INSTITUTO DE PESQUISAS TECNOLÓGICAS DO ESTADO DE SÃO PAULO
CELSO DELIBERATO
DIRETRIZES PARA O PROJETO E EXECUÇÃO DE LAJES MISTAS DE CONCRETO E CHAPAS METÁLICAS TRAPEIZOIDAIS
(“STEEL DECK”)
São Paulo
2006
CELSO DELIBERATO
DIRETRIZES PARA O PROJETO E EXECUÇÃO DE LAJES MISTAS DE CONCRETO E
CHAPAS METÁLICAS TRAPEIZOIDAIS
(“STEEL DECK”)
Dissertação apresentada ao Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo – IPT, para obtenção do título de Mestre em Habitação: Planejamento e Tecnologia. Área de concentração: Planejamento, Gestão e Projeto Orientador Ercio Thomaz
São Paulo
2006
Ficha Catalográfica
Elaborada pelo Departamento de Acervo e Informação Tecnológica do Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo - IPT
D353d Deliberato, Celso
Diretrizes para o projeto e execução de lajes mistas de concreto e chapas metálicas trapezoidais (“steel deck”). / Celso Deliberato. São Paulo, 2006. 135p. Dissertação (Mestrado em Habitação: Planejamento e Tecnologia) - Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo. Área de concentração: Planejamento, Gestão e Projeto. Orientador: Prof. Dr. Ercio Thomaz 1. Laje mista 2. Concreto armado 3. Aço 4. Chapa metálica trapezoidal 5. Steel deck 6. Segurança estrutural 7. Resistência ao fogo 8. Proteção contra incêndio 9. Edificações 10. Tese I. Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo. Centro de Aperfeiçoamento Tecnológico II. Título
06-114 CDU 69.073(043)
AGRADECIMENTOS
Há inúmeros seres humanos que tem por sua própria natureza colaborar com
seus semelhantes, nas mais diferentes formas (financeira, moral, intelectual, etc).
Aos que recebem o auxílio tem por dever no mínimo, o de agradecer, principalmente
daqueles em que foi recebido de forma gratuita, espontânea e sem alarde.
Assim, preliminarmente, peço desculpas aos que deveriam ser lembrados
nominalmente e não o foram, e nesse instante espero que vossos espíritos sejam
envolvidos com o mesmo carinho, respeito e dedicação dadas à minha pessoa.
Aos que minha memória não deixa falhar, os meus mais sinceros
agradecimentos e se, hoje tenho alegria por este trabalho, com certeza tudo
começou no sorriso que me foi oferecido por vocês no inicio deste singelo trabalho.
Face à particularidade com que cada um participou durante a minha jornada
tenho a necessidade de citar três pessoas. Em primeiro, quero agradecer ao
engenheiro que nos ajudou com sua grande experiência e conhecimentos técnicos
conquistados ao longo de sua vida profissional. Ao Prof. Dr. Ercio Thomaz por seu
incentivo, dedicação, paciência e generosidade.
A seguir, agradeço ao amigo de jornadas mais antigas que com sua forma de
ser, avesso à divulgação da gratidão que outras pessoas tem por ele, nesta
oportunidade tenho a necessidade de expor a minha e declarar o meu muito
obrigado ao meu precioso amigo Antonio Carlos Cappabianco.
Em terceiro, ao ser humano que muito auxiliou na manutenção do meu bem
pessoal mais precioso que é a saúde, suas primeiras palavras a mim dirigidas estão
gravadas até hoje, neste momento eu as retorno “estou tranqüilo, estou entre
amigos”. Muito obrigado Prof. Henrique Vailati Neto.
Na esfera doméstica tenho a necessidade de agradecer pela paciência, pela
generosidade e pelas oportunidades não compartilhadas e declarar muito obrigado
aos meus filhos e esposa. Caso eu tenha algum crédito na espiritualidade solicito ao
Grande Arquiteto do Universo que retribua a todos vocês tudo o que a mim foi
dispensado com enorme carinho.
RESUMO
As razões que motivaram a realização deste trabalho “DIRETRIZES PARA O
PROJETO E EXECUÇÃO DE LAJES MISTAS DE CONCRETO E CHAPAS
METÁLICAS TRAPEZOIDAIS” tem sua origem na dificuldade de encontrar
informações adequadamente reunidas ao seu estudo.
A engenharia da construção de edifícios vem se desenvolvendo através dos
sistemas estruturais em concreto armado e de aço, após a segunda metade do
século passado os denominados sistemas mistos (concreto armado trabalhando em
conjunto com o aço) tem se desenvolvido de forma mais acentuada, tornando-se
mais uma opção construtiva.
No caso do sistema misto laje mista de concreto e chapa metálica trapezoidal não
utiliza as tradicionais fôrmas de madeira, pode em diversas oportunidades dispensar
os escoramentos durante a concretagem e ainda, as suas chapas metálicas
trabalham como armadura positiva após a cura do concreto.
As particularidades deste sistema misto requerem um método de dimensionamento
e execução mais trabalhoso daquele utilizado em lajes convencionais de concreto
armado, assim, face às características que lhe são próprias, os conceitos deste
sistema misto, as exigências estabelecidas pelas normas vigentes e sua execução
adequada são indicadas neste trabalho acrescido de exercícios propostos de
dimensionamento.
Palavras-chave: Laje mista, Concreto armado, Aço, Chapa metálica trapezoidal,
Steel deck, Segurança estrutural, Resistência ao fogo,Proteção contra incêndio,
Edificações.
ABSTRACT
The reasons that motivated me to carry out this work, “GUIDELINES FOR THE
PROJECT OF MIXED SLABS OF CONCRETE AND STEEL DECK” have their
origins on the difficulty of finding adequate reunited pieces of information for its study.
Engineering for building construction has been developed through structural
system in reinforced concrete and steel. However, after the second half of the past
century, the ones called mixed systems (reinforced concrete working in a
combination with steel) have been developed more strongly; thus, becoming one
more building option.
In the case of mixed system – concrete slab and steel deck – it does not use
wood forms; it may dispense, in several cases, propping during concrete pouring,
and, yet, their metal sheets will function as a positive armature after the cure of the
concrete.
The peculiarities towards mixed system demand harder dimensional and
execution methods that those ones used in conventional reinforced concrete slabs.
Consequently, due to its own characteristics, the concepts of the mixed system, the
demanding set by the normative rules, as well as its adequate execution are pointed
at in this work, which also includes proposed exercises of dimensioning.
Key words: mixed slsab, reinforced concrete, steel, steel deck, structural safety, fire
resistance, fire protection, building
Lista de ilustrações
Figura 1: Detalhamento do sistema misto laje mista de concreto e chapa
metálica nervurada trapezoidal. (METFORM) ......................................19
Figura 2: Posicionamento da Armadura Complementar. .....................................24
Figura 3: Seção e dimensões do “Steel Deck MF-75” (Metform).........................27
Figura 4: Armadura adicional sobre vigas principais (Metform) ...........................28
Figura 5: Largura mínima de apoio do steel deck (Metform). ..............................29
Figura 6: Continuidade das peças de Steel Deck sobre as vigas (Metform)........29
Figura 7: Seção e dimensões do “Polydeck 59” (Perfilor)....................................31
Figura 8: Seções críticas (NBR 14.323, 1999).....................................................36
Figura 9: Perímetro crítico para punção (NBR 14.323, 1999)..............................37
Figura 10: Distribuição de tensões para momento positivo – linha neutra
acima da face superior da fôrma (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001) ....................................................................................................38
Figura 11: Distribuição de tensões para momento positivo – linha neutra na
fôrma metálica, abaixo da face superior da fôrma (Queiroz;
Pimenta; Da Mata, 2001)......................................................................39
Figura 12: Geometria Simplificada da Fôrma (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001). ...................................................................................................41
Figura 13: Momento resistente aproximado (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001). ...................................................................................................43
Figura 14: Dimensões da fôrma de aço e da laje de concreto (NBR 14432;
2001). ...................................................................................................46
Figura 15: Perímetro crítico para punção (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). .....46
Figura 16: Seqüência de concretagem (SDI, 2000)...............................................52
Figura 17: Distribuição das cargas concentradas ou lineares................................54
Figura 18: Armadura de distribuição (NBR 14.323, 1999). ....................................56
Figura 19: Abertura na laje (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). ...........................56
Figura 20: Armaduras de reforços nas aberturas (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001). ...................................................................................................60
Figura 21: Localização das armaduras de reforço na região da abertura
(Manual da MetForm, 1997). ................................................................60
Figura 22: Lajes com forma de aço incorporada. (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001) ....................................................................................................67
Figura 23: Posição geométrica da armadura. (NBR 14.323, 1999) .......................70
Figura 24: Viga sem a Proteção (obra Convention Center & Hotel Jaraguá).........76
Figura 25: Viga com a Proteção Passiva (obra Convention Center & Hotel
Jaraguá) ...............................................................................................77
Figura 26: Deformação do aço em função do tempo em que atua tensão
constante. (ABDALLA, 1995)................................................................84
Figura 27: Variação dos fatores de redução para o limite de escoamento e
módulo de elasticidade do aço com a temperatura. (Bellei, Pinho,
Pinho, 2004) .........................................................................................85
Figura 28: Variação do Fup em função da temperatura crítica. (Bellei, Pinho,
Pinho, 2004) .........................................................................................86
Figura 29: Proteção Ativa - sprinklers (obra Convention Center & Hotel
Jaraguá) ...............................................................................................88
Figura 30: Steel Deck (Semple-Gooder)................................................................89
Figura 31: Polydeck 59 ..........................................................................................90
Figura 32: Lajes com fôrma de aço incorporada. (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001) ....................................................................................................91
Figura 33: Deslizamento longitudinal relativo entre a fôrma e o concreto na
extremidade da peça, após ensaio realizado na laje mista montada
com chapa metálica Steel Deck MF-75, da MetForm (Mello, 1999). ....92
Figura 34: Fixação com parafusos auto-atarrachantes com máquinas
elétricas-pneumáticas (SDI, 2000)........................................................93
Figura 35: Fixação com solda (SDI, 2000).............................................................93
Figura 36: Conector tipo pino com cabeça (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). ...94
Figura 37: Conector da Hilti HVB (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). .................94
Figura 38: Conector em perfil U laminado (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). ....95
Figura 39: Outros tipos de conectores (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)...........95
Figura 40: Carga/descarga de fardos de steel deck (Bellei; Pinho, F.; Pinho, M,
2004). ...................................................................................................98
Figura 41: Içamento/transporte vertical dos fardos de steel deck (Manual SDI,
). ...........................................................................................................99
Figura 42: Descarga dos fardos (Manual Bellei, Pinho, Pinho, 2004)..................100
Figura 43: Exemplo de estocagem (Manual SDI). ...............................................100
Figura 44: Área de estoque (manual do SDI). .....................................................101
Figura 45: Área de estoque em que os perfis devem ter verificação de sua
capacidade suporte antes da concretagem da laje a ser
incorporada (manual do SDI)..............................................................102
Figura 46: Montagem das chapas de steel deck (Manual SDI) ...........................103
Figura 47: Vista Inferior de um recorte (obra – Convention Center & Hotel
Jaraguá) .............................................................................................105
Figura 48: Vista superior de um recorte (obra – Convention Center & Hotel
Jaraguá) .............................................................................................106
Figura 49: Processo de colocação do conector com a pistola. (Queiroz;
Pimenta; Da Mata, 2001)....................................................................107
Figura 50: Processo de soldagem. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)..............107
Figura 51: Conector da Hilti HVB. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). ..............108
Figura 52: Vedação nos encontros longitudinais e transversais (Haironville). .....109
Figura 53: Não acumular concreto de forma concentrada no meio do vão
(Manual SDI).......................................................................................109
Figura 54: Não transitar co carrinhos diretamente sobre as chapas (Manual
SDI) ....................................................................................................109
Figura 55: Plano de Concretagem (Manual Haironville) ......................................110
Figura 56: Concretagem (SCI).............................................................................110
Figura 57: Arremates de lajes junto às vigas de aço segundo a MetForm
(Manual da MetForm, 1997). ..............................................................111
Figura 58: Arremate de laje e suporte de deck em balanços do steel deck
(Manual da MetForm, 1997). ..............................................................112
Figura 59: Complemento de deck “CD” (Manual da MetForm, 1997). .................113
Figura 60: Arremate de deck “AD” (Manual da MetForm, 1997)..........................114
Figura 61: Recortes de Montagem (Manual da MetForm, 1997). ........................115
Lista de tabelas Tabela 1: Cargas Sobrepostas Máximas (kN/m²) “Steel Deck MF-75”
METFORM ...........................................................................................30
Tabela 2: Sobrecargas Admissíveis (kN/m²) “Polideck 59” - Espessura 0,80
mm........................................................................................................33
Tabela 3: Sobrecargas Admissíveis (kN/m²) “Polideck 59” - Espessura
0,95mm.................................................................................................34
Tabela 4: Sobrecargas Admissíveis (kN/m²) “Polideck 59” - Espessura
1,25mm.................................................................................................35
Tabela 5: Valores de Rdτ em função de (fonte: NBR-14323) .......................47 ckf
Tabela 6: Malha anti-fissuração (METFORM S.A., 2000).....................................48
Tabela 7: Malha anti-fissuração (Perfilor Perkron Haironville, 2004)....................48
Tabela 8: Propriedades físicas do “Steel Deck MF-75” (Metform)........................49
Tabela 9: Características mecânicas da Polideck-59 (Perfilor Perkrom
Haironville)............................................................................................50
Tabela 10: Espessura efetiva mínima (NBR-14.323, 1999)....................................66
Tabela 11: Condições de colapso para lajes (NBR-14.323, 1999). ........................69
Tabela 12: Tempo de resistencia ao fogo da laje e correspondente
temperaturas da armadura (NBR-14.323, 1999). .................................70
Tabela 13: Fatores de reduçao da resistencia do aço sob ação de temperatura
(NBR-14.323, 1999)..............................................................................71
Tabela 14: Variação de temperatura na altura das lajes de concreto (NBR-
14.323, 1999)........................................................................................73
Tabela 15: Fatores de redução para o concreto (NBR-14.323, 1999)....................74
Tabela 16: Espessura mínima do concreto acima da fôrma de aço (NBR-
14.323, 1999)........................................................................................75
Tabela 17: Fatores de redução para o aço . (Bellei, Pinho, Pinho, 2004) ..............86
Tabela 18: Espessura Mímima dos Arremates de Laje (mm) (Metform) ..............112
Listas de abreviaturas e siglas
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
AD Arremate de Deck
AISC-LRFD American Institute of Steel Construction-Load and Resistence Factor
Design
ASCE American Society of Civil Engineers
BS British Sandards Institution
CB Corpo de Bombeiros
CD Complementos de Deck
CSSBI Canadian Steell Sheet Building Institute
ECCS European Convention for Constructional Steelwork
Eurocode European Committee for Standardisation
IT Instruções Técnicas do Corpo de Bombeiros do Estado de São Paulo
NBR Norma Brasileira Registrada
NR Norma Regulamentadora do Ministério do Trabalho – Brasil
SCI The Steel Construction Institute
SD Suporte de Deck
SDI Steel Deck Institute
TRRF Tempo Requerido de Resistência ao Fogo
Listas de símbolos
Letras romanas maiúsculas
A - área de seção transversal, alongamento
AS’ - área da fôrma de aço sujeita a compressão
AS” - área da forma de aço sujeita à tração
Ag - área bruta da seção transversal da barra
AP - área efetiva de fôrma (correspondente a 1.000 mm de largura)
E - módulo de elasticidade tangente do aço 20°C
FG - valor nominal da ação permanente
FQ - valor nominal das cargas acidentais
FQ,exc - valor nominal da ação transitória excepcional
G - módulo transversal de elasticidade
I - momento de inércia
L - altura de um andar, vão teórico
LS - distância de atuação de uma carga concentrada do seu apoio mais próximo
Mpa - resistência plástica ao momento fletor da forma de aço considerando a seção efetiva
Mpr - resistência plástica ao momento fletor da fôrma de aço
Nc,i - resistência à compressão de cada fatia da laje
Ncf - valor de cálculo do esforço normal de compressão atuante na espessura de concreto acima da fôrma de aço
Npa - valor de cálculo do esforço resistente à tração da fôrma de aço
Pp - carga concentra
V - força cortante
W - módulo resistente
Letras romanas minúsculas
a - Maior distância, na direção das nervuras, entre a borda da abertura e o apoio correspondente da laje.
