53CBC0085 Juntas+Dilatao+Trmica

5/12/2018 53CBC0085 Juntas+Dilatao+Trmica - slidepdf.com

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ANAIS DO 53º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC2011 – 53CBC 1

JUNTAS DE DILATAÇÃO TÉRMICA EM EDIFÍCIOS DE

CONCRETO ARMADO: NECESSÁRIAS OU DISPENSÁVEIS ?

THERMAL EXPANSION JOINTS IN REINFORCED CONCRETE BUILDINGS: NEEDEDOR NOT?

Ronaldo Carvalho Battista (1); Eliane Maria Lopes Carvalho (2); Michèle Schubert Pfeil (3)

(1)Professor Titular, Ph.D, Instituto COPPE/UFRJ, CONTROLLATO Ltda.

(2)Professora Associada, D.Sc, Escola de Engenharia da UFF –

Dept. Engenharia Civil (3) Professora Associada D.Sc, POLI e COPPE/UFRJ – Prog. Engenharia Civil Endereço para correspondência – Caixa Postal 68506. CEP 21945-970. Rio de Janeiro, RJ

Resumo

Apresenta-se neste artigo uma breve discussão sobre as prescrições normativas de projeto, a aplicabilidadeprática e os problemas decorrentes da adoção de juntas de dilatação térmica em estruturas em concretoarmado de edifícios convencionais.Utiliza-se como caso-exemplo uma edificação existente na qual as patologias comuns decorrentes dessas juntas e seus detalhamentos projetivos exigiram, como medida corretiva, além de técnicas usuais de

recuperação, a alteração estrutural por meio do bloqueio total de todas as juntas da estrutura do teto dopavimento de subsolo, com área projetada de aproximadamente 5500 m2, sobre a qual se erguem duas

torres com 20 andares de apartamentos.Os resultados obtidos das análises de tensões térmicas mostram a viabilidade técnica do bloqueio total detodas as juntas, de maneira a eliminar os usuais problemas de deterioração da estrutura decorrentes doenvelhecimento das mantas elastoméricas de impermeabilização e conseqüente infiltrações acelerando oprocesso de corrosão das armaduras e deterioração da massa de concreto ao longo de 170 metros de juntas de dilatação/contração térmica.Apresentam-se um resumo dos resultados mais relevantes obtidos das análises de tensões produzidas porvariação de temperatura e alguns detalhes das alterações nas referidas estruturas de concreto armado.Palavra-Chave: Tensões Térmicas, Juntas de Dilatação Térmica, estruturas de concreto armado.

AbstractThis paper presents a brief discussion on the design code recommendations, the practical applicability andthe usual problems related to the adoption of thermal expansion joints in reinforced concrete structures ofconventional buildings.An existing building is used as case example in which the usual pathologies related to these joints and theirdesign detailing imposed as remedial measures, besides the usual repairing techniques, structural alterationby means of the elimination of all the expansion joints of one floor structure above the underground level,having a projected area of about 5,500 m

2and on which arise two twenty floors towers of apartments.

The numerical results obtained from the thermal stress analyses show the technical viability of blocking allthe expansion joints as a manner of eliminating the usual structural damages caused by ageing of theelastomeric sealant material and consequent loss of water tightness, leading to corrosion of the steel barsand quick deterioration of the concrete mass along almost 170 meters of expansion joints.A summary of the most relevant results obtained from thermal stress analyses and some details of thereferred structural alterations are presented herein.

Keywords: thermal stresses, expansion joints, reinforced concrete.




1. Introdução

Apresenta-se neste artigo uma breve discussão sobre as prescrições normativas deprojeto, a aplicabilidade prática e os problemas decorrentes da adoção de juntas dedilatação/contração térmica em estruturas em concreto armado de edifíciosconvencionais.

