nos conectores A ductibilidade do conector garante que o colapso da viga, na ruptura da ligação aço concreto seja do tipo flexível. Segundo o European Convention Constructional Steel Work (ECCS), um conector do tipo flexível possui as seguintes características: Ser do tipo pino com cabeça (stud bolt), com diâmetro não superior a 22 mm (7/8") e comprimento total não menor que quatro vezes o diâmetro; a) Resistência característica do concreto à compressão não maior que 30 MPa (corpo-de-prova cilíndrico). O modo de falha de um conector flexível é mais dúctil e menos catastrófico do que o de um conector rígido. A despeito do modo de falha, um conector flexível não é propriamente um conector ideal porque se deforma sob carga e, portanto, é propenso à fadiga. Os conectores rígidos não se deformam sob carga, logo não sofrem com problemas de fadiga e proporcionam uma conexão praticamente sem deslizamento na fase de serviço. Porém, com esse tipo de conector

39 39 ocorre ruptura frágil por esmagamento ou cisalhamento do concreto, o que é indesejável (OLIVEIRA, 2007). Segundo OLIVEIRA (2007), um conector de cisalhamento ideal tem o comportamento caracterizado por deslizamento nulo para cargas de serviço e ductibilidade em colapso. Dessa maneira, as características de um conector rígido são desejáveis no estado limite de serviço e as de um conector flexível são desejáveis em estado limite último. Segundo TRISTÃO (2002), entre os conectores flexíveis mais utilizados na construção civil, cita-se os tipos pino com cabeça (stud) e o perfil U, sendo que o tipo pino com cabeça tem um rápido método de execução e resistência equivalente em todas as direções normais ao eixo do conector. Algumas pesquisas têm sido realizadas recentemente com o objetivo de formular expressões para determinação da resistência dos conectores de cisalhamento, principalmente o tipo pino com cabeça e o perfil U. A ABNT NBR 8800 (2008) estabelece considerações aplicáveis a conectores de cisalhamento dos tipos pino com cabeça e perfil U laminado ou formado a frio com espessura de chapa igual ou superior a 3 mm. Os conectores do tipo pino com cabeça devem ter, após a instalação, comprimento mínimo igual a 4 vezes o diâmetro. Todos os tipos de conectores devem ficar completamente embutidos no concreto da laje, com cobrimento superior mínimo de 10 mm. Figura 10 Exemplos de conectores tipo pino com cabeça e perfil U formado a frio

40 Conector perfil U formado a frio A ABNT NBR 8800 (2008) apresenta a equação (Eq. 3.19) para o cálculo da resistência de conectores do tipo U laminado ou formado a frio. q Rd = 0,3 t fcs +0,5t wcs L cs f ck E c γ cs (Eq. 3.19) onde: q Rd = a resistência de cálculo de um conector U laminado ou formado a frio; t fcs = a espessura da mesa do conector, tomada a meia distância entre a borda livre e a face adjacente da alma; t wcs = a espessura da alma do conector; L cs = o comprimento do perfil U; f ck = a resistência do concreto à compressão; E c = o módulo de elasticidade do concreto; γ cs = o coeficiente de ponderação da resistência do conector, igual a 1,25 para combinações últimas de ações normais, especiais ou de construção e igual a 1,10 para combinações excepcionais. Segundo a ABNT NBR 8800 (2008), a força resistente de cálculo de um conector de cisalhamento de perfil U formado a frio deve ser determinada conforme a equação (Eq. 3.19), tomando-se as espessuras da mesa e da alma iguais à espessura da chapa do conector, tomando cuidados especiais para evitar o aparecimento de trincas na região das dobras e da chapa. Os perfis devem ser instalados com uma das mesas assentando sobre o perfil de aço e com o plano da alma perpendicular ao eixo longitudinal da viga.