a’ - menor distância, na direção das nervuras, entre a borda da abertura e o apoio correspondente da laje
a/c - fator água cimento
b - largura laje, tomada como 1.000 mm
bn - largura entre duas nervuras consecutivas
bP - largura da carga concentrada linear
bo - largura media das nervuras para fôrmas
d - altura da seção
dP - distância da face superior da laje ao centro de gravidade da área efetiva da forma
e - distância da área efetiva da fôrma
ep - distância da linha neutra plástica da seção efetiva da fôrma a sua face inferior
fck - resistência característica a compressão do concreto de densidade normal, a 20°C
fcd - fck/1,4
fu - limite de resistência a 20°C dos aços laminados a quente
fy - limite de escoamento a 20°C dos aços laminados a quente
fyp - limite de escoamento do aço da forma
fys - limite de escoamento da armadura
hc - altura da laje sobre a fôrma de aço
hf - altura toral da laje, incluindo a fôrma e o concreto
hef - altura efetiva da laje
k - Constante
KE,θ - fator de redução para módulo de elasticidade dos aços laminados em temperatura elevada, relativo ao valor a 20°C
Ky,θ - fator de redução para o limite de escoamento dos aços laminados a quente em temperatura elevada, relativo ao valor a 20°C
Kyo,θ - fator de redução para o limite de escoamento dos aços trefilados em temperatura elevada, relativo ao valor a 20°C
ls - vão de cisalhamento
m - Constante
q - carga linear por unidade comprimento
t - tempo de resistência a incêndio, espessura
tci - espessura de cada fatia
y - braço de alavanca entre as resultantes de tração e compressão na seção transversal da forma
u - Perímetro do elemento estrutural exposto ao incêndio, distância da armadura à forma de aço
ucr - perímetro crítico
Letras gregas minúsculas
α - relação entre a parte comprimida e a largura total do elemento
γc - massa específica do concreto
γg - coeficiente de ponderação para ação permanente
δo - flecha calculada para o carregamento de longa duração
δf - deformação final
ν - coeficiente de Poisson
θc - coeficiente de resistência do concreto
θs - temperatura da armadura
ρa - Massa específica do aço
τrd - resistência do concreto ao cisalhamento
Índices gerais
a - Aço
c - concreto, convecção
d - de cálculo
n - Nominal
r - início do escoamento, radiação
t - Tempo
u - relacionado ao limite de resistência
w - Alma
x - relacionado ao eixo x
y - relacionado ao eixo y
Sumário
Introdução 19
Objetivo do trabalho .................................................................................................20
Justificativa...............................................................................................................20
Capítulo 1
1 Características dos Materiais Empregados...........................................................21
1.1 Aço .....................................................................................................................21
1.1.1 Propriedades ...................................................................................................21
1.1.1.1 Propriedade das chapas de fôrmas de aço ..................................................22
1.2 Concreto.............................................................................................................23
1.2.1 Propriedades ...................................................................................................23
1.3 Armadura Complementar ...................................................................................24
1.4 Conectores de cisalhamento ..............................................................................25
Capítulo 2
2 Parâmetros de Projeto ..........................................................................................26
2.1 Verificação da fôrma de aço antes da cura do concreto ....................................26
2.2 Verificação da laje mista (após a cura do concreto)...........................................36
2.2.1 Verificação da laje mista aos estados limites últimos......................................36
2.2.1.1 Resistência ao momento fletor .....................................................................38
2.2.1.2 Resistência ao cisalhamento longitudinal.....................................................42
2.2.1.3 Verificação ao cisalhamento vertical e à punção..........................................45
2.2.2 Verificação da laje mista aos estados limites de utilização .............................47
2.2.2.1 Estado limite de fissuração inaceitável do concreto .....................................47
2.2.2.2 Estado limite de deslocamento vertical máximo...........................................49
2.2.3 Ações a serem consideradas nas verificações................................................51
2.2.3.1 Na fase antes da cura do concreto...............................................................51
2.2.3.2 Fase após a cura do concreto ......................................................................53
2.2.4 Verificação da laje mista para cargas concentradas ou lineares.....................53
2.2.4.1 Situação das cargas concentradas ou lineares paralelas às nervuras.........53
2.2.4.2 Situação de cargas lineares perpendiculares às nervuras ...........................54
2.3 Aberturas em lajes mistas ..................................................................................56
2.3.1 Pequenas aberturas ........................................................................................57
2.3.2 Grandes aberturas ..........................................................................................57
2.4 Disposições construtivas ....................................................................................60
2.5 Segurança contra incêndio.................................................................................61
2.5.1 Generalidades .................................................................................................61
2.5.2 Proteção contra incêndio em edificações ........................................................62
2.5.2.1 Proteção ativa ..............................................................................................62
2.5.2.2 Proteção passiva..........................................................................................62
2.5.3 Resistência da estrutura suporte à ação do fogo ............................................64
2.5.3.1 Verificação de estruturas mistas em situação de incêndio ...........................64
2.5.3.2 Verificação das lajes mistas em situação de incêndio..................................65
2.5.4 Verificação de lajes mistas em situação de incêndio sem material de
proteção ...................................................................................................................65
2.5.4.1 Critério de isolamento térmico......................................................................66
2.5.4.2 Capacidade de resistência ao carregamento ...............................................67
2.5.4 3 Resistência ao momento positivo.................................................................70
2.5.4.4 Resistência ao momento negativo ...............................................................71
2.5.5 Lajes com material de proteção ......................................................................75
2.6 Características dos materiais empregados sob a ação do fogo .........................77
2.6.1 Concreto..........................................................................................................77
2.6.2 Aço ..................................................................................................................83
2.7 Especificações do Corpo de Bombeiros.............................................................87
2.7.1 Lajes mistas de concreto e chapas metálicas trapezoidais .............................87
Capitulo 3
3 Execução das Lajes Mistas...................................................................................89
3.1 Descrição da chapa metálica trapezoidal ...........................................................89
3.2 Composição da laje de piso com steel deck.......................................................93
3.3 Aprovação dos desenhos de fabricação.............................................................95
3.4 Embalagem das chapas steel deck ....................................................................96
3.5 Carregamento e transporte ................................................................................97
3.6 Recebimento, descarga, estocagem e proteção ................................................98
3.6.1 Recebimento ...................................................................................................98
3.6.2 Descarga .........................................................................................................99
3.6.3 Estocagem e proteção...................................................................................100
3.7 Montagem do steel deck em ambiente seguro.................................................101
3.7.1 Respeito ás Normas Regulamentadoras do Mistério do Trabalho - Brasil ....101
3.7.2 Içamento dos fardos de steel deck ................................................................102
3.7.3 Montagem em plataformas seguras ..............................................................103
3.7.4 Disposição das chapas do steel deck............................................................104
3.7.5 Fixação das chapas do steel deck ................................................................104
3.7.6 Recortes nas chapas de steel deck...............................................................104
3.7.7 Instalação dos conectores.............................................................................106
3.8 Concretagem da laje mista...............................................................................108
3.8.1 Medidas a executar antes da concretagem...................................................108
3.8.2 Medidas necessárias durante a concretagem da laje mista..........................109
3.8.3 Medidas necessárias após a concretagem ...................................................110
3.9 Detalhes construtivos .......................................................................................111
3.9.1 Arremantes de laje (AL).................................................................................111
3.9.2 Complementos de deck.................................................................................113
3.9.3 Arremates de deck “AD” ................................................................................113
3.9.4 Recortes de montagem no steel deck ...........................................................114
Capitulo 4
4 Considerações gerais e comentários sobre o Desempenho das lajes steel
deck ....................................................................................................116
4.1 Sistema construtivo ..........................................................................................116
4.2 Durante o projeto..............................................................................................116
4.2.1 Durante o projeto, casos específicos ............................................................117
4.3 Comportamento estrutural................................................................................119
Referências Bibliográficas ......................................................................................121
ANEXO 1 – Exercícios de Aplicação......................................................................124
19
INTRODUÇÃO
O sistema misto, laje mista de concreto armado e chapa metálica trapezoidal é
também conhecido por “steel deck” no EUA.
A chapa metálica trapezoidal tem basicamente duas funções: antes da cura do
concreto, tem a função de fôrma e trabalha isoladamente como suporte das ações
permanentes e sobrecargas de construção, após a cura do concreto , a chapa
metálica é incorporada ao sistema misto como armadura de tração da laje para as
sobrecargas em serviço, quando , ambos os materiais trabalham como um único
elemento estrutural.
Os empreendedores na busca de novas soluções , acreditam que se deve empregar
materiais leves que permitem boa racionalização e velocidade na execução das
edificações em geral , isto os tem levado a adotar o sistema misto laje mista de
concreto com chapa metálica trapezoidal na maioria de seus projetos.
Figura 1: Detalhamento do sistema misto laje mista de concreto e chapa metálica nervurada trapezoidal. (METFORM)
20
Objetivo do trabalho
Com a publicação das normas brasileiras NBR 14323 – “Dimensionamento das
estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio” (1999), NBR 14132 –
“Exigências de resistência ao fogo de elementos construtivos das edificações (2000),
Instrução técnica do corpo de bombeiros , IT nº 08/01 – “Segurança estrutural nas
edificações – resistência ao fogo de elementos de construção” (2001), colaboraram
para diminuir o descrédito sobre a segurança dos edifícios metálicos e dos sistemas
mistos sob a ação do incêndio, ao mesmo tempo que colaboram com o crescimento
do uso deste sistema misto.
Neste trabalho apresentamos as diretrizes para o projeto do sistema misto laje mista
de concreto e chapa metálica trapezoidal à temperatura ambiente e sob ação do
fogo e as disposições necessárias para a sua execução.
Justificativa
O sistema misto laje mista não é recente , apesar de ser empregado de forma mais
intensa nos EUA e Europa, no Brasil comparativamente é pouco utilizado, por falta
de bibliografias e pesquisas específicas do comportamento deste sistema misto a
temperatura ambiente e principalmente no que diz respeito deste sistema misto sob
ação do fogo.
O sistema laje mista é para as estruturas dos pisos considerado por muitos técnicos,
uma solução estrutural de execução com velocidade rápida, utilizando-se uma mão
de obra especializada que agrega racionalidade, economia e segurança.
Muitas funções podem ser obtidas deste sistema, antes e depois da interação entre
os dois materiais e as tarefas de projeto e execução serão mais brandas quando o
técnico tem ao seu alcance para consulta as diretrizes básicas mínimas para o
projeto e os cuidados básicos para uma boa execução deste sistema misto laje
mista.
21
CAPÍTULO 1 CARACTERÍSTICAS DOS MATERIAIS EMPREGADOS
1.1 Aço
O material empregado na chapa de aço é basicamente uma liga de ferro-carbono
com alguns elementos adicionais, que podem ter suas propriedades mecânicas
alteradas por meio de conformação mecânica ou tratamento térmico. É um material
dúctil (propriedade de certos corpos que produzidos com este material podem ser
estirados ou reduzidos), utilizado nos perfis, nas barras de armadura, nos conectores
de cisalhamento, nos parafusos e nas fôrmas metálicas incorporadas ao concreto
em lajes mistas. Perfis e chapas das fôrmas são produtos laminados; barras de
armadura e fios de aço podem ser laminados ou trefilados; aços de conectores e
parafusos são tratados termicamente.
1.1.1 Propriedades
• Massa específica – ρa= 77 KN/m³;
• Coeficiente de dilatação térmica à temperatura ambiente: 1,2x10-5/°C;
• Limite nominal de escoamento por tração e por compressão ( )yf e limite
de resistência à tração ( )uf - com faixas usuais de:
250 a 350 MPa - ( )yf para aços de perfis estruturais;
380 a 500 MPa - ( )uf para aços de perfis estruturais;
250 a 600 MPa - ( )yf para aços de armadura;
280 a 350 MPa - ( )yf para aços de chapas para fôrmas metálicas;
415 MPa - ( )uf para aços de conectores;
• Módulo de elasticidade E – obtido por meio de ensaios de tração e é
aproximadamente igual a 205.000 MPa para todos os aços;
22
• Módulos transversal de elasticidade G – obtido por meio de ensaios de
torção - o valor de G pode ser tomado aproximadamente igual a 78.800
MPa para todos os aços;
• Coeficiente de Poisson (ν ) – obtém-se ν =0,3 para todos os aços, por
meio da relação ( )ν+=12EG
1.1.1.1 Propriedade das chapas de fôrmas de aço
As chapas utilizadas nas fôrmas são de pequena espessura, sendo mais utilizadas
as de 0,80 mm, 0,95 mm e de 1,25 mm, geralmente de baixo teor de carbono, a
proteção superficial dessas chapas é garantida por camada de zinco puro ou liga de
zinco produzida por processo contínuo de imersão a quente, conforme NBR-7008
“Chapas e bobinas de aço revestidas com zinco ou com liga de zinco-ferro pelo
processo contínuo de imersão a quente”, proporcionando grande aumento na
resistência à corrosão atmosférica.
O material empregado pelos fabricantes das chapas metálicas é o série ZAR, próprio
para a aplicação estrutural, neste caso é o ZAR-280. No que diz respeito a massa
mínima do revestimento de zinco adotada nestas chapas, este valor é dado à tabela
4 da NBR-7008, onde usualmente é empregado chapa metálica trapezoidal
revestida com zinco com a designação Z 275 que corresponde aproximadamente a
uma camada com 0,05 mm de espessura, considerando ambas as faces da chapa.
Como a espessura de zinco é considerada pelo mercado na espessura nominal
dessas chapas, significa que a chapa de 0,75mm resultará em espessura nominal de
0,80mm, a de 0,90mm em 0,95mm e a de 1,20mm em 1,25mm.
Quanto as propriedades do material, a NBR-7008 e todos fornecedores apresentam:
• Limite de escoamento mínimo ( )yf = 280 MPa
• Limite de resistência à tração ( )uf = 380 MPa
• Alongamento mínimo (A)=16%
23
• Espessura da camada de revestimento 39 μm (total para as duas faces)
Para a obtenção dos perfis, a chapa é perfilada a frio, e já neste momento são
conformadas reentrâncias, as mossas, que possuem a função de transmitir os
esforços de cisalhamento longitudinal, e ao limitar o deslizamento entre o aço e a
capa de concreto o conjunto passa a ser denominado de laje mista de concreto e
chapas metálicas trapezoidais.
Caso seja solicitado, ao saírem da fábrica, podem levar uma camada de pintura na face inferior. Nesse caso as chapas galvanizadas passam por uma limpeza
química, depois de secas recebe pintura por processo eletrostático e, para garantir
sua fixação, passam após a pintura por uma estufa de polimerização (promovendo a
cura da tinta).
1.2 Concreto
O concreto é um material frágil composto basicamente de uma argamassa de
cimento (cimento, agregados miúdos, água e eventualmente de aditivos) e de
agregados graúdos, apresentando geralmente microfissuras (principalmente nas
regiões de contato entre a argamassa e os agregados graúdos), mesmo antes de
ser sujeito a cargas externas (QUEIROZ; PIMENTA; 2001)
1.2.1 Propriedades
• Massa específica do concreto: cγ =24KN/m³ (podendo diminuir até
17 KN/m³, quando são usados agregados leves);
• Coeficiente de dilatação térmica à temperatura ambiente: 10-5/°C;.
• Resistência características à compressão (fck) – com faixa usual de:
20 a 40 MPa (para corpos de provas cilíndricos) em sistemas mistos; (as
tabelas elaboradas pelos fabricantes das chapas metálicas trapezoidais
consideram fck= 20 MPa para ruptura por compressão, e para evitar
agressão à camada de revestimento de zinco das chapas de aço aditivos no concreto à base de cloretos não devem ser utilizados;
24
• Módulo de Elasticidade Secante (Ec) é obtido por meio de ensaios, e na
ausência destes ensaios, pode ser determinado em função do fck através
das expressões (para concreto com 28 dias; caso o concreto tenha menos
de 28 dias, o valor a ser utilizado nas expressões deve ser reduzido
correspondentemente).