Nas verificações estruturais devem ser consideradas todas as ações que possam produzirefeitos significativos para a segurança nos estados limites último e de serviço(NBR6118,2003), incluindo as ações de deformações impostas por retração, fluência evariação de temperatura. Mas de acordo com a norma européia Eurocódigo 2 (2005)essas citadas ações devem ser sempre consideradas na verificação de estados limites deserviço; para o estado limite último, os efeitos das mesmas só seriam relevantes emalgumas situações como na condição de fadiga e na verificação da estabilidade, quandoefeitos de 2ª ordem são importantes. Em outros casos estes efeitos não precisam serconsiderados para os estados limites últimos desde que a ductilidade e a capacidade derotação sejam suficientes. Esse procedimento está de acordo com as recomendaçõesfeitas por vários autores de renome, como por exemplo, F. Leonhardt (1979).

As consequências dos efeitos de retração, fluência e variação de temperatura devem ser

consideradas no projeto e da mesma forma os seguintes aspectos (Eurocódigo 2,2005):

deformações e fissuração nas primeiras idades devem ser minimizadas por meioda adequada composição do concreto e procedimentos apropriados naconcretagem;

tensões devido as restrições existentes à livre deformação devem ser levadasem consideração na verificação estrutural;

as restrições à livre deformação podem ser minimizadas por meio de juntas dedilatação/contração.

Entende-se, assim, que análises dos efeitos das deformações impostas em estruturas de

edifício podem ser omitidas, desde que sejam adotadas juntas de dilatação/contraçãopara acomodar as deformações. No Brasil, o espaçamento das juntas igual a 30 m temsido ainda tradicionalmente adotado na prática. Muitos fatores afetam a ordem degrandeza e as conseqüências práticas das deformações impostas por essas ações,especialmente a da variação de temperatura, em uma estrutura aporticada de concretoarmado típica de edifícios. Em face da complexidade desse problema, não se tem ainda,bem estabelecidos, procedimentos normativos confiáveis para estimar com boa precisãoa extensão e locação das juntas de dilatação/contração numa estrutura particular deedifícios. Na ausência desse procedimento os projetistas têm usado recomendaçõesconvencionais, ou regras estabelecidas segundo suas próprias experiências. Já nareferência norte-americana (NRC,1974) encontram-se recomendações referentes ao

espaçamento de juntas em edifícios (gráfico da Figura 1) em função da variação detemperatura aplicável a cada edificação. Em condições normais, uma edificação empórticos de concreto armado sujeita a 10ºC de variação de temperatura, o espaçamento Δ




entre juntas pode, segundo a Figura 1, ser tomado igual a 140 m se os pilares foremconsiderados rotulados na base (fundação). Se os pilares forem engastados na base (i.e,se as fundações são rígidas à rotação), a redução é de 15%, chegando-se a Δ ≈ 120 m.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 10 20 30 40 50

e s p a ç a m e n t o e n t r e j u n t a s Δ ( m )

ºC

pilares do térreo

engastado na base

pilares do térreo

rotulado na base

Figura 1- Comprimento máximo admissível de edifícios com estrutura aporticada de

concreto armado sem junta de dilatação/contração térmica, para vários valores de projetopara variação de temperatura (Figura adaptada da Figura 1 da referência NAC, 1974).

A variação de temperatura a ser aplicada deve ser o maior valor das diferenças entretemperaturas extremas a que estará sujeita a estrutura e a temperatura média anual. ANBR6118 (2003) indica de maneira geral uma variação uniforme de temperatura em tornoda média entre 10º e 15º C para elementos estruturais cuja menor dimensão não sejasuperior a 50 m; para elementos maciços cuja menor dimensão seja superior a 70 m avariação de temperatura pode ser adotada igual a 5 ºC e entre 50 e 70 m admite-se umainterpolação linear entre esses valores de temperatura.