41 Conector stud bolt DAVIES (1969) foi um dos primeiros a fazer análise do comportamento de conectores stud, reunindo os principais fatores que influenciam a capacidade resistente do conector para a composição de uma equação analítica de resistência. Em seu estudo, levou em consideração a resistência da laje de concreto à ruptura longitudinal em ensaios de modelos de vigas em escala reduzida. Como resultado dos ensaios, DAVIES propôs a seguinte equação: q = 8,5 A cc u w + 2,4A tr f ys (Eq. 3.20) onde: q = a resistência de um conector (lbf) A cc = d cs L cs, a área de cisalhamento do concreto por conector d cs = o diâmetro do conector (in) L cs = o comprimento do conector (in) u w = a resistência do concreto tomada em corpo de prova cúbico (psi) A tr = a área total de armadura transversal (in 2 ) f ys = a resistência ao escoamento do aço da armadura (psi) Segundo a norma brasileira NBR 8800(2008), para o cálculo da resistência do conector tipo pino com cabeça se dá no menor valor das expressões abaixo (Eq. 3.21; 3.22; 3.23): q Rd 1 = 1 2 A sc f ck E c γ cs (Eq. 3.21) q Rd 2 = R g R p A sc f u γ cs (Eq. 3.22) E c = 40,5 γ c 100 1,5 fck (Eq. 3.23)

42 42 onde: γ cs = o coeficiente de ponderação da resistência do conector, igual a 1,25 para combinações últimas de ações normais, especiais ou de construção e igual a 1,10 para combinações excepcionais; A sc = a área da seção transversal do conector; f u = a resistência à ruptura do aço do conector; E c = o módulo de elasticidade do concreto; R g = um coeficiente para consideração do efeito de atuação de grupos de conectores, dado por: 1,00, (a) para um conector soldado em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço; (b) para qualquer número de conectores em uma linha soldados diretamente no perfil de aço; (c) para qualquer número de conectores em uma linha soldados através de uma fôrma de aço em uma nervura paralela ao perfil de aço e com relação b f igual ou superior a 1,5; 0,85, (a) para dois conectores soldados em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço; (b) para um conector soldado através de uma fôrma de aço em uma nervura paralela ao perfil de aço e com relação b f h f inferior a 1,5; 0,70, para três ou mais conectores soldados em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço. h f R p = um coeficiente para consideração da posição do conector, dado por: 1,00, para conectores soldados diretamente no perfil de aço e, no caso de haver nervuras paralelas a esse perfil, pelo menos 50% da largura da mesa deve estar em contato direto com o concreto; 0,75, (a) para conectores soldados em uma laje mista com as nervuras perpendiculares ao perfil de aço e e mh igual ou superior a 50 mm; (b) para conectores soldados através de uma fôrma de aço e embutidos em uma laje mista com nervuras paralelas ao perfil de aço;

43 43 0,60, para conectores soldados em uma laje mista com nervuras perpendiculares ao perfil de aço e e mh inferior a 50 mm. e mh é a distância da borda do fuste do conector à alma da nervura da fôrma de aço, medida à meia altura da nervura e no sentido da força cortante que atua no conector, conforme Figura 12 (exemplificando, no sentido do momento máximo para uma viga simplesmente apoiada). Figura 11 Ilustração do valor a ser tomado para e mh A norma européia EUROCODE 4 (2004), estabelece que a resistência de cálculo do conector é o menor valor entre os obtidos a partir dos cálculos seguintes (Eq. 3.24; 3.25): q rd = 0,8f u π d 2 4 (Eq. 3.24) γ v onde: q rd = 0,29 a d2 f ck E c γ v (Eq. 3.25) q rd = a resistência nominal do conector (N); f u = a resistência última do aço do conector (MPa); d = o diâmetro do conector (mm); f ck = a resistência à compressão do concreto (MPa); E c = o módulo de elasticidade do concreto (MPa); γ v = o coeficiente de segurança para o estado limite último, igual a 1,25;

44 44 a = 0,2 h cs d + 1 para 3 h cs d 4; a = 1,0 para h cs d > 4 (Eq. 3.26) onde: h cs = a altura do conector (mm) Número de conectores O número de conectores n entre a seção de momento máximo negativo e a seção de momento nulo, obtido na análise estrutural, deve ser tal que: η = 0,85 f cd b t c q Rd (Eq. 3.27) f cd = f ck 1,4 (Eq. 3.28) onde: η = o número de conectores; f ck = a resistência à compressão do concreto; b = a largura efetiva da laje de concreto; t c = a espessura da laje de concreto.