( ) ( ) 23
21
42 cckc fE γ= (NBR 8800, 1986 e AISC-LRFD, 1993)
( )2
1
31
2489500 ⎟
⎠
⎞⎜⎝
⎛+= cckc fE
γ (EUROCODE 4, 1992)
onde fck e Ec são expressos em MPa, cγ em KN/m³
• Coeficiente de Poison (ν ) – o valor nominal do coeficiente de Poisson é
de 0,2 (quando se considera que o concreto tracionado está fissurado,
este coeficiente pode ser tomado igual a zero).
1.3 Armadura Complementar
Nos casos de vãos onde não haja momento negativo (vãos isostáticos), somente as
chapas de aço atenderiam ao sistema misto; entretanto neste sistema misto são
empregados telas de aço soldadas, na parte superior da capa de concreto, visando
controlar o aparecimento de fissuras provocadas por variação térmica e por retração
no concreto. Essas telas são denominadas de armadura complementar, e suas
propriedades são informadas pelos fabricantes.
Figura 2: Posicionamento da Armadura Complementar.
Onde ocorrer momentos negativos, deverá ser especificada uma armadura adicional
para resistir a estes momentos (ver item 2.2.1.1.2).
25
1.4 Conectores de cisalhamento
Em obras de pequeno porte, normalmente são utilizados somente os elementos de
fixação. Nestes casos, então, a laje passa a ser considerada independente da viga.
Com o uso de conectores de cisalhamento a laje passa a trabalhar de forma
solidária com a viga metálica, e o seu dimensionamento é feito como uma viga “T”.
A utilização ou não dos conectores (principalmente em obras de pequeno porte) é
conseqüência dos custos relativos à aquisição, instalação e mobilização dos
equipamentos, de acordo com a escala de utilização dos mesmos. Quanto maior
sua utilização, mais barato se torna o processo.
O conector é o elemento que assegura a interação completa entre a laje mista e as
vigas de sustentação, sendo que o mais utilizado é o do tipo com cabeça (Stud Bolt).
O seu processo de instalação deverá ser bem supervisionado.
O material utilizado na fabricação dos Stud Bolt é de baixo teor de carbono, cujas
propriedades, fornecidas pelos fabricantes apresentam os mesmos valores:
• Limite de escoamento mínimo: fy= 345 MPa;
• Limite de resistência à tração : fu= 415 MPa;
• Alongamento mínimo: A= 20%
26
CAPÍTULO 2 PARÂMETROS DE PROJETO
A verificação das lajes mistas envolve a sua análise em duas fases distintas, uma
delas na fase de sua construção, onde a fôrma de aço trabalha isoladamente para
sustentar o peso do concreto fresco e a sobrecarga de construção, e outra após
lançamento e cura do concreto (após o concreto atingir a resistência de 0,75 fck).
Nessa fase, após a cura do concreto, que são verificados os diversos estados limites
(Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Os mesmos autores destacam que, dentre os possíveis modos de colapso do
sistema de lajes mistas, o de cisalhamento longitudinal é o de maior ocorrência, para
não dizer que ocorre na totalidade das vezes.
A presença de nervuras faz com que as lajes mistas sejam consideradas um sistema
que trabalha em apenas uma direção nas duas fases, antes e depois do lançamento
e cura do concreto.
Como as fôrmas de aço tem espessuras reduzidas, com valores entre 0,75 mm e
1,20 mm (sem a camada de revestimento de zinco), os índices de esbeltez dos
elementos componentes da seção transversal são muito elevados. Isto significa que
as tensões que podem provocar o chamado estado limite de flambagem localizada
apresentam valor inferior à tensão de escoamento do aço no regime elástico. Assim,
a seção transversal da fôrma de aço é caracterizada como seção da Classe 4 ou
seção esbelta conforme a NBR-8800 “Projeto e Execução de Estruturas de Aço de
Edifícios”.
2.1 Verificação da fôrma de aço antes da cura do concreto
Neste caso de verificação, a análise dos esforços solicitantes será realizada através
de uma análise global elástica, tanto para os estados limites de utilização como para
os estados limites últimos.
Mesmo que ocorra a flambagem localizada em qualquer parte comprimida da seção,
no cálculo de fôrmas contínuas os esforços solicitantes podem ser determinados
com rigidez uniforme (sem variação da rigidez), hipótese simplificadora a favor da
27
segurança; o fato da fôrma ser contínua leva a um aumento do valor do momento
negativo sobre os apoios, usualmente o ponto crítico do sistema.
O cálculo da fôrma de aço para os estados limites últimos não envolve
considerações de seções mistas, mas basicamente o dimensionamento de seções
de aço formadas a frio, onde apenas a espessura do núcleo de aço deve ser
considerada, tanto antes como depois da cura.
Para o estado limite de utilização, a NBR 14.323 (1999) estabelece que se deva
verificar o deslocamento máximo da fôrma sob a ação do seu peso próprio e o peso
do concreto (sem a ação decorrente do uso durante a construção), sendo que este
deslocamento não deve exceder L/250 ou 20mm, o que for menor, onde L é o vão
teórico da fôrma na direção das nervuras.
Neste caso de verificação, os fabricantes apresentam em forma de tabelas a
capacidade de carga da fôrma para um determinado vão, ou o vão máximo
admissível da fôrma para um determinado carregamento.
Para a empresa METFORM S.A., a composição de uma laje mista é feita com fôrma
“Steel Deck MF-75” ilustrada na figura 3 e na tabela 1.
Figura 3: Seção e dimensões do “Steel Deck MF-75” (Metform)
Para a confecção da tabela 1 (pág. 12), a Metform adotou as seguintes
considerações:
• Foi elaborada segundo as prescrições do Anexo C da norma NBR 14.323.
• Na sua tabela, a Metform considera para o peso próprio da laje um
concreto com massa específica de 24 KN/m³ (este valor pode diminuir até
28
17 KN/m³, quando são empregados agregados leves). Caso o concreto a
ser empregado tenha massa específica acima de 24 KN/m³, o acréscimo
correspondente de carregamento deve ser adicionado no cálculo das
cargas sobrepostas à laje deste sistema misto.
• Com a função de evitar o aparecimento de fissuras devidas à retração e
variação térmica do concreto, deve ser prevista uma armadura nas duas
direções, no topo da laje, com cobrimento de 20mm.
• As vigas de sustentação da laje são geralmente calculadas como
simplesmente apoiadas (isostáticas), porém, o concreto dessas lajes na
região dos apoios dessas vigas sempre apresentam a tendência de
continuidade. Este efeito pode provocar a abertura de fissuras paralelas
ao eixo das vigas principais, para se evitar esta outra ocorrência deverá
ser prevista armadura adicional sobre as vigas principais, além da
armadura de combate a retração.
Armadura adicional
Figura 4: Armadura adicional sobre vigas principais (Metform)
• A laje deverá ser escorada caso o vão utilizado seja superior ao vão
máximo (sem escoramento) indicado na tabela de cargas.
• A largura mínima de apoio da fôrma de aço sobre as vigas de aço deverá
ser de 75 mm para apoios externos e 150 mm para apoios internos.
29
Figura 5: Largura mínima de apoio do steel deck (Metform).
• Nas lajes de piso, recomenda-se uma altura total de concreto maior ou
igual a 140 mm (a partir da base da chapa steel deck).
• A tabela de cargas foi elaborada para cargas uniformemente distribuídas
na superfície da laje. Caso ocorram cargas pontuais ou cargas lineares
aplicadas diretamente na laje, o projetista da laje deverá tomar as
providências cabíveis.
• Os valores apresentados na tabela de cargas correspondem aos
carregamentos atuantes em temperatura ambiente, ou em situações de
incêndio com duração de até 30 minutos. Nas situações de incêndio com
tempo de atuação superior a 30 minutos, deverá ser consultada a NBR-
14.323 (1999) para que as armaduras adicionais sejam consideradas na
resistência nominal das lajes.
Como forma de utilização da tabela, a METFORM apresenta o seguinte exemplo:
Projetar uma laje de piso, apoiada em vigas de aço, constituída por vãos múltiplos
de 2.800 mm, onde as cargas de serviço que atuam na laje serão: 1,0 kN/m² de
revestimento e 4,0 kN/m² de sobrecarga.
.
Apoio simples
Apoio duplo
Apoio triplo
Figura 6: Continuidade das peças de Steel Deck sobre as vigas (Metform)
30
Tabela 1: Cargas Sobrepostas Máximas (kN/m²) “Steel Deck MF-75” METFORM
4.250
0,88
1,56
2,82
0,99
1,70
3,14
1,09
1,88
3,46
1,20
2,06
3,78
1,30
2,23
4,09
1,41
2,41
4,41
1,52
2,59
1,62
2,77
5,05
4.000
1,77
2,56
4,15
1,98
2,85
4,61
2,18
3,14
5,07
2,38
3,43
5,54
2,58
3,72
6,00
2,78
4,01
6,47
2,98
4,30
6,93
3,19
4,59
7,39
3,750
1,77
2,56
4,15
1,98
2,85
4,61
2,18
3,14
5,07
2,38
3,43
5,54
2,58
3,72
6,00
2,78
4,01
6,47
2,98
4,30
6,93
3,19
4,59
7,39
3.500
2,37
3,26
5,03
2,63
3,62
5,59
2,90
3,98
6,15
3,17
4,35
6,71
3,43
4,71
7,27
3,70
5,07
7,83
3,96
5,44
8,39
4,23
5,80
8,94
3.300
2,94
3,92
5,88
3,27
4,36
6,53
3,60
4,80
7,18
3,93
5,23
4,83
4,26
5,67
5,49
4,59
6,10
9,14
4,91
6,54
9,79
5,24
6,97
10,44
3.150
3,45
4,51
6,63
3,83
5,01
7,36
4,22
5,51
8,09
4,60
3,01
8,82
4,98
6,51
9,55
5,37
7,00
10,28
5,57
7,50
11,02
6,13
8,00
11,75
3.000
4,03
5,18
7,48
4,48
5,76
8,31
4,93
6,33
9,13
5,37
6,90
9,95
5,82
7,47
10,78
6,26
8,04
11,60
6,71
8,62
12,43
7,16
9,19
13,25
2.900
4,47
5,69
8,13
4,97
6,32
9,02
5,46
6,95
9,91
5,95
7,57
10,81
6,45
8,20
11,70
6,94
6,83
12,60
7,44
9,45
13,49
7,93
10,08
14,38
2.800
4,96
6,25
8,84
5,51
6,94
9,81
6,06
7,63
10,78
6,00
8,32
11,75
7,15
9,01
13,72
7,69
9,69
13,70
8,24
10,38
14,67
8,79
11,07
15,64
2.700
5,51
6,88
9,63
6,11
7,64
10,69
6,72
8,39
11,75
7,32
9,15
12,80
7,39
9,90
13,86
8,53
10,66
14,92
9,14
11,41
15,97
9,74
12,17
17,03
2.600
6,11
7,58
10,51
6,78
8,41
11,67
7,45
9,24
12,82
8,12
10,07
13,97
8,80
10,91
15,12
9,47
11,74
16,28
10,14
12,57
17,43
10,18
13,40
18,58
2.500
6,79
8,36
11,50
7,54
9,28
12,76
8,28
10,20
14,02
9,03
11,11
15,28
9,77
12,03
16,54
10,52
12,94
17,80
11,26
13,86
19,06
12,00
14,78
20,00
2.400
7,56
9,25
12,62
8,39
10,26
14,00
9,22
11,27
15,38
10,04
12,28
16,76
10,87
13,29
18,14
11,70
14,30
1951
12,53
15,32
20,00
13,35
16,33
20,00
2.300
8,43
10,25
13,88
9,35
11,37
15,39
10,28
12,49
16,91
11,20
13,61
18,42
12,12
14,72
19,94
13,04
15,84
20,00
13,96
16,96
20,00
14,88
18,08
20,00
2.200
9,42
11,38
15,31
10,45
12,63
16,98
11,48
13,87
18,65
12,51
15,11
20,00
13,54
16,36
20,00
14,57
17,60
20,00
15,60
18,84
20,00
16,63
20,00
20,00
2.100
10,56
12,69
16,94
11,71
14,07
18,79
12,86
15,45
20,00
14,02
16,84
20,00
15,17
18,22
20,00
16,32
19,61
20,00
17,47
20,00
20,00
18,62
20,00
20,00
Vão
de L
aje M
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mm
)
2.000
Carg
a Sob
repo
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áxim
a (K
N / m
2 )
11,87
14,19
18,83
13,16
15,74
20,00
14,46
17,28
20,00
15,75
18,83
20,00
17,04
20,00
20,00
18,34
20,00
20,00
19,63
20,00
20,00
20,00
20,00
20,00
Mom
. In
ércia
(106
mm
4 ) 10
,66
11,34
12,74
13,17
13,99
15,68
16,06
17,04
19,05
19,35
20,51
22,90
23,07
24,44
27,24
27,25
28,84
32,10
31,92
33,75
37,52
37,10
39,19
43,51
Peso
Pr
óprio
(kN/
m²)
2,27
2,28
2,32
2,50
2,52
2,55
2,74
2,75
2,79
2,97
2,99
3,02
3,21
3,23
3,26
3,44
3,46
3,50
3,68
3,70
3,73
3,91
3,93
3,97
Balan
ço
(mm
)
1.150
1.350
1.650
1.150
1.350
1.600
1.100
1.300
1.550
1.100
1.250
1.500
1.050
1.250
1.450
1.050
1.200
1.450
1.000
1.200
1.400
1.000
1.150
1.400
Trip
lo
(mm
)
3.300
3.750
4.400
3.200
3.600
4.250
3.100
3.500
4.100
3.000
3.400
4.000
2.900
3.300
3.900
2.850
3.200
3.800
2.750
3.150
3.700
2.650
3.050
3.650
Dupl
o
(mm
)
3.200
3.650
4.300
3.100
3.500
4.150
3.00
3.400
4.000
2.900
3.300
3.900
2.800
3.200
3.800
2.750
3.100
3.700
2.650
3.050
3.600
2.600
2.950
3.500
Vão
Máxim
os S
em E
scor
amen
to
Sim
ples
(mm
)
2.350
3.000
3.650
2.200
2.850
3.500
2.000
2.650
3.400
1.850
2.500
3.250
1.700
2.350
3.150
1.550
2.200
3.050
1.450
2.100
3.000
1.400
1.950
2.900
Espe
ssur
a
(mm
)
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
0,80
0,95
1,25
Altu
ra
Tota
l da
La
je (m
m)
130
140
150
160
170
180
190
200
Lajes de Forro Lajes de Piso
Propriedades para largura de 1000 mm. Material: Aço ASTM A-633 Grau 40 (ZAR 280), Tensão de Escoamento: 280 MPa.
31
Neste caso, a verificação é realizada para uma laje com 140 mm de altura total de
concreto (75 mm da fôrma e 65 mm de cobrimento) com steel deek de espessura
0,80 mm. Nesta laje não há necessidade de utilização de escoramento, porque o
vão de 2.800 mm é inferior aos vãos máximos sem escoramento (duplos ou triplos)
relacionados na tabela de cargas.
Após a cura do concreto, a carga sobreposta total que atua na laje mista será de
2 0,50,40,1 mWd =+= kN . De acordo com a tabela de cargas, para uma laje de
altura de 140 mm e um vão de 2.800 mm, a resistência da laje mista é:
2 51,5 mWn = kN , como a laje resiste às cargas aplicadas. dn WW >
Para a empresa PERFILOR PERKRON HAIRONVILLE, a composição de uma laje
mista é feita com a fôrma “Polydeck 59”, ilustrada na figura 7 e nas tabela 2, 3 e 4
onde se encontram as sobrecargas admissíveis (kN/m²), de acordo com a espesura
do “Polideck 59”.
58 205147 84
Figura 7: Seção e dimensões do “Polydeck 59” (Perfilor)
Para a confecção das tabelas às páginas 15, 16 e 17 foram observadas as seguintes
considerações:
• As tabelas das sobrecargas levam em consideração uma flecha máxima
de /350 na utilização (limitação da flecha na montagem a /240). l l
• O calculista da laje deverá verificar os seguintes itens:
32
a) as condições básicas da norma NBR 14.323, “Exigências
de Resistência do fogo de elementos construtivos de
edificações”, ANEXO C “Dimensionamento de lajes com
fôrma de aço incorporada”;
b) condições pertinentes à estrutura e variáveis que possam
ocorrer particularmente em cada estrutura, como
esforços horizontais, utilização de vigas mistas,
vibrações, ressonância, cargas concentradas, resistência
ao fogo e outras.