A indesejável consequência para a durabilidade de uma edificação em C.A que asconvencionais juntas de dilatação/contração térmica podem trazer, com o passar dotempo e envelhecimento do material polimérico em geral empregado paraimpermeabilização, é bem conhecida e nos leva a fazer a seguinte indagação: são essas juntas realmente necessárias, ou podem ser dispensadas, se no estágio inicial do projetoestrutural um modelo adequado for empregado para análise térmica? ; ou ainda, senecessário, para análise termo-mecânica envolvendo também a consideração dosfenômenos de retração e fluência do concreto?

Esse, para o engenheiro projetista, é um verdadeiro dilema decorrente de um problemaque, em geral, pode ser de grande complexidade. Esse problema é aqui examinado

apenas para os efeitos da variação térmica ambiente (atmosférica e por insolação direta)sendo discutido com auxílio dos resultados obtidos para um caso exemplo.




2. Caso exemplo de uma estrutura

Utiliza-se como caso-exemplo real uma edificação em concreto armado, construída naorla marítima da cidade do Rio de Janeiro, a qual apresentava as patologias comunsdecorrentes da adoção de juntas de dilatação/contração térmica, com os usuais einadequados detalhamentos projetivos. Além das técnicas convencionais de recuperaçãoestrutural e de reforços localizados, adotou-se também, como medida corretiva, aalteração estrutural por meio do bloqueio total de todas as juntas da estrutura do teto dopavimento de subsolo. Essa alteração estrutural não convencional foi executada com aobturação das juntas com argamassa polimérica, após limpeza completa do vazio entrevigas com jato d’água sob pressão e ar comprimido para retirada do maior volume

possível de material desagregado. Depois procedeu-se a costura das juntas com barrasde armadura transversal ancoradas sobre as lajes. A estrutura do teto do subsolo temárea projetada de aproximadamente 5500 m2, sobre a qual foram construídas piscinas,quadras de esportes, jardins e pisos de pedras portuguesas em áreas descobertas decirculação em torno de duas torres com 20 andares de apartamentos. As torres comaproximadamente 12 m de largura e 60 m de comprimento não têm juntas de dilatação.Todas as fundações são em sapatas em areia média compacta.

A estrutura do teto do subsolo (Figuras 2 e 3), composta por painéis de lajes, vigas epilares, apresentava um estado avançado de deterioração decorrente do envelhecimentodas mantas poliméricas de impermeabilização e consequentes infiltrações nas áreasdescobertas no pavimento superior, especialmente ao longo das juntas dedilatação/contração térmica. Essas juntas, perfazendo um comprimento total de cerca de170 metros, repartem a estrutura do teto em cinco grandes “regiões”, A, B, C, D e E, talcomo ilustrado na Figura 2.

3. Modelagem Numérico-Computacional da Estrutura

Para projetar a alteração estrutural foram realizadas análises das tensões térmicas comauxílio de modelagem numérico-computacional tridimensional da estrutura, considerando:(i) as várias juntas de expansão/contração térmica em duas condições distintas: livres oubloqueadas; (ii) as interações da estrutura com as cisternas, paredes em concreto armado

de contenção do terreno, todos os pilares e suas fundações rasas em terreno arenoso; (iii)os efeitos das interações entre o terreno e as sapatas / blocos de fundação, cisternas eparedes de contenção.

A Figura 4 mostra o modelo numérico-computacional da estrutura do teto do subsolodiscretizada em elementos finitos, sendo as lajes modeladas com elementos planos decasca e as vigas modeladas com elementos barra de pórtico espacial. Os pilares foramconsiderados como axialmente rígidos e lateralmente flexíveis, sendo representados nomodelo por elementos horizontais de mola nas direções ortogonais X e Y comcoeficientes de rigidez obtidos para duas condições distintas:




Condição I: Pilares perfeitamente engastados a rotação na base e elasticamente no topo,submetidos a um deslocamento lateral unitário no topo, para os quais os coeficientesde rigidez são obtidos com as expressões (1.a; 1.b);

3

12

ef

cs

L

I E K ; coeficiente de rigidez à rotação (1.a)

2

6

ef

cs

L

I E K ; coeficiente de rigidez lateral (1.b)

onde, o módulo de elasticidade secante do concreto, E cs = 30 GPa, é dado por (NBR-6118/2003)

MPa f para f x E ck ck cs 40;560085,0 (1.c)

e onde, I é momento de inércia da seção transversal do pilar no plano considerado e Lef =

L, sendo L a altura do pilar e um fator que depende das condições de engastamentoelástico no topo do pilar.