45 45 CAPÍTULO 4 PROGRAMA EXPERIMENTAL O presente trabalho tem como objetivo principal realizar uma análise teóricoexperimental de vigas mistas de aço e concreto, com perfil de aço formado a frio. Através de ensaios de flexão, busca-se comparar a eficiência das vigas usando-se diferentes tipos de conectores, sendo esses, conector perfil U formado a frio, e do tipo pino com cabeça. 4.1 CONSIDERAÇÕES PARA O ENSAIO Para o a realização dos ensaios foram montadas duas vigas mistas com 2 metros de comprimento cada: Viga Mista 1: perfil de aço formado a frio em formato de caixão, laje de concreto com base de 35 cm e espessura de 10 cm. A conexão entre aço e concreto foi feita por meio de conectores de cisalhamento tipo barra redonda L com diâmetro de 10 mm. Viga Mista 2: perfil de aço formado a frio em formato de caixão, laje de concreto com base de 35 cm e espessura de 10 cm. A conexão entre aço e concreto foi feita por meio de conectores de cisalhamento do tipo Perfil U formado a frio. As dimensões das vigas estão especificadas na figura a seguir:

46 46 Figura 12 Dimensões das vigas mistas (cm) O perfil de aço utilizado foi do tipo caixão composto por dois perfis U e 200 x 75 x 25 x 2,65 mm, solidarizados por meio de solda intermitente ao longo do comprimento da viga. A escolha dos conectores foi feita com base nas pesquisas anteriormente realizadas que apontam os conectores stud bolt e o perfil U formado a frio, como os conectores flexíveis mais utilizados em vigas mistas com perfis formado a frio. Neste ensaio serão utilizados conectores barra redonda formato L, que é uma variação do conector stud bolt. As dimensões dos conectores barra redonda L foram adotadas atendendo as especificações da norma ABNT NBR 8800 (2008) que estabelece as seguintes condições: Os conectores do tipo pino com cabeça devem ter, após a instalação, comprimento mínimo igual a 4 vezes o diâmetro.

47 47 Todos os tipos de conectores devem ficar completamente embutidos no concreto da laje, com cobrimento superior mínimo de 10 mm. A figura abaixo mostra detalhadamente as dimensões do conector. Figura 13 Conector barra redonda L A norma ABNT NBR 8800 (2008) estabelece equações para cálculo de conectores de cisalhamento perfil U formado a frio, desde que estes atendam aos seguintes parâmetros: Espessura de chapa igual ou superior a 3 mm; Altura da seção transversal igual ou superior a 75 mm. Com base nesses parâmetros foi escolhido um perfil U e com 75 x 40 x 3 mm, como demonstrado na figura abaixo. Figura 14 Conector do perfil U formado a frio

48 48 A espessura da laje foi escolhida para atender a taxa de recobrimento dos conectores perfil U tendo em vista que a norma especifica equações que delimitam a altura mínima dos mesmos de 75 mm, que foi usada para o ensaio proposto desse trabalho. A norma ABNT NBR 8800 (2008) propõe condições para a largura efetiva da base da laje de concreto que já foram mencionadas no capítulo anterior. A largura efetiva da laje atendeu à alínea a essas condições, sendo que as vigas ficaram com largura da laje de 35 cm, 10 cm a mais que a largura efetiva. Foram realizados ensaios mecânicos para determinação da tensão de escoamento e da tensão ultima dos perfis metálicos e dos conectores, os resultados estão especificados na Tabela 02, sendo que o aço dos perfis e dos conectores é o SAE CORPO DE PROVA Fy (MPa) Fu (MPa) Perfil U da viga de aço Perfil U do Conector de cisalhamento Aço do conector de cisalhamento barra L Tabela 02 Características dos corpos de prova Figura 15 Teste de resistência a tração

49 49 O concreto utilizado nas vigas foi o concreto ARI de 25 MPa com resistência máxima alcançada em 3 dias e com slump médio de 10 cm. O número de conectores foi determinado com base na ABNT NBR 8800 (2008), como determinado nos itens e Cálculo do numero de conectores barra redonda formato L Segundo a norma brasileira NBR 8800 (2008), para o cálculo da resistência do conector tipo pino com cabeça se dá no menor valor das expressões: q Rd 1 = 1 2 A sc f ck E c γ cs (Eq. 4.1) q Rd 2 = R g R p A sc f u γ cs (Eq. 4.2) E c = 40,5 γ c 100 1,5 fck (Eq. 4.3) Seguindo os parâmetros da norma foram realizados os seguintes cálculos: q Rd 1 = 1 2 A sc f ck E c γ cs (Eq. 4.4) A sc = πd2 4 (Eq. 4.5) A sc = π = 78,5 mm 2 f ck = 25 MPa E c = 40, ,5 25 = 25312,5 MPa γ cs = 1,25