Para as tabelas 3, 4 e 5 ainda são definidas as condições quanto ao escoramento,
sendo a cor azul para uso sem escoramento e a cor marrom para uso com
escoramento.
Como exemplo de utilização das tabelas, a PERFILOR apresenta a seguinte
situação:
Para uma laje com sobrecarga de projeto 5,40 KN/m² pode-se ter as seguintes
condições:
a) vão de 3,00 m, 4 apoios, chapa de 0,80 mm, espessura total 11 cm, sem
escoramento;
b) vão de 3,50 m, 4 apoios, chapa de 1,25 mm, espessura total 11 cm, sem
escoramento;
c) vão de 3,60 m, 3 apoios, chapa de 0,95 mm, espessura total 22 cm, com um
escoramento.
Há casos de eventuais restrições de cálculo tais como:
• espessura mínima imposta pelo calculista devido a outras variáveis;
• espessura mínima imposta pelo uso de conectores.
Nestes casos, a utilização das tabelas é de forma inversa, devendo-se procurar a
situação de perfis mais econômica para a espessura total pré-definida.
33
Tabela 2: Sobrecargas Admissíveis (kN/m²) “Polideck 59” - Espessura 0,80 mm. Vão m
Espessura de laje em
cm 2,00 2,20 2,40 2,60 2,80 3,00 3,20 3,40 3,60 3,80 4,00 4,20 4,40 4,60 4,80
11 10,01 8,30 7,00 5,98 2,86 12 11,01 9,13 7,70 3,98 3,10 13 12,02 9,97 8,41 4,30 3,34 2,56 14 13,03 10,81 5,,93 4,62 3,58 2,74 15 14,05 11,65 6,36 4,94 3,82 2,91 16 15,06 12,50 6,79 5,27 4,06 3,09 17 16,08 13,34 7,21 5,59 4,31 3,27 18 17,10 9,85 7,64 5,92 4,55 3,45 2,55 19 18,12 10,41 8,07 6,25 4,80 3,63 2,68 20 19,15 10,98 8,50 6,58 5,05 3,82 2,81 21 20,17 11,54 9,84 6,91 5,30 4,00 2,94 22 15,70 12,11 9,37 7,24 5,55 4,18 3,07 23 16,44 12,67 9,80 7,57 5,80 4,37 3,20 24 17,19 13,24 10,24 7,90 6,05 4,55 3,33 SI
STEM
A 2 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
cora
: 2,6
0 m
25 17,93 13,81 10,67 8,23 6,30 4,74 3,47 11 12,59 10,44 8,79 7,57 6,50 5,68 5,00 4,45 12 13,85 11,48 9,68 8,27 7,15 6,25 5,51 2,88 13 15,12 12,45 10,57 9,03 7,81 6,83 3,79 3,11 2,54 14 16,39 13,59 11,46 9,79 8,47 7,40 4,07 3,34 2,72 15 17,67 14,65 12,35 10,55 9,13 5,32 4,36 3,57 2,91 16 18,94 15,71 13,24 11,32 9,79 5,68 4,65 3,80 3,09 17 20,22 16,77 14,14 12,08 7,37 6,04 4,94 4,04 3,28 2,64 18 21,50 17,83 15,03 12,85 7,81 6,40 5,24 4,27 3,47 2,78 19 22,78 18,89 15,93 10,12 8,26 6,76 5,53 4,51 3,66 2,93 20 24,07 19,96 16,83 10,67 8,71 7,12 5,82 4,75 3,84 3,08 21 25,35 21,03 17,73 11,22 9,15 7,49 6,12 4,98 4,03 3,23 2,54 22 26,64 22,10 14,51 11,77 9,60 7,85 6,41 5,22 4,22 3,38 2,66 23 27,93 23,17 15,20 12,33 10,05 8,21 6,71 5,46 4,41 3,53 2,77 24 29,23 24,24 15,88 12,89 10,50 8,58 7,01 5,70 4,60 3,68 2,89 SI
STEM
A 3 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
cora
: 3,4
0 m
25 30,52 18,52 16,57 13,44 10,96 8,95 7,30 5,94 4,80 3,83 3,01 11 12,05 9,99 8,42 7,19 6,22 5,44 4,79 12 13,26 10,99 9,27 7,92 6,85 5,98 3,15 2,56 13 14,47 12,00 10,12 8,65 7,48 6,54 3,41 2,76 14 15,69 13,01 10,97 9,37 8,11 4,50 3,66 2,96 15 16,91 14,02 11,82 10,10 8,74 5,82 3,91 3,16 2,53 16 18,13 15,03 12,68 10,84 6,33 5,14 4,17 3,36 2,96 17 19,36 15,05 13,53 11,57 6,73 5,47 4,43 3,57 2,85 18 20,58 17,07 14,39 12,30 7,14 5,79 4,69 3,77 3,01 19 21,81 18,09 15,25 9,31 7,54 6,12 4,95 3,98 3,17 20 23,04 19,11 16,11 9,82 7,95 6,44 5,21 4,18 3,33 2,60 21 24,27 20,13 16,98 10,32 8,36 6,77 5,47 4,39 3,49 2,73 22 25,51 21,15 13,43 10,83 8,76 7,10 5,73 4,60 3,65 2,85 23 26,74 22,18 14,07 11,34 9,17 7,42 5,99 4,81 3,81 2,97 24 27,98 23,21 14,70 11,85 9,58 7,75 6,26 5,01 3,97 3,10 SI
STEM
A 4 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
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: 3,2
0 m
25 29,22 19,16 15,34 12,63 9,99 8,08 6,52 5,22 4,14 3,22
A tabela de sobrecarga leva em consideração uma flecha de ℓ/350 na utilização (limitação da flecha na montagem a ℓ/240). Sem Escoramento Com escoramento
Sistema 2 apoios Sistema 3 apoios Sistema 4 apoios
34
Tabela 3: Sobrecargas Admissíveis (kN/m²) “Polideck 59” - Espessura 0,95m.
Vão m
Espessura de laje em
cm 2,00 2,20 2,40 2,60 2,80 3,00 3,20 3,40 3,60 3,80 4,00 4,20 4,40 4,60 4,80
11 11,65 9,66 8,14 6,95 3,67 2,91 12 12,83 10,63 8,96 7,65 3,99 3,16 13 14,00 11,61 9,78 5,44 4,31 3,40 2,66 14 15,18 12,58 10,61 5,86 4,64 3,65 2,85 15 16,36 13,57 11,43 6,28 4,96 3,90 3,03 16 17,55 14,55 8,48 6,70 5,29 4,15 3,22 17 18,74 15,54 9,02 7,13 5,62 4,41 3,41 2,59 18 19,93 16,52 9,57 7,55 5,95 4,66 3,61 2,73 19 21,12 17,51 10,11 7,98 6,28 4,92 3,80 2,87 20 22,32 13,56 10,66 8,41 6,62 5,17 3,99 3,02 21 23,51 14,26 11,21 8,84 6,95 5,43 4,19 3,16 22 24,71 14,97 11,77 9,27 7,29 5,69 4,38 3,30 23 25,91 15,68 12,32 9,70 7,62 5,95 4,58 3,44 24 27,11 19,39 12,87 10,13 7,96 6,21 4,77 3,59 2,60 SI
STEM
A 2 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
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: 2,6
0 m
25 28,31 17,10 13,43 10,57 8,30 6,47 4,97 3,73 2,70 11 14,35 12,15 10,24 8,74 7,56 6,60 5,81 5,16 4,62 12 16,14 13,37 11,27 9,62 8,32 7,27 6,40 5,69 3,05 2,53 13 17,62 14,60 12,30 10,51 9,08 7,93 6,99 6,21 3,29 2,73 14 19,10 15,83 13,34 11,40 9,85 8,60 7,58 4,26 3,54 2,93 15 20,59 17,06 14,38 12,28 10,62 9,28 8,18 4,57 3,79 3,13 2,57 16 22,08 18,30 15,42 13,17 11,39 9,95 5,87 4,87 4,04 3,34 2,73 17 23,57 19,54 16,46 14,07 12,16 10,63 6,24 5,18 4,29 3,54 2,90 18 25,07 20,78 17,51 14,96 12,94 7,97 6,62 5,46 4,55 3,75 3,06 19 26,57 22,02 18,56 15,86 13,71 8,43 6,99 5,80 4,80 3,95 3,23 2,61 20 28,07 23,27 19,61 16,76 10,75 8,89 7,37 6,11 5,06 4,16 3,39 2,74 21 29,57 24,51 20,66 17,66 11,30 9,35 7,75 6,42 5,31 4,37 3,56 2,87 22 31,08 26,76 21,71 18,56 11,87 9,81 8,13 6,74 5,57 4,58 3,73 3,00 23 32,59 27,01 22,77 15,09 12,42 10,28 8,51 7,05 5,82 4,78 3,90 3,13 24 34,10 28,27 23,82 15,78 1299 10,74 8,89 7,36 6,08 4,99 4,07 3,27 2,58 SI
STEM
A 3 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
cora
: 3,4
0 m
25 35,61 29,25 24,88 16,46 13,55 11,20 9,28 7,68 6,34 5,20 4,24 3,40 2,68 11 10,04 11,63 9,8 8,37 7,23 6,32 5,57 9,94 2,50 12 15,45 12,80 10,78 9,21 7,69 6,96 6,13 3,30 2,72 13 16,86 13,97 11,77 10,06 8,70 7,60 4,32 3,57 2,93 14 18,28 15,15 12,77 10,91 9,43 8,24 4,65 3,84 3,15 2,57 15 19,71 16,33 13,76 11,76 10,17 8,88 4,99 4,11 3,37 2,74 16 21,13 17,52 14,76 12,61 10,91 6,46 5,32 34,38 3,59 2,92 17 22,56 18,70 15,76 13,47 11,65 6,87 5,66 4,65 3,81 3,09 18 24,00 19,89 16,76 14,32 13,39 7,29 5,00 4,93 4,03 3,27 2,62 19 25,43 21,08 17,76 15,18 9,37 7,70 6,34 5,20 4,52 3,44 2,76 20 26,87 22,27 18,77 16,04 9,89 8,12 6,68 5,48 4,47 3,62 2,90 21 28,31 23,47 19,78 16,90 10,40 854 7,02 5,76 4,70 3,80 3,04 22 29,75 24,66 20,79 17,76 10,91 896 7,36 6,03 4,92 3,98 3,18 23 31,19 25,86 21,80 13,96 11,43 9,38 7,70 6,31 5,15 4,16 3,32 2,59 24 32,64 27,06 22,81 14,59 11,94 9,80 8,05 6,59 5,37 4,34 3,46 2,70 SI
STEM
A 4 A
POIO
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ão m
áxim
o se
m es
cora
: 3,2
0 m
25 34,09 28,26 23,82 15,23 12,46 10,22 8,39 6,87 5,60 4,52 3,60 2,81
A tabela de sobrecarga leva em consideração uma flecha de ℓ/350 na utilização (limitação da flecha na montagem a ℓ/240). Sem Escoramento Com escoramento
Sistema 2 apoios Sistema 3 apoios Sistema 4 apoios
35
Tabela 4: Sobrecargas Admissíveis (kN/m²) “Polideck 59” - Espessura 1,25m.
Vão m
Espessura de laje em
cm 2,00 2,20 2,40 2,60 2,80 3,00 3,20 3,40 3,60 3,80 4,00 4,20 4,40 4,60 4,80
11 16,23 13,44 11,32 9,66 8,35 7,29 4,01 3,29 2,68 12 17,87 14,80 12,46 10,64 9,19 5,32 4,37 3,58 2,91 13 19,52 16,16 13,61 11,62 10,04 5,78 4,73 3,87 3,14 2,53 14 21,17 17,53 14,76 12,60 10,89 6,23 5,10 4,16 3,37 2,71 15 22,82 18,90 15,92 13,59 8,18 6,69 5,47 4,46 3,61 2,89 16 24,48 20,28 17,07 14,58 8,74 7,15 5,84 4,75 3,85 3,08 17 26,14 21,66 18,24 15,57 9,31 7,61 6,21 5,05 4,08 3,26 2,56 18 27,81 23,04 19,40 12,13 9,88 8,07 6,59 5,35 4,32 3,45 2,70 19 29,48 22,42 20,57 12,84 140,46 8,54 6,96 5,66 4,56 3,64 2,85 20 31,16 25,81 21,74 13,55 11,03 9,00 7,34 5,96 4,80 3,83 2,99 21 32,84 27,20 22,914 14,26 11,61 9,47 7,72 6,26 5,05 4,02 3,14 22 34,52 28,60 18,48 14,98 12,19 9,94 8,10 6,57 5,29 4,21 3,28 23 36,21 29,99 19,37 15,69 12,77 10,41 8,48 6,88 5,53 4,40 3,43 2,60 24 37,89 31,39 20,26 16,41 13,35 10,88 8,86 7,18 5,78 4,59 3,58 2,70 SI
STEM
A 2 A
POIO
S –V
ão m
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o se
m es
cora
: 2,6
0 m
25 39,58 32,76 21,15 17,13 13,93 11,36 9,24 7,49 6,03 4,78 3,72 2,81 11 14,31 12,85 11,62 10,58 9,68 8,90 8,07 7,14 6,13 5,26 12 16,17 14,52 13,13 11,96 10,95 10,06 8,89 7,89 7,05 6,34 3,64 3,11 13 18,03 16,19 14,64 13,34 12,21 11,03 9,71 8,62 7,70 6,92 3,95 3,37 2,86 14 19,89 17,86 16,16 14,71 13,47 11,96 10,53 9,35 8,35 4,99 4,26 3,63 3,08 2,60 15 21,75 19,53 17,67 16,09 14,73 12,90 11,36 10,08 9,01 5,36 4,57 3,89 3,30 2,78 16 23,61 21,20 19,18 17,47 15,85 13,84 12,18 10,81 6,71 5,72 4,88 4,15 3,52 2,97 17 25,47 22,87 20,70 18,85 16,93 14,78 13,02 11,55 7,15 6,09 5,19 4,41 3,74 3,15 3,63 18 27,33 24,54 22,21 20,23 18,01 15,72 13,85 12,29 7,59 6,47 5,51 4,68 3,96 3,33 2,78 19 29,19 26,21 23,72 21,61 19,10 16,67 14,68 9,43 8,03 6,84 5,82 4,94 4,18 3,52 2,93 20 31,05 27,88 25,23 22,99 20,18 17,62 15,52 9,96 8,47 7,21 6,14 5,21 4,41 3,70 3,09 21 32,91 29,55 26,75 24,36 21,27 18,57 16,35 10,48 8,91 7,59 6,46 5,48 4,63 3,89 3,24 22 34,77 31,22 28,26 25,74 22,36 19,52 12,96 11,00 9,36 7,97 6,78 5,72 4,86 4,08 3,40 23 36,63 32,89 29,77 27,12 23,46 20,48 13,85 11,53 9,80 8,34 7,10 6,02 5,08 4,27 3,55 24 28,49 34,56 31,28 28,41 24,55 21,43 14,21 12,06 10,25 8,72 7,42 6,29 5,31 4,46 3,71 SI
STEM
A 3 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
cora
: 3,4
0 m
25 40,35 36,23 32,80 29,68 25,65 22,39 14,83 12,58 10,70 9,10 7,74 6,56 5,54 4,65 3,86 11 14,49 13,01 11,78 10,73 9,82 8,78 7,73 6,86 6,13 5,40 12 16,38 14,70 13,31 12,12 11,07 9,66 8,51 7,55 6,75 3,87 3,28 2,77 13 18,26 16,40 14,84 13,52 12,09 10,55 9,29 8,25 4,94 4,19 3,55 3,00 2,52 14 20,14 18,09 16,37 14,92 12,13 11,45 10,08 8,95 5,33 4,52 3,82 3,22 2,70 15 22,02 19,78 17,91 16,32 14,14 12,34 10,87 6,76 5,72 4,85 4,10 3,45 2,89 16 23,90 21,47 19,44 17,56 15,17 13,24 11,66 7,23 6,12 5,18 43,7 3,68 3,08 2,56 17 25,79 23,16 20,97 18,76 16,21 14,15 12,46 7,70 6,52 5,51 4,65 3,91 3,27 2,71 18 27,67 24,85 22,50 19,96 17,24 15,05 9,68 8,17 6,91 5,85 4,93 4,15 3,46 2,87 19 29,55 26,55 24,04 21,16 18,28 15,96 10,24 8,65 7,31 6,18 5,21 4,38 3,65 3,02 20 31,43 28,24 25,57 22,36 19,32 16,86 10,81 9,12 7,71 6,52 5,49 4,61 3,85 3,18 2,59 21 33,32 29,93 27,10 23,56 20,36 13,51 11,38 9,60 8,11 6,85 5,78 4,85 4,04 3,34 2,72 22 35,20 31,62 28,63 24,77 21,41 14,19 1195 10,08 8,52 7,19 6,06 5,08 4,24 3,50 2,85 23 37,08 33,31 30,16 25,98 22,45 14,87 12,52 10,56 8,92 7,53 6,34 5,32 4,43 3,66 2,98 24 38,96 35,00 31,70 27,19 23,50 15,56 13,09 11,04 9,33 7,87 6,63 5,56 4,63 3,82 3,11 SI
STEM
A 4 A
POIO
S –V
ão m
áxim
o se
m es
cora
: 3,2
0 m
25 40,85 36,70 33,23 28,41 24,55 16,24 13,66 11,53 9,73 8,21 6,92 5,80 4,83 3,98 3,23
A tabela de sobrecarga leva em consideração uma flecha de ℓ/350 na utilização (limitação da flecha na montagem a ℓ/240). Sem Escoramento Com escoramento
Sistema 2 apoios Sistema 3 apoios Sistema 4 apoios
36
2.2 Verificação da laje mista (após a cura do concreto)
A área da seção transversal da fôrma, necessária para atender as ações atuantes
durante a construção, geralmente é suficiente para suprir a necessidade de
armadura inferior da laje mista; por isso, é comum projetarem-se as lajes como
simplesmente apoiadas. Embora sejam consideradas apoiadas, para o concreto há a
necessidade de se prever a sua continuidade, bem como armaduras negativas
adicionais sobre os apoios para controlar a fissuração nestas regiões (objeto de
análise no item 2.2.1.1.2. No caso de cargas ou de vãos muito importantes, ou ainda
na ocorrência de cargas concentradas ou lineares de grande valor, pode-se calcular
as lajes como contínuas, o que leva à necessidade de armaduras sobre os apoios,
de acordo com as diretrizes da norma NBR 6.118. Também para o caso de
temperaturas elevadas, as lajes mistas são assumidas trabalhando de maneira
contínua (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001), o que neste trabalho será analisado no
item 2.5.