Condição II: Pilares engastados elasticamente na base, considerando a interação solo-fundaçãoesquematizada nas Figuras 5(a-c); tanto para os pilares simples quanto para os pilaresde grandes dimensões das caixas dos elevadores e escadas e também da cisterna(Figuras 2 e 3).

Nas Figuras 5(a-c), K s (em kN/m3) é o coeficiente volumétrico de reação (vertical oulateral) do terreno, K v (em kN/m) representa a constante de rigidez vertical oferecida pelosolo sob a fundação, K H (em kN/m) a constante de rigidez horizontal no nível do teto dosubsolo para um deslocamento lateral unitário ou para uma rotação unitária de cada um

dos elementos como corpo rígido e C (em kN.m/rad) é o coeficiente de rigidez à rotaçãona base e do topo dos pilares. As constantes de rigidez elástica KV, KH e Cθ foram obtidasde modelos analíticos simplificados para as sapatas rígidas sobre base elástica, tal comoilustrado nas Figuras 5(a-c).






Figura 4 - Malha em elementos finitos da estrutura do teto do subsolo. Modelo com 5790

elementos planos de casca, 185 elementos de pórtico e 100 ligações elásticasrepresentando os pilares e as regiões de interação com os muros de arrimo e a cisterna.

h = 4,6 m

piso nível médio

piso do subsolo

soloK s

K s

=1

d 1

K H

KH

piso do

subsolo

d ( =1)

C

KH

h = 4,6 m

Ks

solo

=1

K V

C

piso do nível térreo

(a) Caixas dos elevadores e escadas (b) Pilares do teto do subsolo




Corte A-A

b = 4,6 m

KvKv

KH

h = 4,6 m

d1

piso do subsolo

berma,aterro nãocompactado

solo

=1

Corte A-A

b = 4,6 m

KvKv

KH

h = 4,6 m

d1

piso do subsolo

berma,aterro nãocompactado

solo

=1 =1

A AA AA A

(c) Cisterna

Figura 5(a-c) – Representação esquemática dos modelos de interação solo-estrutura.

4. Casos de análise dos efeitos térmicos

As análises de tensões térmicas foram feitas para duas modelagens: Modelo 1, considerando abertas todas as juntas de dilatação térmica; Modelo 2, considerando todas

essas juntas de dilatação bloqueadas. O segundo modelo foi elaborado a partir doprimeiro, restringindo os deslocamentos relativos entre os pares de nós vizinhos ao longode todas as juntas de dilatação, simulando assim a condição de juntascosturadas/bloqueadas.

A variação de temperatura entre as superfícies superior e a inferior da estrutura do teto dosubsolo foi considerada conforme mostram as Figuras 6 e 7. Para cada um dos Modelos1 e 2, dois casos de análise estrutural foram considerados:

Caso A – variação uniforme de temperatura (Figura 6) nas lajes, igual a 10º C, excetonas áreas de piscinas e das torres (igual a 2ºC); e um gradiente térmico de 10ºC nas

vigas e lajes das áreas descobertas; Caso B – variação de temperatura com gradiente térmico linear, tendo a face superiordo teto do subsolo uma variação de + 10º C em relação a face inferior (Figura 7).

Este é um cenário realista, já que a variação uniforme de temperatura (caso A) noconcreto por condução térmica através das várias camadas de materiais (Figura 7) exigeum intervalo de tempo compatível com os dados ambientais locais da cidade do Rio deJaneiro.