50 50 Logo: q Rd 1 = , ,5 1,25 = 24978,5 N = 24,8 kn q Rd 2 = R g R p A sc f u γ cs (Eq. 4.6) R g = 1 R p = 1 A sc = 78,5 mm 2 f u = 380MPa Logo: q Rd 2 = , ,25 = N = 23,86 kn Adotar q Rd 2 (Menor valor). O número de conectores foi calculado de pela seguinte expressão: η = 0,85 f cd b t c q Rd 2 (Eq. 4.7) f cd = f ck 1,4 (Eq. 4.8) f cd = 2,5 = 1,78 kn/cm2 1,4 b = 1 8 L b = b = 25 cm

51 51 t c = 10 cm Então: η = 0,85 1, ,86 = 15,8 16 Sendo 16 x 2 = 32 conectores ao longo do comprimento da viga. Figura 16 Viga mista com conectores barra redonda L Cálculo do numero de conectores perfil U formado a frio O cálculo do número de conectores foi feito conforme a ABNT NBR 8800 (2008) que apresenta a seguinte equação para o cálculo da resistência de conectores do tipo U laminado ou formado a frio.

52 52 q Rd = 0,3 t fcs +0,5t wcs L cs f ck E c γ cs (Eq. 4.9) O conector utilizado tem espessura da mesa e da alma de 3 mm e comprimento de 100 mm. Então: Q Rd = 0, , ,5 1,25 = N = 85,9 kn Logo, o numero de conectores utilizados foi: η = 0,85 1, ,9 = 4,40 5 Sendo 2 x 5 = 10 conectores ao longo do comprimento da viga. Figura 17 Viga mista com conectores U formados a frio

53 ENSAIO Os ensaios de resistência foram realizados no laboratório de materiais de construção localizado no Centro Tecnológico Científico (CTC), no Campus II da UNIVALE. Para a execução do mesmo, foi utilizada uma prensa automática, com carga máxima de 50 toneladas (Figura 18). Figura 18 Prensa automática

54 54 No ensaio cada viga foi colocada de forma bi-apoiada sobre um apoio. O ensaio consistiu na aplicação de duas cargas concentradas, de igual valor, a um terço e a dois terços do comprimento da viga bi-apoiada. Para realizar tal distribuição, foi utilizado um trilho de 1 metro de comprimento que possui a função de receber de forma direta a carga oriunda da prensa e distribuí-la em 2 pontos determinados (1/3 e 2/3 do vão), por intermédio de 2 calços, localizados um em cada ponto. A figura a seguir (Figura 19) mostra a maneira como a viga foi posicionada na prensa para a aplicação das cargas. Figura 19 Posicionamento da viga na prensa Foram realizados cálculos prévios para verificar as vigas ao cisalhamento e determinar o momento máximo resistente. Esses cálculos foram feitos base na ABNT NBR 8800 que estabelece: a) Verificação ao cisalhamento: λ = h t w (Eq. 4.10)

55 55 λ = 200 2,65 2 = 37,73 λ p = 1,10 K v E f y (Eq. 4.11) λ p = 1, = 75,9 Para λ λ p : V Rd = V Pl y a1 (Eq. 4.12) V Pl = 0,6 A w f y (Eq. 4.13) V Pl = 0,6 10,6 2,10 = 13,37 t Logo: V Rd = 13,37 1,1 = 12,14 t = 121 kn b) Verificação do momento resistente de cálculo: Q Rd = 0,85f ck bt c γ c (Eq. 4.14) Q Rd = 0,85 0,25 1, = 37,95 t A a f yd = 19,74 2,10 1,1 = 37,69 t Q Rd > A a f yd, logo, a linha neutra de plastificação está na laje de concreto. onde: A a f yd = o produto da área da seção da viga de aço pela sua resistência ao escoamento. Cumpridas essas condições:

56 56 C cd = 0,85f ck bt c γ c (Eq. 4.15) C cd = 0,85 f cd b t c = 37,95 t T ad = A a f yd (Eq. 4.16) T ad = 37,69 t a = a = T ad 0,85f cd b c t c (Eq. 4.17) 37,69 = 9,96 cm 0,85 0, M Rd = β vm T ad d 1 + h f a 2 (Eq. 4.18) M Rd = 1 37, ,96 2 = 566,10 t. cm = 56,6 kn. m Considerando o peso próprio do perfil e também da laje de concreto, foi calculada a resistência da viga mista aplicando as cargas a 1/3 e a 2/3 do vão. Os cálculos foram feitos da seguinte forma: Figura 20 Esquema estrutural da viga mista

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