2.2.1 Verificação da laje mista aos estados limites últimos
Nesta verificação deve-se assegurar que a resistência das lajes mistas é suficiente
para suportar as cargas de cálculo aplicadas e que nenhum estado limite último seja
atingido. Os estados limites que devem ser verificados são abordados nas formas de
colapso ilustradas na Figura 8.
Figura 8: Seções críticas (NBR 14.323, 1999).
• Seção crítica I – flexão: resistência ao momento fletor. Este estado limite
pressupõe interação completa entre a fôrma e o concreto e pode ser
37
crítico se o vão de cisalhamento for suficientemente grande (vide definição
adiante).
• Seção crítica II – cisalhamento longitudinal: a carga máxima na laje é
determinada pela resistência ao cisalhamento longitudinal, não sendo
possível atingir-se a resistência última ao momento fletor. Caracteriza-se
como ação mista de interação parcial, sendo usualmente o estado limite
crítico das lajes mistas.
• Seção crítica III – cisalhamento vertical: este estado limite pode ser crítico
somente em casos especiais, por exemplo, em lajes espessas de vão
curto, sujeitas a cargas elevadas.
• Punção – ver figura 9: este estado limite pode ser crítico se o perímetro da
área carregada e a espessura da laje forem pequenos, e se a carga for
muito elevada.
Figura 9: Perímetro crítico para punção (NBR 14.323, 1999)
38
2.2.1.1 Resistência ao momento fletor
De acordo com a NBR 14.323, a resistência de cálculo ao momento fletor deverá ser
determinada conforme as prescrições da NBR 6118. Neste caso, para lajes mistas,
algumas considerações e ajustes devem ser feitos. Primeiro: a fôrma de aço é parte
integrante da armadura de tração para resistir ao momento positivo; caso haja
necessidade, deve-se introduzir armadura adicional. Na região de momentos
negativos, a contribuição da fôrma à parcela de compressão na flexão pode ser
levada em conta se esta fôrma for contínua sobre os apoios, ou se estiver
devidamente ancorada na mesa superior da viga por meio de conectores tipo pino
com cabeça. Segundo: na determinação da área efetiva de aço da fôrma,
considerada como armadura, deve-se descartar as larguras correspondente às
mossas, a menos que, por meio de ensaios, possa ser comprovada uma área efetiva
maior para resistir às forças longitudinais de tração. Terceiro: a título de simplificação
e consistência no cálculo de vigas mistas, pode-se assumir um bloco uniforme de
compressão, ao invés do tradicional diagrama parábola-retângulo adotado pela NBR
6118.
2.2.1.1.1 Resistência de cálculo - momento positivo
a) para o caso da linha neutra situar-se acima da face superior da fôrma a
resistência ao momento fletor “ Mnφ ” é dada por:
( )adNM ppan 5,0−=φ (Equação 1)
Figura 10: Distribuição de tensões para momento positivo – linha neutra acima da face superior da fôrma (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)
39
b) para o caso da linha neutra situar-se abaixo da face superior da fôrma a
resistência ao momento fletor “ Mnφ ” é dada por:
prcfn MyNM += .φ (Equação 2)
Figura 11: Distribuição de tensões para momento positivo – linha neutra na fôrma metálica, abaixo da face superior da fôrma (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)
onde:
paN =
15,1. yp
p
fA , valor de cálculo do esforço resistente à tração da fôrma de
aço.
pd = distância da face superior da laje ao centro de gravidade da área efetiva da fôrma.
a = espessura do bloco de compressão do concreto, dada por:
a = bfN
cd
pa
.85,0
ypp fA e
= área efetiva da fôrma (correspondente a 1.000 mm de largura e à tensão de escoramento do aço da fôrma, respectivamente).
b = Largura considerada da laje, tomada como 1.000 mm.
y =
( )pa
cfppct N
Neeehh −+−− 5,0 braço de alavanca entre as resultantes de
tração e compressão na secção transversal da laje com fôrma de aço incorporada.
prM =Resistência plástica ao momento fletor da fôrma de aço, reduzida pela presença de força normal, dada por:
papa
cfpapr M
NN
MM ≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−= 125,1
40
paM = resistência plástica ao momento fletor da fôrma, considerando a seção efetiva (usualmente fornecida pelo fabricante) multiplicada pelo coeficiente de resistência 9,0=pφ .
cfN = ( )cdc fbh 85,0 , valor de cálculo do esforço normal de compressão atuante na espessura de concreto acima da fôrma de aço.
cdf = 4,1ckf
ch altura da laje sobre a fôrma de aço;
th altura total da laje, incluindo a fôrma e o concreto;
e distância do centro de gravidade da área efetiva da fôrma à sua face inferior;
pe distância da linha neutra plástica da seção efetiva de fôrma à sua face inferior.
Nos cálculos acima, na determinação das propriedades da seção efetiva da fôrma, a
presença favorável do concreto dificulta a flambagem localizada, o que pode ser
levado em conta alternando-se os limites de classificação da seção (Eurocode 4).
Nesta especificação, para efeito dos limites de classificação dos elementos
comprimidos, é utilizada uma largura efetiva não superior a duas vezes os valores
dados para alma da classe 1 (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001). Fazendo-se uso
deste critério, a relação largura/espessura não dever ser superior a:
113792
−≤
αε
td
quando 5,0≥α (Equação 3)
αε72
≤td
quando 5,0<α (Equação 4)
onde:
α = Relação entre a parte comprimida e a largura total do elemento
ε = yf235 ( em MPa) yf
41
2.2.1.1.2 Resistência de cálculo - momento negativo
Na região de momento negativo, leva-se em conta a forma das nervuras na
determinação da área comprimida do concreto e a distância do centro de gravidade
desta área comprimida ao eixo da armadura. Por simplicidade, considera-se a
nervura com forma retangular equivalente, onde uma dimensão é dada pela altura
da nervura e a outra determinada de tal forma que ambas as áreas de concreto
dentro das nervuras tenham o mesmo valor. Com esta consideração, pode-se
calcular a resistência ao momento negativo “ Mnφ ” pela seguinte expressão:
'.yNM psn =φ (Equação 5)
onde:
psN =
15,1. yss fA
'y = acht 5,0−−
a = Espessura da parte comprimida do concreto dentro das nervuras, dadas por:
'..85,0 bb
bfN
a n
cd
ps⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛= (Equação 6)
Figura 12: Geometria Simplificada da Fôrma (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
O cálculo dado pelas equações 5 e 6 é válido para linha neutra plástica na fôrma de
aço. Teoricamente, esta linha neutra plástica pode estar localizada acima da fôrma
mas, na prática, a quantidade de armadura não é suficiente para tanto e por isso
esta situação não será considerada (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
42
2.2.1.2 Resistência ao cisalhamento longitudinal
Os métodos de cálculo da resistência ao cisalhamento longitudinal datam desde a
década de 1960, mas o mais utilizado é o que foi desenvolvido por Schuster (1970)
e denominado internacionalmente de “método m-k”.
Neste método, é considerada a situação de uma laje simplesmente apoiada,
carregada com duas cargas concentradas de mesmo valor “V” atuando a uma
distância do apoio, como mostra a figura 13. Dessa forma, o momento fletor
máximo é dado por . Na mesma figura 13 fica evidente que o momento
resistente é e que a força de tração T é limitada pela resistência ao
cisalhamento longitudinal, existente na superfície formada pelo semi-perímetro
superior da seção transversal da fôrma e o vão de cisalhamento L , e pelo atrito nos
apoios. Sem se introduzir grande erro, é assumido que o braço de alavanca seja
substituído por (distância entre a face superior da laje e o centro da gravidade da
fôrma), sendo a superfície onde atua uma tensão média de cisalhamento longitudinal
calculada de forma aproximada por . Dadas estas condições, o momento
resistente é proporcional a e à área b , adicionado a uma parcela relacionada
ao atrito nos apoios (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
SL
.=
yTM .=
d L.
SLVM
S
pd
SLb.
p S
∝ sLVM .= ( ) psatrito dLbF .+ (Equação 7)
43
Figura 13: Momento resistente aproximado (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Introduzindo-se as constantes empíricas e , obtidas por meio de ensaios, vem: m k
SppS LKbdmbdVL += (Equação 8)
Dividindo-se ambos os lados da equação por , introduzindo o coeficiente de
resistência, tem-se finalmente que “
SL
Vφ ” resistência de cálculo ao cisalhamento:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛= k
LmbdV
Spslφφ (Equação 9)
Esta equação é dada na NBR 14.323 para o cálculo da resistência ao cisalhamento
longitudinal, expressa em Newton, relativa a 1.000 mm de largura da laje,
considerando-se igual a 1.000 mm, as demais unidades de comprimento em
milímetro e as constantes e em
b
m k mmN e 2mm
N , respectivamente. Segundo a
norma brasileira NBR 14.323 o coeficiente de resistência slφ deve ser igual ao valor
nela estabelecido ou na especificação adotada nos ensaios para obtenção das
constantes e k , não devendo ser superior a 0,80. m
44
A NBR 14.323 utiliza a equação 8, mas recomenda procedimento de ensaio para
determinação dos coeficientes e conforme Eurocode 4 ou outras
especificações estrangeiras; assim, fica claro que tanto a análise dos resultados
como a definição e a determinação dos parâmetros (inclusive m e ) devem ser
adaptadas (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)
m k
k
m k
Para o Steel Deck MF-75 de espessura 0,80 mm da empresa MetForm S.A. foi
empregado o procedimento de acordo com a Canadian Steel Sheet Building Institute
CSSBI (1988), onde se exige que os desvios entre os valores calculados com auxílio
das constantes e os valores experimentais não podem superar 15%, e que, caso
esta condição não seja cumprida, os valores de m e k devem ser reduzidos em
5%. Ainda de acordo com esta especificação o coeficiente de resistência deve ser
tomado igual a 0,70.
Com o auxilio da equação 9 pode-se determinar, para qualquer situação, a
resistência ao cisalhamento longitudinal de lajes mistas, uma vez disponíveis as
constantes e . As tabelas de carga fornecidas pelos fabricantes das fôrmas são
obtidas por este processo, onde os valores referem-se usualmente às cargas
líquidas nominais, isto é, já deduzido o peso próprio da laje e aplicados os
coeficientes de resistência e das ações. No caso de duas cargas concentradas
simétricas, o vão de cisalhamento é tomado como a distância entre o ponto de
aplicação da carga e o apoio mais próximo. Para carregamento uniformemente
distribuído, o vão de cisalhamento é tomado como
SL
SL 4L , sendo L o vão teórico da
laje.
Em outras situações de carregamento, pode ser aproximado como sendo a
distância entre uma carga equivalente de valor igual à máxima força cortante e o
apoio mais próximo. No caso de laje contínua, para os tramos internos, permite-se o
uso de um vão simples equivalente, igual à distância entre os pontos de inflexão.
Nos tramos externos deve-se utilizar o vão real.
SL
45
2.2.1.3 Verificação ao cisalhamento vertical e à punção
Segundo a NBR 14.323, a resistência de cálculo ao cisalhamento vertical VVφ ,
relativa a 1.000 mm de largura, e a resistência de cálculo à punção provocada por
uma carga concentrada PVφ , ambas em Newton, podem ser determinadas pelas
seguintes expressões, respectivamente:
( )[ ]
n
vRdpocV b
KdbV
ητφφ
402,11000 += (Equação 10)
( )ητμφφ 402,1 += vRdccrcp KhV (Equação 11)
onde:
η =02,0
'≤
po
p
dbA
vK = 0,11000
6,1 ≥− pd
ob = Largura média das nervuras para fôrmas trapezoidais ou a largura mínima das nervuras para fôrmas reentrantes (Figura 14);
nb = Largura entre duas nervuras consecutivas;
pd = Distância, em milímetros, da face superior da laje ao centro de gravidade da fôrma;
crμ = Perímetro crítico de punção, conforme a Figura 15;
ch = Espessura de concreto acima da fôrma de aço;
pA = Área da seção transversal da fôrma de aço, correspondente à largura
⎟⎠⎞⎜
⎝⎛= b
bAb opo . ;
Rdτ = Resistência básica do concreto ao cisalhamento, de acordo com a tabela 5;
cφ = Coeficiente de resistência do concreto, igual a 0,70.
46
b0
bb
bn
b0
ht
ht
bb
bn
hc
hp
hc
hp
dp
dp
Figura 14: Dimensões da fôrma de aço e da laje de concreto (NBR 14432; 2001).
Figura 15: Perímetro crítico para punção (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
47
Tabela 5: Valores de Rdτ em função de (fonte: NBR 14323) ckf
ckf (MPa)
Rdτ (MPa)
20 0,375 25 0,450 30 0,500 35 0,550 40 0,625
2.2.2 Verificação da laje mista aos estados limites de utilização
Empregando os critérios da NBR 14.323, após a cura do concreto devem ser
verificados dois estados limites de utilização, que podem ser denominados como:
• estado limite de fissuração inaceitável do concreto;
• estado limite de deslocamento vertical excessivo.
2.2.2.1 Estado limite de fissuração inaceitável do concreto
Nas lajes calculadas como simplesmente apoiadas devem ser introduzidas
armaduras nas duas direções, no intuito de combater os efeitos de retratação e
temperatura, em toda a superfície da laje, com área não inferior a 0,1% da área do
concreto acima da face superior da fôrma de aço; tal armadura deve ser colocada,
preferencialmente, 20 mm abaixo do topo da laje. Esta porcentagem mínima é
estipulada no EUROCODE entre 0,2% e 0,4% se a laje for não-escorada ou
escorada respectivamente, 0,1% no Canadá e 0,075% nos Estados Unidos,
conforme especificação do SDI Steel Deck Institute (Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001).
Nas lajes onde possa haver continuidade estrutural, como no caso das ligações de
vigas secundárias com vigas principais e em torno de pilares, é exigida pela NBR
14.323 (item 4.6.2 do Capítulo 4) uma atenção especial.