O intervalo de tempo para uma elevação uniforme de temperatura de 10ºC na massa deconcreto das vigas ou das lajes pode ser estimado através da expressão 3(Buchanan,2002), baseada nas equações de transferência de calor, sendo as grandezas

dadas nas unidades SI. Como no presente caso as propriedades térmicas não variam nodecorrer do tempo, não há limite superior para o intervalo de tempo t. Com as




propriedades térmicas dos materiais obteve-se uma faixa de valores para t entre 5 e 15horas dependendo do grau de umidade do material de proteção. De acordo com INMET(2011), os valores médios mensais de temperatura na cidade do Rio de Janeiro variamentre 21 e 26º C. Toma-se, então como temperatura de referência (construtiva) o valorigual a 24º C, em torno do qual as variações de 10º C do caso A correspondem atemperaturas máxima de 34º C e mínima de 14º C. Estas temperaturas podem de fatoperdurar pelos intervalos de tempo estimados no local da obra.

t ct emm

ccct et c

T T AU

C t T eT t

,,

,1,0

,

3 / 1

/ 1

(3)

onde,

AU t C

C mm

cc

mm /

(4)

sendo,

t = intervalo de tempo (s ); AU m / = fator de massividade (m -1),razão entre o perímetro

e área da seção transversal da viga ou de uma faixa de área de largura unitária;

mc C C , = calor específico (J/kg o C ) respectivamente do concreto e da camada de material

de proteção (no caso, da Fig. 7);mt = espessura equivalente (m ) da camada de proteção

(Fig. 7); t et c T T ,, , = variações de temperaturas (ºC ) respectivamente da massa deconcreto das vigas e lajes e do ar externo no intervalo de tempo t ;

m = condutividade

térmica (W/mºC ) equivalente dos materiais que compõem a camada de proteção (Fig. 7);

mc , = massas específicas (kg/m 3 ) do concreto e equivalente dos materiais que

compõem a camada de proteção (Fig. 7).

T=+2ºC

T=+2ºC

T=+2ºC

T=+10ºC

T=+2ºC

T=+10ºC

T=+2ºC

T=+2ºC

T=+2ºC

T=+10ºC

T=+2ºC

T=+10ºC

Figura 6 – Malha em elementos finitos com a distribuição de variação uniforme detemperatura: + 10ºC nas lajes descobertas e +2ºC nas lajes sob as torres deapartamentos, piscinas e quadra de tênis (Caso A).




piso de pedras portuguesas

camada de saibro e areia

Manta de impermeabilização

Laje de C.A. (e= 10 a 14 cm)TI = 35º C

TS= 45º C

teto do subsolo

piso de pedras portuguesas

camada de saibro e areia

Manta de impermeabilização

Laje de C.A. (e= 10 a 14 cm)TI = 35º C

TS= 45º C

teto do subsolo Figura 7 – Variação de temperatura sob insolação em pleno verão, considerada naanálise térmica da estrutura do teto do subsolo (Caso B).

5. Apresentação e Análise dos Principais Resultados

Apresenta-se a seguir um resumo dos resultados mais relevantes obtidos das análises detensões produzidas por variação de temperatura na estrutura de concreto armado, antes edepois das alterações estruturais impostas

A Tabela 1 apresenta, para o caso de ação térmica A, os esforços cortantes (reaçõeshorizontais) no topo dos pilares parede (Figura 3) para ambos os modelos da estruturacom as duas hipóteses de condições contorno na base dos pilares: perfeitamenteengastado e elasticamente engastado sob efeito da interação solo-estrutura.

Tabela 1 – Esforços cortantes V e tensões cizalhantes no topo dos pilares parede. Modelos 1 e 2 da estrutura ; Caso A de ação térmica.