48
Em qualquer caso, estruturas em meio agressivo, onde a classe de agressividade
ambiental for considerada “moderada” (urbana), “forte” (marinha/industrial) e “muito
forte” (industrial/respingos de maré) onde o risco de deterioração da estrutura é
respectivamente pequeno, grande e elevado, nestes casos, fica claro que os
concretos indicados pelos fabricantes na construção de suas tabelas (20 MPa da
Metform e 22 MPa da Perfilor) são totalmente inadequados; a tabela 5 abaixo
descrita, em concordância com a NBR-6118,2003 estabelece para estas condições
de exposição da estrutura os seguintes parâmetros mínimos a serem atendidos:
Tabela 5: Parâmetros mínimos a serem atendidos pelo concreto(NBR 6118,2003)
Classe de agressividade
Relação água/cimento
em massa Classe de concreto
Cobrimento da laje
(mm) I - Fraca ≤ 0,65 ≥ C20 20 II – Moderada ≤ 0,60 ≥ C25 25 III – Forte ≤ 0,55 ≥ C30 35 IV – Muito Forte ≤ 0,45 ≥ C40 45
Por fim, todo o sistema deve ser dimensionado com continuidade e sua fissuração
verificada pela NBR 14323 (1999).
No combate à fissuração, os fabricantes de fôrmas de aço incorporadas às lajes
mistas (METFORM S.A. Steel Deck MF-75 e Perfilor Perkron Haironville Polideck 59)
apresentam nas respectivas tabelas 6 e 7 seções das malhas anti-fissuração.
Tabela 6: Malha anti-fissuração (METFORM S.A., 2004).
Altura total da laje (cm) Composição
Denominação Peso
(kg/m²) de 13 a 15 φ 3,8 x φ 3,8 - 150 x 150 (Q75)
16 φ 4,2 x φ 4,2 - 150 x 150 (Q92)
de 17 a 18 φ 3,8 x φ 3,8 - 100 x 100 (Q113)
De 19 a 20 φ 4,2 x φ 4,2 - 100 x 100 (Q138)
49
Tabela 7: Malha anti-fissuração (Perfilor Perkron Haironville, 2004)
Altura total da laje (cm) Bitola
de 11 a 15 φ 3,8 x φ 3,8 - 150 x 150 (Q75)
16 φ 4,2 x φ 4,2 - 150 x 150 (Q92)
de 17 a 18 φ 3,8 x φ 3,8 - 100 x 100 (Q113)
De 19 a 20 φ 4,2 x φ 4,2 - 100 x 100 (Q138)
2.2.2.2 Estado limite de deslocamento vertical máximo
Para a verificação do deslocamento vertical máximo, a NBR 14.323 recomenda que
não seja superado o valor 3501 do vão teórico da laje na direção das nervuras,
considerando-se apenas o efeito da sobrecarga. Apesar da norma impor limite para
o deslocamento vertical, é omissa no que diz respeito à maneira de se calcular o
valor do momento de inércia para a previsão do máximo deslocamento vertical da
fôrma metálica (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Para este tipo de verificação, as empresas METFORM S.A. e Perfilor Perkron
Haironville apresentam nas respectivas tabelas 8 e 9 as características mecânicas
de suas fôrmas de aço.
Tabela 8: Propriedades físicas do “Steel Deck MF-75” (Metform)
Reações Máximas de
Apoio Esp. Final
Esp. Projeto
Altura Total Peso
Externo Interno
Módulo de Resistência
Inércia p/ Deformação
Área de
Aço Centro de Gravidade
mm mm mm kg/m² kN kN mm³ mm4 mm³ Mm 0,80 0,76 74,98 9,37 6,76 21,01 22.710 1.017.138,00 1.112 37,49
0,95 0,91 75,13 11,12 8,90 29,70 28.780 1.254.749,00 1.332 37,57
1,25 1,21 75,43 14,63 14,62 49,53 40.599 1.666.714,00 1.771 37,72 Propriedades para largura de 1000 mm. Material: Aço ASTM A-633 Grau 40 (ZAR 280), Tensão de Escoamento: 280 MPa.
50
Tabela 9: Características mecânicas da Polideck-59 (Perfilor Perkrom Haironville)
Espessura em mm Característica 0,80 0,95 1,25 Peso m² útil Kg / m² 9,14 10,86 14,29
Momento de inércia (cm4/m)
Seção total 55,15 74,56 90,10
Módulo resistente inferior (cm³/m) i / vi 17,02 23,02 27,81
Módulo resistente superior (cm3/m) i / vs 20,73 28,03 33,87
Assim, na falta de uma indicação mais clara, o CSSBI – Canadian SheeT Steel
Building Institute (1998) e o ASCE – American Society of Civil Engineers sugerem o
seguinte procedimento para cargas de curta duração:
• considerar que as seções planas permanecem planas e as tensões são
proporcionais às deformações sob cargas de serviço - teoria da
elasticidade;
• a seção mista deve ser homogeinizada pela transformação da área de aço
da fôrma em área equivalente de concreto, através da relação dos
módulos de elasticidade;
• o momento de inércia a ser empregado no cálculo das deformações
verticais é considerado como a média entre os valores calculados para a
seção fissurada e não-fissurada.
O ASCE (1991) exige ainda que se leve em conta os efeitos de deformação lenta do
concreto, através da seguinte consideração:
00 6,0"'2,12 δδδ ≥⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−=
S
S
AA
onde: (deformação final)
adic
adicfinal δδδ += 0
(Equação 12)
0δ = flecha calculada para o carregamento de longa duração, sem a consideração da deformação lenta;
51
'SA = área da forma de aço sujeita à compressão;
"SA = área da forma de aço sujeita à tração;
Um outro procedimento simplificado, que pode ser adotado a favor da segurança, é
o do EUROCODE 4, onde o efeito da deformação lenta é levado em conta dividindo-
se o módulo de elasticidade do concreto por 2 (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
2.2.3 Ações a serem consideradas nas verificações
A seguir são apresentadas as ações que devem ser consideradas no cálculo de
lajes mistas segundo a NBR 14.323 (1999).
2.2.3.1 Na fase antes da cura do concreto
Nesta fase consideram-se as seguintes cargas:
• peso próprio do concreto fresco, da fôrma de aço e da armadura;
• ação decorrente do uso durante a construção;
• efeito do empoçamento (dado mais adiante), caso a flecha ultrapasse um
certo valor.
Quanto à ação decorrente do uso durante a construção deverá ser tomada o mais
desfavorável dos seguintes valores:
• carga uniformemente distribuída de no mínimo 1,0 KN/m²;
• carga linear de 2,2 KN/m, perpendicular à direção do vão, na posição mais
desfavorável - exigência válida somente para a verificação ao momento
fletor.
Outra exigência desta norma é a de que seja levada em conta a seqüência de
concretagem na determinação dos esforços solicitantes, admitindo-se que cada
estado limite deve ter a sua consideração específica. A figura 16 apresenta as
seqüências que devem ser adotadas para determinarem-se os esforços solicitantes
máximos para cada estado limite a ser verificado.
52
A limitação do deslocamento no centro da fôrma é estabelecido em 2501 do seu
vão teórico, considerando-se o peso próprio da fôrma somado ao do concreto
fresco; quando este valor for superado, o efeito de empoçamento deverá ser levado
em conta, acrescentando-se uma carga equivalente a uma capa de concreto cuja
espessura provoque deslocamento igual a 70% do valor do deslocamento inicial.
Figura 16: Seqüência de concretagem (SDI, 2000)
53
2.2.3.2 Fase após a cura do concreto
A NBR 14.323 exige para os estados limites últimos que todo o carregamento seja
sustentado pelo sistema misto, incluindo o peso próprio da laje. Exige ainda que “as
combinações de ações deverão ser feitas de acordo com a NBR 8800,
considerando-se a combinação de ações durante a construção para o
dimensionamento da fôrma de aço antes da cura do concreto”.
2.2.4 Verificação da laje mista para cargas concentradas ou lineares
Conforme já descrito no item 2, a laje mista é um sistema que trabalha
essencialmente em apenas uma direção. Esta configuração limita a capacidade da
laje mista em sustentar cargas lineares ou concentradas, oriundas de alvenarias ou
de rodas de veículos.
Portanto, cabe a análise desta verificação em duas situações:
2.2.4.1 Situação das cargas concentradas ou lineares paralelas às nervuras
Neste caso as cargas podem ser assumidas como distribuídas em uma largura ,
medida imediatamente acima do topo da fôrma e considerada como:
mb
( )fcpm hhbb ++= 2 (Equação 13)
pb = largura da carga concentrada linear, na direção perpendicular ao vão da laje;
ch = espessura de concreto acima da fôrma;
fh = espessura do revestimento da laje, se houver.
54
Figura 17: Distribuição das cargas concentradas ou lineares.
2.2.4.2 Situação de cargas lineares perpendiculares às nervuras
Neste caso utiliza-se a mesma fórmula, tomando-se como o comprimento da
carga. Assim, considerada a carga distribuída na largura , deve-se encontrar a
largura efetiva da laje que irá resistir à sua ação. Esta largura por sua vez, não pode
ser maior que:
pb
mb
a) para momento fletor e cisalhamento longitudinal:
• em lajes de vãos simples e tramos extremos de lajes contínuas:
máxp
pmem bLL
Lbb ≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−+= 12 (Equação 14)
• nos tramos internos de lajes contínuas:
máxp
pmem bLL
Lbb ≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−+= 133,1 (Equação 15)
b) para cisalhamento vertical:
máxp
pmev bLL
Lbb ≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−+= 1 (Equação 16)
55
onde:
pL = Distância do centro da carga ao apoio mais próximo;
L = Vão teórico da laje na direção das nervuras;
máxb =
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
+ pc
c
hhh2700 (em mm)
A limitação, máxem bb ≤ , não se aplica para cargas lineares perpendiculares às
nervuras e não é necessária em qualquer caso quando houver armadura de
distribuição com área igual ou superior a 0,2% da área de concreto acima da fôrma.
A armadura de distribuição, que tem como finalidade assegurar a distribuição das
cargas concentradas ou lineares da largura efetiva e se estender transversalmente
em toda largura efetiva (ver figura 18), pode ser devidamente ancorada e calculada
conforme as prescrições da NBR 6118.
( )
WbbPM evem
d 15 ou
= (Equação 17)
onde:
W = largura onde deve ser colocada a armadura, tomada como:
12bLW +=
P = carga concentrada ou, no caso de carga linear paralela ao vão, igual a . 1qb
1b = largura da carga concentrada ou linear na direção paralela ao vão da laje, não se devendo tomar valor superior a L
q = valor da carga linear por unidade de comprimento.
Caso a armadura não seja suficiente para resistir a este momento, a largura efetiva
deve ser tomada como . Para carga linear perpendicular ao vão, pode-se adotar
como armadura de distribuição a armadura mínima nominal de 0,1%.
mb
56
Figura 18: Armadura de distribuição (NBR 14.323, 1999).
2.3 Aberturas em lajes mistas
Quando for necessária a abertura em laje mista devem ser tomadas algumas
precauções durante o seu dimensionamento e execução. Queiroz; Pimenta; Da Mata
(2001) indicam as medidas a seguir, baseadas no Manual Técnico da MetForm:
“Noções de Utilização e Dimensionamento do Steel Deck MF-75” e nas
recomendações do SDI – Steel Deck Institute (2000), ECCS – European Convention
for Constructional Steelwork (1993) e SCI-3000 – The Steel Construction Institute
(2000).
Figura 19: Abertura na laje (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
57
Como as aberturas são classificadas em pequenas ou grandes, o conhecimento
correto de suas dimensões implicará em um estudo correto do seu projeto e
execução.
2.3.1 Pequenas aberturas
São aquelas em que a maior dimensão não ultrapassa 200 mm; neste caso, não se
faz necessária qualquer consideração de reforço.
Nesta situação, as exigências requeridas referem-se apenas a certas disposições
construtivas, indicadas a seguir:
• a distância mínima entre os centros das aberturas não deve ser inferior a
duas vezes a sua maior dimensão;
• no caso da abertura se situar em região da largura efetiva de uma viga
mista, a distância mínima deve ser aumentada em pelo menos cinco vezes
a maior dimensão da abertura;
• as pequenas aberturas podem ser executadas após a concretagem da
laje, sem a localização e constituição de um nicho antes da concretagem,
desde que sejam circulares e executadas com máquinas perfuratrizes com
coroa diamantada.
2.3.2 Grandes aberturas
As aberturas são classificadas como grandes quando uma de suas dimensões
ultrapassa 200 mm, não devendo ser superior a 600 mm. As disposições
construtivas que devem ser seguidas são:
• As grandes aberturas não devem ser executadas após a concretagem, a
não ser quando se garanta que o equipamento de corte não comprometa a
aderência entre o concreto e a fôrma metálica, isto é, não comprometa a
solidarização entre a fôrma e o concreto. O mais usual é instalar uma
barreira física no seu contorno (nicho), por meio de fôrmas de madeira,
poliestireno expandido ou chapas de aço de pequena espessura, onde
58
não haverá entrada de concreto na concretagem da laje. Após o concreto
atingir pelo menos 75% do fck de projeto, a fôrma de aço poderá ser
recortada.
• É necessária a colocação de armaduras de reforço nos sentidos
longitudinais e transversais para que a resistência da laje não seja
comprometida.
• No caso das armaduras transversais, estas devem se estender a uma
distância correspondente a duas vezes o espaçamento entre nervuras da
fôrma de aço, acrescido do comprimento de ancoragem.
• A seção da armadura transversal deverá apresentar pelo menos 20% da
área da seção da armadura longitudinal, sendo composta no mínimo por
três barras cujo espaçamento não deve exceder 150 mm.
• Segundo Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001, a armadura transversal pode
ser calculada para resistir a um momento igual a:
16.. 2
ad
baqM = (Equação 18)
onde:
q = carga atuante na laje, por unidade de área;
a = maior distância, na direção das nervuras, entre a borda da abertura e o apoio correspondente da laje;
ab = dimensão da abertura transversal às nervuras acrescida de um valor correspondente a duas vezes o espaçamento entre as nervuras da fôrma.
• Quanto à armadura longitudinal de reforço, Queiroz; Pimenta; Da Mata,
2001 indicam que ela deva ser calculada para um momento dado por:
4... 2
ad
baqM α= (Equação 19)
onde:
59
α =( )
Laaa
.'122 −
−
'a = menor distância, na direção das nervuras, entre a borda da abertura e o apoio correspondente da laje;
L = vão da laje mista.
• A armadura longitudinal de reforço deverá se estender até aos apoios da
laje, sendo devidamente ancorada nos vãos adjacentes.
• A largura da laje a ser levada em conta nos cálculos deve ser tomada
como a distância correspondente ao espaçamento entre duas nervuras da
fôrma.
• Não se recomenda o uso de bitola superiores a 10 mm tanto para o
reforço da armadura longitudinal como para o transversal.
• Para as armaduras de reforço longitudinal é recomendado que sejam
colocadas dentro das nervuras a 20 mm acima do fundo da fôrma, mesma
providência a ser adotada para as armaduras de reforço transversal.
O Manual Técnico da MetForm propõe, de forma simples e a favor da segurança,
armadura longitudinal de reforço, de cada lado da abertura, com área total dada por:
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=
ys
ypps f
fbAA1000l (Equação 20)
onde:
pA = área da forma de aço na largura correspondente a 1000 mm;
b = largura da abertura na direção transversal às nervuras;
ypf e ysf
= tensões de escoamento da fôrma e da armadura, respectivamente.
A armadura transversal em barras pode ser substituída por perfis U, laminados,
dobrados ou perfilados a frio. Estes podem ser embutidos no concreto, trabalhando
à flexão na região ao redor do furo e redistribuindo as tensões para regiões
60
adjacentes. As barras deverão ter um comprimento adicional de apoio de três
nervuras nos dois lados da abertura.
Figura 20: Armaduras de reforços nas aberturas (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Figura 21: Localização das armaduras de reforço na região da abertura (Manual da MetForm, 1997).
2.4 Disposições construtivas
Para se considerarem válidos os procedimentos apresentados neste capítulo, faz-se
necessário que sejam obedecidas algumas disposições e recomendações prescritas
na NBR 14.323 e apresentadas a seguir:
• a espessura de concreto acima da fôrma deverá ser no mínimo de 50 mm;
• a dimensão característica do agregado graúdo não deverá exceder o
menor entre os seguintes valores: 0,40 hc, bo/3, 31,5 mm, onde bo e hc
são indicados na Figura 14 anterior;
61
• a largura mínima do apoio deverá ser a necessária para evitar que se
atinjam os estados limites aplicáveis à situação, tais como o enrugamento
da alma da fôrma ou o esmagamento do apoio, não sendo permitido
valores inferiores a 75 mm para apoio em aço ou concreto e 100 mm para
apoios em outros materiais. Porém, nas extremidades da fôrma, estes
valores poderão ser reduzidos para 50 mm e 70 mm, respectivamente;
• DESENHO novo
• o revestimento da chapa de aço da fôrma deverá ser adequado ao
ambiente em que se encontra a estrutura. O mínimo recomendado é a
galvanização da chapa com 260 g/m² de zinco, considerando-se ambas as
faces. Para ambientes agressivos em que a galvanização simples for
insuficiente para manter a integridade da fôrma durante a vida útil da
estrutura, é recomendado que a chapa galvanizada seja pintada;
• a espessura mínima para a chapa galvanizada é de 0,80 mm.
2.5 Segurança contra incêndio
2.5.1 Generalidades
Em qualquer edificação a segurança contra incêndio é um quesito muito importante,
devendo ser tratado com todo cuidado.
O problema da segurança contra incêndio deve ser resolvido durante o projeto da
edificação, devendo-se respeitar as normas técnicas brasileiras e as legislações
específicas. No caso do Estado de São Paulo, por exemplo, as edificações devem
atender ao Decreto-Lei Nº 46.076/01, que “institui o Regulamento de Segurança
contra Incêndio das Edificações e áreas de risco para os fins da Lei Nº 648 de 30 de
setembro de 1.975”, e às Instruções Técnicas do Corpo de Bombeiros do Estado de
São Paulo, em especial a IT Nº 08/01 - “Segurança Estrutural nas Edificações”.
Para a segurança contra o fogo desenvolveu-se uma verdadeira “Engenharia de
Incêndio”, aplicada às edificações com base em conhecimentos dos diversos ramos
da engenharia, arquitetura, física e química, com duas vertentes importantes:
62
• Proteção ativa e passiva contra incêndio em edificações.
• Resistência da estrutura suporte da edificação à ação do fogo.
2.5.2 Proteção contra incêndio em edificações
2.5.2.1 Proteção ativa
A proteção ativa abrange todos os sistemas que irão colaborar com as unidades de
salvamento e combate ao fogo e com a fuga dos ocupantes da edificação em caso
de sinistros. Tais sistemas deverão estar disponíveis e aptos ao funcionamento
imediato, 24 horas por dia.
Dentre os sistemas de proteção ativa destacam-se os de maior abrangência:
• Sistema de iluminação de emergência e de alarme de incêndio.
• Sistema de hidrantes e extintores.
• Chuveiros Automáticos (Sprinklers).
• Controle de Movimento de Fumaça e Sinalização de Emergência.
2.5.2.2 Proteção passiva
Considera-se proteção passiva os materiais que podem dar uma proteção à
estrutura em casos de incêndio. Devem, portanto ser bons isolantes térmicos a altas
temperaturas, além de manterem a sua própria integridade e adesão ao aço durante
a evolução de um incêndio.
A abrangência e concepção da proteção passiva é definida durante o projeto da
edificação, destacando-se a seguir alguns elementos de proteção:
• Uso de Portas corta-fogo.
• Sistemas de proteção contra descargas atmosféricas.
• Controle dos materiais empregados na execução e acabamento do
Edifício.
63
• Compartimentação do fogo e proteção de sua estrutura resistente.
No caso dos materiais e sistemas destinados à proteção da estrutura, a
NBR 14.323/99 “Dimensionamento de Estruturas de Aço de Edificações em Situação
de Incêndio”, no seu item 8.5.1.2 estabelece que a espessura dos materiais de
proteção pode ser definida por meio de ensaios ou de cálculos.
O correto conhecimento das características dos materiais alimentará os projetos de
proteção passiva, especificando-se em cada caso os materiais mais indicados, as
espessuras necessárias e os detalhes construtivos mais convenientes.
Os materiais usualmente utilizados são:
• Argamassa de asbestos: formulada com fibras de amianto e cimento.
Aplicação por método spray.
• Argamassa de vermiculita: formulada com agregado leve, vermiculita
expandida. Aplicação com espátula ou por método spray.
• Mantas ou fibras cerâmicas: empregadas como um revestimento tipo
contorno ou tipo caixão.
• Mantas de lã de rocha: empregadas como revestimento tipo contorno ou
tipo caixão.
• Concreto/alvenaria: é o revestimento ou encapsulamento da estrutura
metálica com concreto ou alvenaria.
• Tinta intumescente: revestimento fogo-retardante, composto por resina
plástica que, quando submetida ao incêndio, transforma-se em volumosa
camada, parecida com uma esponja. Empregada quando se deixa a
estrutura aparente, é aplicada com rolo ou trincha.
• Forros suspensos de gesso acartonado.
• Chapas de fibras minerais ou gesso.
• Sistemas mistos (alvenaria,concreto,gesso e outros).
64
2.5.3 Resistência da estrutura suporte à ação do fogo
A principal razão do uso de uma proteção nas estruturas sob a ação do fogo é
preservar a estabilidade e a segurança estrutural durante um período mínimo, deve
ser aplicada a qualquer tipo de estrutura, seja ela de aço, alumínio, concreto ou
madeira.
Quando da ocorrência de um incêndio, há um aumento gradativo da temperatura,
provocado pela ação térmica do incêndio, que em conseqüência provoca redução da
resistência e rigidez de todos os materiais. Concomitantemente a estas reduções,
aparecem outras solicitações que devem ser combinadas àquelas que estão
presentes na estrutura em temperatura ambiente.
Caso a ação do fogo seja levada em conta no dimensionamento das peças, o
projetista vai garantir a segurança requerida sem a necessidade de proteção
passiva; tal procedimento, entretanto, acarreta maior consumo de aço, maior peso
do edifício e custos muito maiores para sua execução.
2.5.3.1 Verificação de estruturas mistas em situação de incêndio
No que diz respeito à normalização brasileira pode-se citar a NBR 14.432 (2000)
“Exigências de Resistência ao Fogo de Elementos Construtivos de Edificações”,
onde se estabelecem as condições que devem ser atendidas pelos elementos
estruturais das edificações para que, na ocorrência de incêndio, seja evitado o
colapso da estrutura. Os critérios nela estabelecidos se baseiam na elevação de
temperatura dos elementos da estrutura, levando-se em conta as condições de
exposição a um incêndio-padrão. Esta exposição provoca uma queda de resistência
e rigidez nos elementos da estrutura.
A NBR 14.323 (1999) - “Dimensionamento de Estruturas de Aço de Edifícios em
Situação de incêndio” apresenta tabelas de fatores de redução das propriedades
mecânicas para o aço e o concreto; nelas são indicadas as variações da tensão de
escoamento e do módulo de elasticidade nos aços laminados e trefilados, além das
variações esperadas para a resistência característica à compressão de concretos
normais e de baixa densidade. Esta norma fixa ainda os critérios para o
65
dimensionamento em situação de incêndio não só de elementos estruturais de aço,
mas também dos elementos mistos aço-concreto.
2.5.3.2 Verificação das lajes mistas em situação de incêndio
Neste caso, e em concordância com a NBR 14.323 (1999), são estabelecidos dois
procedimentos de verificação:
• Lajes sem material de proteção.
• Lajes com material de proteção, com objetivo de diminuir a transferência
de calor para a laje; este caso, com procedimento de verificação
relativamente simples, pode não ser o mais econômico em virtude do
custo do material de proteção.
2.5.4 Verificação de lajes mistas em situação de incêndio sem material de proteção
A verificação deve ser feita de acordo com o estipulado no item C.3 do Anexo C da
NBR 14.323, supondo-se a laje exposta ao incêndio na face inferior, sem levar em
conta os efeitos de restrição à deformação axial, a favor da segurança. Considera-se
nesta norma que as lajes mistas calculadas à temperatura ambiente, conforme as
Seções C1 e C2 do seu Anexo C, possuam resistência ao fogo de no mínimo 30
minutos, desde que seja verificado o critério de isolamento térmico. Da mesma
forma, considera-se satisfeito o critério de estanqueidade à fumaça e aos gases de
combustão pelo fato da presença da fôrma de aço.
De acordo com as normas NBR 14.323 e NBR 14.432, onde estes conceitos são
abordados, isolamento térmico é a capacidade da laje de impedir, na face não
exposta ao incêndio, aumentos de temperatura superiores a 140°C, na média dos
pontos de medida, ou superior a 180°C, em qualquer ponto de medida. Quanto à
estanqueidade, é a capacidade de impedir a ocorrência de fissuras, ou quaisquer
aberturas, por onde passariam as chamas e gases quentes capazes de ignizar um
chumaço de algodão.
66
Estes dois critérios são essenciais na segurança das pessoas na ocorrência de um
incêndio, sendo exigidos em todas as normas, pois as lajes são vistas como
elementos de compartimentação horizontal, de um andar para outro, impedindo a
propagação de incêndio; além disso, as pessoas no andar acima do pavimento
incendiado não podem ser afetadas pelas altas temperaturas.
2.5.4.1 Critério de isolamento térmico
O critério de isolamento térmico refere-se à necessidade de contenção da
temperatura por pelo menos 30 minutos de um pavimento para o outro; para que a
exigência seja atendida, a espessura efetiva da laje hef deve ser calculada de acordo
com a Equação 21, devendo ser maior ou igual ao valor estipulado na Tabela 10, em
função do Tempo Requerido de Resistência ao Fogo (TRRF).
Tabela 10: Espessura efetiva mínima da laje mista (NBR 14.323, 1999).
Tempo requerido de resistência ao
fogo TRRF (minutos)
Espessura efetiva mínima hef (*)
(mm)
30 60 60 80 90 100
120 120 (*) Quando for empregado concreto de baixa densidade, os valores tabelados poderão ser reduzidos em 10%,mas a NBR 14323 não relaciona os valores destas densidades, e a NBR 6118 apenas identifica que os concretos normais tem massa específica seca entre 20 KN/m3 e 28 KN/m3, e Queiroz;Pimenta; Da Mata, 2001 indicam que os de baixa densidade serão baixa densidade com 17 KN/m3.
Quanto à espessura efetiva da laje, esta deverá ser calculada pela seguinte
Equação:
31
2121 2 ll
ll
++
+=hhhef (Equação 21)
As dimensões , , , e estão indicadas na Figura 22. No caso de
, a espessura efetiva deverá ser tomada igual a .
1h 2h 1l 2l 3l
13 2ll > 1h
67
Figura 22: Lajes com forma de aço incorporada. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)
2.5.4.2 Capacidade de resistência ao carregamento
Neste caso, a NBR 14.323 parte das seguintes premissas:
• a laje foi calculada, no caso de trabalhar à temperatura ambiente, de
acordo com os critérios dos itens C1 e C2 do Anexo C;
• caso a laje tenha sido calculada como simplesmente apoiada, utiliza-se
armadura nas duas direções com área não inferior a 0,1% da área do
concreto acima da face superior da fôrma (considerando a altura h1 da
Figura 22), colocada a 20 mm abaixo do topo da laje;
• considera-se previamente atendido o critério de isolamento térmico;
• supõe-se que o incêndio ocorra sempre abaixo da laje;
• a resistência à tração do concreto e da fôrma de aço são ignoradas;
• são desprezados os efeitos de restrição axial.
Assim, a resistência da laje em situação de incêndio é considerada satisfatória
quando os momentos resistentes positivo e negativo, calculados de acordo com os
itens 3.2.1.2.1 e 3.2.1.2.2 da NBR 14.323, apresentarem resultados iguais ou
maiores que aqueles obtidos com os carregamentos e combinações de ações nos
estados limites últimos excepcionais previstos na norma NBR 8.681.
Na combinação de ações que considera a ação decorrente da elevação da
temperatura na estrutura, em virtude de um incêndio, assume-se que esta é uma
ação transitória excepcional, de curta duração.
68
Referida combinação deve levar em conta o tipo e a predominância de uso da
edificação, destacando-se as seguintes situações:
• em locais em que não há predominância de cargas fixas de equipamentos
atuando fixos por longos períodos de tempo, nem de elevadas
concentrações de pessoas:
(Equação 22) ∑=
++n
iQQexcGigi FFF
1. 2,0γ
• em locais em que há predominância de cargas de equipamentos atuando
por longos períodos de tempo, ou de elevadas concentrações de pessoas;
(Equação 23) ∑=
++n
iQQexcGigi FFF
1. 4,0γ
• em bibliotecas, arquivos, depósitos, oficinas e garagens:
(Equação 24) ∑=
++n
iQQexcGigi FFF
1. 6,0γ
Onde
FG é o valor nominal da ação permanente.
FQ,exc é o valor nominal das ações térmicas.
FQ é o valor nominal das ações variáveis decorrentes do uso e das demais
cargas acidentais.
γg É o valor do coeficiente de ponderação para ações permanentes, com
valor igual a:
• 1,1=gγ para ação permanente desfavorável, de pequena variabilidade;
• 2,1=gγ para ação permanente desfavorável, de grande variabilidade;
69
• 0,1=gγ para ação permanente favorável, de pequena variabilidade;
• 9,0=gγ para ação permanente favorável, de grande variabilidade.
A resistência ao carregamento em temperaturas elevadas deve ser calculada com
base na análise plástica da laje mista, sendo que, em cada sistema estático, as
condições de ruína podem ser formuladas desde que se tenha conhecimento do
momento plástico (mescanismo de formação das rótulas plásticas) e da geometria
da laje.
A NBR 14.323 (1999) propõe diferentes distribuições plásticas de momentos fletores,
indicadas na Tabela 11.
Tabela 11: Condições de colapso para lajes (NBR 14.323, 1999).
Sistema estático Condições de colapso
Sem armadura negativa
8
2LqMuv ≤+ ou
28L
Mq uv
+
≥
845,0
2LqMM uvuv ≤+ −+ ou
( )2
6,38L
MMq uvuv
−+ +≥ Com
armadora negativa e
positiva
8
2LqMM uvuv ≤+ −+ ou
( )2
8L
MMq uvuv
−+ +≥
Sem armadura positiva
8
2LqMuv ≤− ou
28L
Mq uv
−
≥
70
2.5.4 3 Resistência ao momento positivo
Neste caso, a NBR 14.323 (1999) estabelece para a verificação da resistência ao
momento positivo os quesitos indicados nas alíneas a, b e c a seguir:
a) A resistência à compressão do concreto poderá ser tomada à temperatura
ambiente.
b) A relação entre a temperatura da armadura sθ e os tempos requeridos de
resistência ao incêndio pode ser obtida na Tabela 12, usando-se o parâmetro
dado pela equação:
321
1111uuuZ
++= (Equação 25)
Onde: , e são as distâncias em milímetros da armadura à fôrma de aço,
conforme indicado na Figura 23. Os valores de u e u não podem ser inferiores a
50mm e o de u não pode ser inferior a 35mm.
1u 2u 3u
1 2
3
Figura 23: Posição geométrica da armadura. (NBR 14.323, 1999)
Tabela 12: Tempo de resistência ao fogo e correspondentes temperaturas da armadura (NBR 14.323, 1999).
Tempo requerido de resistência ao
fogo (min) Temperatura da armadura
°C
60 Czs °≤−= 8103501175θ , para 3,3≤z
90 Czs °≤−= 8803501285θ , para 6,3≤z
120 Czs °≤−= 9303501370θ , para 8,3≤z
71
c) Em função da temperatura elevada, os cálculos serão executados considerando
os fatores de redução para o limite de escoamento dos aços apresentados na
Tabela 13.
Tabela 13: Fatores de redução da resistência do aço sob a ação da temperatura (NBR 14.323, 1999).
Temperatura do aço aθ
(°C)
Fator de redução para o limite de escoamento dos aços laminados a
quente θ,yk
Fator de redução para o limite de escoamento dos aços trefilados
θ,0yk
Fator de redução para o módulo de
elasticidade de todos os tipos de
aço θ,Ek
20 1,000 1,000 1,0000 100 1,000 1,000 1,0000 200 1,000 1,000 1,0000 300 1,000 1,000 0,9000 400 1,000 0,940 0,8000 500 0,780 0,670 0,7000 600 0,470 0,400 0,6000 700 0,230 0,120 0,3100 800 0,110 0,110 0,0900 900 0,060 0,080 0,0675 1000 0,040 0,050 0,0450 1100 0,020 0,030 0,0225 1200 0,000 0,000 0,0000
Nota: Para valores intermediários da temperatura do aço, pode ser feita interpolação linear.