Pilares engastados na basePilares

Parede(Fig. 3)

Modelo 1 – juntas livres Modelo 2 – juntas bloqueadasVx(kN) Vy(kN) Vx(kN) Vy(kN)

P8 3128,5 -1993,0 654,1 10410,4P13 -3887,3 2240,5 -10242,9 9882,3P28 3614,6 -1465,9 12403,2 -12913,8P33 -3614,5 386,0 972,3 -11123,7

Pilares sob efeito da interação solo-fundaçãoPilares*

Parede(Fig. 3)

Modelo 1 – juntas livres Modelo 2 – juntas bloqueadasVx(kN) Vy(kN) Vx(kN) x (MPa) Vy(kN)

y (MPa)

P8 133,5 -95,3 370,5 0,23 459,3 0,28P13 -177,4 146,4 600,2 0,29 691,9 0,33P28 18,1 -32,2 299,4 0,15 -472,0 0,24P33 -134,2 33,6 425,5 0,30 -1047,5 0,72

* Caixas dos elevadores e das escadas

< fct,m = 3,5 MPa; fct,m = 0,3 fck2/3 (NBR 6118/03)




Observa-se que a condição conservadora de todos os pilares engastados na base resultanos maiores valores dos esforços cortantes no topo dos pilares parede, para ambosmodelos, com juntas livres ou bloqueadas. Os resultados obtidos considerando ainteração solo-fundação mostram a grande redução dos esforços cortantes e tensõescisalhantes, mesmo para a estrutura com as juntas bloqueadas, em comparação com osesforços obtidos para os pilares engastados e juntas livres. As tensões cisalhantes sãoem todos os casos inferiores a resistência à tração do concreto fct,m.

Estes resultados para os pilares-parede (elementos de maior rigidez) demonstram avalidade física do bloqueio das juntas, quando considerado o efeito da interação elástica

solo-fundação. Os demais pilares (com esbeltez usual) oferecem pequenas reaçõeselásticas (laterais e à rotação), especialmente se considerado o efeito da interação solo-fundação. Assim, os demais resultados obtidos são a seguir apresentados apenas para omodelo com os pilares com sapatas elasticamente engastadas no terreno.

A Tabela 2 apresenta os deslocamentos em pontos característicos ao longo das juntas(Figura 2), tanto para a estrutura com as juntas livres quanto bloqueadas, submetida àcondição de variação uniforme de temperatura (Caso A; Fig. 6). Os valores máximosobtidos para cada um dos dois modelos analisados são ressaltados na Tabela 2. Para avariação de temperatura com gradiente térmico (Caso B), os deslocamentos resultaramem valores insignificantes, não sendo, portanto, aqui apresentados.

Tabela 2 - Deslocamentos horizontais em pontos da estrutura (ver Figura 2) para o caso AModelo - Juntas livres Modelo 2 - Juntas bloqueadas

Pontos(Fig. 2)

Caso A Pontos(Fig. 2)

Caso Aδx (cm) δy (cm) δx (cm) δy (cm)

1 0,003 0,8171/2 -1,233 0,0762 -0,748 -0,622

3 0,694 0,8173/4/5 -0,866 0,1484 -0,051 -0,501

5 -0,756 0,5266 0,694 0,000

6/7 -0,847 -0,2647 -0,839 -0,2888 0,577 -0,393

8/9/10 -0,382 0,1849 -0,124 0,45810 0,568 -0,38411 0,471 0,453

11/12 -0,331 0,99912 0,472 0,45413 -0,705 0,019

13/14 0,256 -0,64114 0,676 -0,31915 0,696 0,282

15/16/17 0,419 -0,05016 -0,460 0,576

17 1,537 -0,43318 0,060 0,394

18/19 0,967 -0,23119

2,167 -0,221




Observa-se que os deslocamentos máximos para a estrutura com as juntas bloqueadassão, como esperado, menores do que os obtidos para a estrutura original com as juntaslivres.

As Figuras 8 e 9 apresentam, respectivamente, os resultados para as tensões principaismáximas e mínimas nas lajes obtidos para a estrutura com as juntas livres e bloqueadas,submetida ao Caso A de ação térmica. As tensões obtidas para o Caso B da açãotérmica têm valores insignificantes, não sendo, portanto, aqui apresentadas.

Observa-se que não houve alteração significativa dos valores das tensões principais noModelo 2 com juntas bloqueadas em relação aos obtidos com o Modelo 1 com juntaslivres. Os resultados numéricos obtidos com esses dois modelos – ambos com os pilareselasticamente engastados na base (condição II) têm valores pontuais equivalentes.

Notam-se nas Figuras 8 e 9 pontos de concentração de tensões, particularmente noscantos vivos, onde as tensões principais de tração alcançam valores muito maiores que aresistência à tração média do concreto, fct,m = 0,3 fck

2/3 ≈ 3,5 MPa.

Deve-se observar, entretanto, que essas tensões concentradas (σt > fct,m) não alcançamde fato os valores numéricos mostrados nas figuras, já que com a variação de

temperatura se dissipa progressivamente, à medida que se formam fissuras de pequenaabertura. Quanto às tensões concentradas de compressão, são todas muito inferiores aresistência característica à compressão do concreto existente.

A Tabela 3 apresenta os valores máximos obtidos para os esforços em duas vigas(indicadas na Figura 3) mais solicitadas pelo efeito do gradiente térmico ou da variaçãotérmica uniforme.

Tabela 3 – Esforços seccionais máximos (normal e momento fletor) e tensões normaisresultantes nas vigas mais solicitadas pelos efeitos de variação térmica

Viga(Fig. 3)

Dimensõesseção

transversal(cm)

Modelo 1 – juntas livres Modelo 2 – juntas bloqueadasN (kN)*

M (kN.m)

σS (MPa)*

σI (MPa)*

N (kN)*

M (kN.m)*

σs (MPa)*

σI (MPa)*

V 60 40 x 60 -1845,5

65,2

-5,0

-10,0

-1455,5

38,7

-2,8

-9,2

V 46 40 x 60 -1899,6

133,4

-5,2

-10,6

-1697,6

75,2

-3,9

-10,2

(*) convenção de sinais: (-) compressão




max= 10,4

max= 1,9

max= 6,9

max= 5,4

max= 5,3

max= -1,8

max= -1,9

max= -1,3

max= 0,4

max= 1,9

max= -4,6

max= 6,8

max= 3,0

max= 7,1

max= 10,4

max= 1,9

max= 6,9

max= 5,4

max= 5,3

max= -1,8

max= -1,9

max= -1,3

max= 0,4

max= 1,9

max= -4,6

max= 6,8

max= 3,0

max= 7,1

a) estrutura com juntas livresmax= 10,4

max= 1,8

max= 6,8

max= -1,0

max= 2,8

max= -2,2

max= -2,4

max= -1,5

max= 0,2

max= -1,2

max= -4,4

max= 8,6

max= 5,0

max= 7,9

max= 10,4

max= 1,8

max= 6,8

max= -1,0

max= 2,8

max= -2,2

max= -2,4

max= -1,5

max= 0,2

max= -1,2

max= -4,4

max= 8,6

max= 5,0

max= 7,9

b) estrutura com juntas bloqueadas

Figura 8 – Tensões principais máximas (MPa) na laje para variação uniforme detemperatura Caso A (Fig. 6) ; Convenção: (+) tração; fct,m = 3,5 MPa.




min= 2,5

min= -7,6

min= 5,4

min= 3,6

min= 0,8

min= -4,1

min= -5,2

min= -3,6

min= -5,0

min= -3,5

min= -8,2

min= -10,0

min= -7,7

min= -1,6

min= 2,5

min= -7,6

min= 5,4

min= 3,6

min= 0,8

min= -4,1

min= -5,2

min= -3,6

min= -5,0

min= -3,5

min= -8,2

min= -10,0

min= -7,7

min= -1,6

(a) com juntas livres

min= 2,6

min= -7,2

min= 4,4

min= -6,0

min= -5,8

min= -5,5

min= -6,9

min= -5,0

min= -4,6

min= -3,9

min= -6,7

min= -11,3

min= -4,5

min= -5,8

min= 2,6

min= -7,2

min= 4,4

min= -6,0

min= -5,8

min= -5,5

min= -6,9

min= -5,0

min= -4,6

min= -3,9

min= -6,7

min= -11,3

min= -4,5

min= -5,8

(b) com juntas bloqueadas

Figura 9 – Tensões principais mínimas (MPa) na laje para variação uniforme detemperatura Caso A (Fig. 5) ; Convenção: (-) compressão; fct,m = 3,5 MPa.




6. Breve discussão dos resultados

No caso do exemplo aqui analisado, o bloqueio das juntas de dilatação/contração térmicaimpõe uma grande alteração de comportamento estrutural para os efeitos da variaçãouniforme de temperatura, diferenciada em algumas áreas localizadas.

Na situação original, com juntas livres, os pilares de maior rigidez (caixas dos elevadorese das escadas das torres) se encontravam aproximadamente na região central das torrese também das partes A e D cercadas pelas juntas (Figura 2). O posicionamento desses

pilares torna desnecessário juntas de dilatação/contração térmicas nas torres.

Na situação alterada, com as juntas bloqueadas, esses pilares de maior rigidez seencontram afastados da região central da área total dada pelo conjunto das partes A e E(Figura 2).

Assim, já era esperado que na situação alterada os esforços causados pela variaçãotérmica nesses pilares de grande rigidez seriam maiores que os correspondentes nasituação original com as juntas livres. Esse esperado acréscimo de esforços é, entretanto,bastante atenuado pelo efeito da interação solo-fundações.

Nas potenciais regiões de concentração de tensões nas lajes, associados a detalhesgeométricos – particularmente em torno das interseções das vigas, especialmente asperiféricas (cantos vivos) – as tensões principais de tração são dissipadasprogressivamente quando em algum ponto alcançam a resistência à tração do concreto, efissuras de pequena abertura são formadas.

Observa-se, então, que o conjunto dos efeitos benéficos da interação solo-fundações e daformação de pequenas fissuras, viabilizaram na prática a execução do bloqueio total das juntas de dilatação/contração térmica em toda sua extensão.

7. Conclusões

Os resultados de tensões térmicas obtidas, para um caso exemplo de estrutura deconcreto armado de um edifico, por meio de modelos numérico-computacionais,mostraram a viabilidade técnica do bloqueio total de todas as juntas dedilatação/contração térmica, quando se levam em conta os efeitos benéficos da interaçãosolo-fundações e se considera na análise dos resultados a atenuação das deformaçõesimpostas em pontos de concentração de tensões devido a formação de pequenasfissuras.

A viabilidade prática do bloqueio/costura das juntas tem como conseqüência a minoraçãodos problemas de deterioração da estrutura produzida pelas infiltrações e conseqüente




aceleração do processo de corrosão das armaduras e deterioração da massa deconcreto.Cabe alertar, finalmente, que essas conclusões se aplicam somente ao caso exemploanalisado, devendo-se caso a caso utilizar a modelagem mais adequada incluindo, serelevantes, os efeitos de retração e fluência do concreto.

8. Referências

ABNT – NBR-6118/2003. Projeto de estruturas de concreto – Procedimento, Rio de

Janeiro, 2004.

BUCHANAN, A. H., 2002. Structural Design for Fire Safety, 1st Ed., John Wiley & Sons,Canterbury, New Zealand.

Eurocode 2. Design of concrete structures – Part 1: General rules and rules forbuildings, 2005.

INMET- Instituto Nacional de Meteorologia, www,inmet.gov,br, acessado em 12/09/2011.

NAC – Technical Report Nº 65, Expansion joints in Buildings, National Academy ofSciences, Washington D.C, USA, 1974.

LEONHARDT, F. 1979. Construções de concreto, vol. 1,Ed. Interciência, Rio de Janeiro,Brasil.

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53CBC0085 Juntas+Dilatao+Trmica