2.5.4.4 Resistência ao momento negativo
Quanto à resistência ao momento negativo, poderá ser calculada assumindo-se que
a armadura negativa esteja livre da ação do incêndio e, dessa forma, não é
necessário considerar os fatores de redução das suas propriedades. De forma
semelhante ao cálculo para a temperatura ambiente, a forma das nervuras pode ser
levada em conta podendo ser aproximada por um retângulo. No que diz respeito à
72
resistência à compressão do concreto, será reduzida pelo efeito da alta temperatura
por meio do fator de redução K (ou K ) dado na Tabela 15. θ,c θ,cb
De forma simples, a favor da segurança, a laje terá espessura considerada uniforme
e igual à espessura equivalente calculada pela equação 21 em função do TRRF,
podendo-se reduzi-la em 10% caso se utilize concreto de baixa densidade. Isto
posto, a capacidade de resistência ao momento fletor negativo é determinada
igualando-se a força de compressão no concreto à força de tração na armadura,
dada por . A força de compressão é calculada fazendo-se aproximações
sucessivas, acrescentando-se progressivamente a resistência de cada fatia até que
o valor calculado iguale-se à força de tração na armadura. De acordo com o que é
apresentado na Tabela 14, é bom lembrar que a temperatura varia de fatia para fatia
e, conseqüentemente, varia o valor de (ou ) e da resistência à compressão.
Dessa forma, o momento resistente “
SA ysF
θ,cK K
Mn
θ,cb
φ ” é calculado pela expressão:
(Equação 26) i
n
iiCn eNM ∑
=
=1
,φ
onde:
icN , = ( ) icicckic btfK ,,,, 85,0θ = resistência à compressão de cada fatia da laje;
icK ,,θ = fator de redução da resistência característica à compressão do concreto
da cada fatia, em função da temperatura da fatia.
ckf = resistência característica do concreto à compressão
ict , = espessura de cada fatia;
icb , = largura de cada fatia;
ie = distância do centro de cada fatia ao eixo da armadura.
73
Tabela 14: Variação de temperatura na altura das lajes de concreto (NBR 14.323, 1999).
Temperatura cθ (°C) para TRRF de Fatia j
Altura y
(mm) 30 min 60 min 90 min 120 min
1 ≤5 535 705 754 754 2 5 a 10 470 642 738 754 3 10 a 15 415 581 681 754 4 15 a 20 350 525 627 697 5 20 a 25 300 469 571 642 6 25 a 30 250 421 519 591 7 30 a 35 210 374 473 542 8 35 a 40 180 327 428 493 9 40 a 45 160 289 387 454 10 45 a 50 140 250 345 415 11 50 a 55 125 200 294 369 12 55 a 60 110 175 271 342 13 60 a 80 80 140 220 270 14 ≥80 60 100 160 210
Notas:
1) A altura efetiva para laje de concreto com fôrmas de aço incorporada deve ser obtida na Subseção C.3.1.2 do Anexo C;
efh
2) No caso de laje maciça de concreto, a altura é igual à espessura da laje efh et
74
Tabela 15: Fatores de redução para a resistência do concreto (NBR 14.323, 1999).
Temperatura do concreto
cθ
Fator de redução para a resistência
característica à compressão do
concreto de densidade normal
Fator de redução para a resistência
característica à compressão do
concreto de baixa densidade
Deformação correspondente
ao limite de resistência do concreto de
densidade normal à temperatura
cθ
(°C) θ,cK θ,cbK 3, 10×θε c
20 1,000 1,000 2,5 100 0,950 1,000 3,5 200 0,900 1,000 4,5 300 0,850 1,000 6,0 400 0,750 0,880 7,5 500 0,600 0,760 9,5 600 0,450 0,640 12,5 700 0,300 0,520 14,0 800 0,150 0,400 14,5 900 0,080 0,280 15,0 1000 0,040 0,160 15,0 1100 0,010 0,040 15,0 1200 0,000 0,000 15,0
Nota: Para valores intermediários da temperatura do concreto, pode ser feita interpolação linear.
Um outro método alternativo de cálculo é proposto pela NBR 14.323 e tem por base
que, para cada TRRF (Tempo Requerido de Resistência ao Fogo), os requisitos de
estanqueidade, isolamento térmico e de resistência são considerados atendidos
caso a espessura de concreto acima da fôrma tenha seu valor igual ou acima dos
valores apresentados na Tabela 16.
Este método só será válido caso a laje mista tenha sido calculada de acordo com as
exigências na NBR 14.323 e se for apoiada em viga mista, calculada à temperatura
ambiente de acordo com a NBR 8800 e à temperatura elevada de acordo com a
NBR 14.323 para um TRRF igual ou maior ao da laje. Além de cumprir as exigências
das Normas Brasileiras (NBR 8800 e NBR 14.323), deverão ser obedecidos os
75
critérios referentes aos detalhes construtivos especificados nas normas tanto para
lajes mistas quanto para vigas mistas; no caso das vigas mistas recomenda-se o
exame dos manuais técnicos dos fabricantes de steel deck, bem como Queiroz;
Pimenta; Da Mata (2001) “Elementos das Estruturas Mistas Aço-Concreto”. Editora
O Lutador, Belo Horizonte – MG.
Tabela 16: Espessura mínima do concreto acima da forma de aço (NBR 14.323, 1999).
Espessura mínima do concreto (mm) Tempo requerido
de resistência aofogo (minutos) Densidade
normal Baixa
densidade 60 90 65
90 100 75
120 110 85
2.5.5 Lajes com material de proteção
O uso de materiais de proteção garante a resistência das lajes mistas em
temperaturas elevadas, ou seja, reduz a transferência de calor para a laje. Dentre os
materiais de proteção já citados no item 2.2 destacam-se:
• aplicação por spray de argamassas na face inferior da laje;
• instalação de forros suspensos.
Ressalta-se novamente que estes materiais, além de serem bons isolantes térmicos
a altas temperaturas, devem manter sua própria integridade e adesão ao aço
durante a evolução de um incêndio. No que diz respeito aos forros suspensos, a
NBR 14.323 não propõe nenhum método de projeto ou execução para garantir que
sejam considerados adequados. Neste caso, recomenda-se consulta a outras fontes,
como a British Standards Institution – BS 5950: “Structural Use of Steelwork in
Building- Part 8: Code of Practice for Fire Resistant Design (1990)”, ou a manuais de
fabricantes (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
76
As duas formas indicadas pela normalização brasileira para o critério da capacidade
de resistência ao carregamento são aceitas, caso a verificação seja realizada com
as propriedades fornecidas pelos fabricantes e a temperatura da fôrma de aço não
ultrapassar 350°C. Segundo QUEIROZ, G(2001) especialistas consideram este valor
muito conservador e que, em conseqüência, é bem provável que sua utilização seja
anti-econômica.
Na atualidade, sempre que possível, deve-se utilizar o método proposto pela NBR
14.323 sem o emprego de material de proteção térmica; caso contrário, recomenda-
se que a verificação da laje seja feita com base em ensaios.
No cálculo da espessura mínima para atender as exigências de isolação térmica, a
camada de proteção e o próprio revestimento da laje poderão ser levados em conta,
transformando-se a proteção e o revestimento em espessura equivalente de
concreto, calculada em função dos respectivos coeficientes de condutividade térmica
dos materiais.
Figura 24: Viga sem a Proteção (obra Convention Center & Hotel Jaraguá)
77
Figura 25: Viga com a Proteção Passiva (obra Convention Center & Hotel Jaraguá)
2.6 Características dos materiais empregados sob a ação do fogo
Além da preocupação com o dimensionamento usual deste tipo de elemento misto
na temperatura ambiente, deve-se conhecer as características dos seus materiais
constituintes terão sob ação do fogo, para o bom atendimento à NBR 14432 (2001),
“Exigências de Resistências ao Fogo dos Elementos Construtivos das Edificações”.
Na atualidade, não há um pleno conhecimento sob o comportamento do concreto e
do aço sob este tipo de ação acidental. É de conhecimento que, quando da ação do
fogo, há a transferência de calor por difusão de energia radiante (radiação) e por
transmissão de calor; neste caso, através dos gases (convecção), o incremento de
temperatura induz uma série de processos físicos e químicos que alteram as
características físicas e mecânicas dos materiais empregados (concreto e a chapa
de aço trapezoidal).
2.6.1 Concreto
Sabe-se que, sob a ação do fogo, o concreto tem boa resistência, por ser um
material incombustível, com baixa condutividade térmica, não emite gases tóxicos e
seus elementos, tem em geral baixo fator de massividade (Costa e Pignatta, 2002).
Sabe-se também que as suas propriedades são afetadas quando exposto a cargas
térmicas (PHAN e Carino, 2000). Esta exposição implicará em perda da rigidez da
78
estrutura que, em conseqüência, pode até atingir o colapso por instabilidade das
peças. Dentre os processos que alteram as suas características podemos citar:
a) processos químicos: atingindo a pasta de cimento endurecida, com a
dissociação do hidróxido de cálcio (CH) por volta dos 400°C, até a completa
destruição do gel hidratado de silicato de cálcio (C-S-H) em torno de 900°C
(POON, 2001)
b) nos processos físicos pode-se citar:
• O fenômeno do lascamento (Spalling).
• Diminuição da resistência à compressão sob alta temperatura
• Redução no módulo de elasticidade.
• Tipo de resfriamento (lento ou rápido) do concreto sob alta temperatura,
que poderá gerar fragilizações e rupturas pelo efeito do choque térmico.
Um dos fenômenos mais significativos é o lascamento, que é o seu desprendimento
em camadas. Segundo PurKiss (2000), este lascamento ocorre de duas formas, e
COSTA e PIGNATTA (2002) apresenta um terceiro:
• Explosiva (explose spalling): a ocorrência é violenta e instantânea, com
forte incidência nos primeiros 30 minutos de um incêndio.
• Delaminação Gradual (sloughing): ocorre em grande extensão, de forma
progressiva com o passar do tempo, sendo que a cada ocorrência novas
camadas ficam expostas, induzindo a novos descascamentos sucessivos.
• Pipocamento (pop outs): corresponde ao spalling de pequenas
proporções (este descrito por COSTA e PIGNATTA (2002)).
O fenômeno do lascamento, segundo Hertz (2003), pode ser um efeito violento no
concreto exposto a um incêndio, destruindo secções transversais inteiras e
reduzindo substancialmente a capacidade de carga de uma estrutura. Por outro
lado, este fenômeno é significativo por expor a ferragem à ação do fogo, uma vez
que a armadura possui alta difusividade térmica (capacidade/velocidade de
79
condução do calor) em relação ao concreto, o que se deve ao fato de que o aço é
um bom condutor térmico. Aquecendo-se mais rapidamente que o concreto, ao
longo das peças as dilatações diferenciadas entre os dois materiais repercutirão no
lascamento do concreto.
As possíveis causas para o acontecimento do spalling estão ainda em faze de
estudos Buchaman (2002) afirma em seus experimentos que a suscetibilidade
resulta do alto teor de umidade, rápidas taxas de aquecimento, peças estruturais
delgadas e altas tensões no concreto durante o incêndio. Pham e Carino (2000)
mostram que concretos com alto desempenho ou alta resistência são mais
susceptíveis ao lascamento, pois apresentam peças mais delgadas que concretos
de densidade normal, estes últimos com maior fator de massividade e também maior
capacidade térmica (massa específica x calor específico)
Segundo Anderberg (2000) são as seguintes as causas para o lascamento:
Macroestrutura
• Água livre em execesso (concreto
saturado)
• Alta densidade (compacidade)
• Elevados gradientes térmicos
• Distribuição não uniforme da
temperatura nas peças
• Secções transversais delgadas
• Altas taxas de armaduras
• Temperaturas diferenciadas entre aço
e concreto ao longo das peças
Microestrutura
• Pressão de vapor
• Tensões térmicas
• Transformações mineralógicas dos
agregados
A determinação da resistência à compressão do concreto sob alta temperatura é
bastante complexa, sendo ele composto por materiais com características térmicas
diferentes. Além disso, suas propriedades mecânicas sob a ação de cargas
80
térmicas dependem da umidade e porosidade (Li, 2003), sendo que o aumento da
temperatura e do resfriamento alteram seu comportamento.
Segundo Scheneider (1988), com base nos resultados relatados em várias
pesquisas, há fatores que pouco influenciam e os que tem um significativo efeito na
resistência à compressão nos concretos submetidos a altas temperaturas.
Fatores de pouca influência
• A resistência original e a relação
água/cimento dificilmente influenciam
a resistência sob alta temperatura,
(está em contradição com os estudos
de Souza, Junior e Bizzo (2005) vide
pág. 83).
• A dimensão máxima do agregado é
um fator de segunda ordem.
• Tipo de cimento.
Fatores com significativo efeito
• A relação agregado/cimento tem
efeito siginificativo na redução da
resistência à compressão; esta
redução é mais baixa para misturas
mais pobres do que em misturas
mais ricas.
• Os concretos de diferentes tipos de
agregados (calcáreos e silicosos)
apresentam redução na resistência
à compressão, mas em
temperaturas diferentes. Nos
concretos com agregados
calcáreos, e de menor densidade, a
redução ocorre em temperaturas
mais altas, comparados aos
concretos com agregados silicosos.
Outra constatação é que valores residuais de resistência à compressão são mais
baixos que os valores da resistência à compressão em altas temperaturas.
Em termos comparativos, em temperaturas acima de 430°C concretos com
agregados silicosos sofrem maior perda de resistência à compressão do que
concretos com agregados calcáreos de menor densidade, mas quando se atinge
800°C esta diferença desaparece (Abrams Apud Neville, 1997).
81
Esta ocorrência pode ser explicada pelo fato da condutividade térmica do material
silicoso ser maior que o material calcáreo. Xiao e König (2004) mostram resultados
de pesquisas nesta direção, e a própria NBR 15200 – Projeto de Estruturas de
Concreto em Situação de Incêndio (2004) indica fatores de redução da resistência à
compressão para concretos preparados com agregados graúdos silicosos (com
grande quantidade de quartzo (SiO2) como granito, arenito e alguns xistos)
diferentemente dos concretos preparados com agregados calcáreos (calcíticos e
dolomíticos)
Várias pesquisas acontecem e outros fatores vêm ao conhecimento. Li e Guo, apud
Xiao e König (2004), mostram que a resistência à compressão do concreto decresce
quanto maior for o tempo de exposição ao fogo e quanto maior a intensidade da
temperatura (portanto a degradação do concreto é diretamente proporcional à
temperatura atingida e ao tempo de exposição). Em termos comparativos, o
concreto perde de 10 a 20% de sua resistência à compressão original quando é
aquecido a cerca de 300°C, e perde entre 60 a 75% de sua resistência quando
aquecido por volta de 600°C (Phan e Carino, 2000 e Xiao e König, 2004). Todos os
pesquisadores citados concordam que há a necessidade de mais estudos, onde se
considere também o regime de aquecimento associado ao tempo de exposição e a
forma de resfriamento na ação do combate ao incêndio. Quanto ao efeito do
resfriamento na resistência à compressão. Barend apud Hertz (2003), relata que a
extinção de um incêndio com a água (que equivale a um resfriamento brusco)
deteriora a superfície do concreto devido ao choque térmico que ocorre nas
camadas superficiais, mas não aumenta os efeitos do spalling. A velocidade do
resfriamento influencia na resistência residual à compressão, isto é, se o
resfriamento for rápido a redução da resistência à compressão será maior do que
com um resfriamento lento. Xiao e König (2004) indicam que essas diferenças
serão maiores após os concretos serem submetidos a 200°C, porém após 600°C
essas diferenças são irrelevantes.
No que diz respeito ao regime de aquecimento e ao tempo de exposição, Rios,
Duarte, Rego Silva, Andrade e Pires (2005), em trabalho experimental concluiram
que, um incêndio de curta duração (30 minutos) e elevada taxa de aquecimento,
repercute em danos estruturais significativos, tanto pela redução significativa nas
resistências residuais do concreto como também pela ocorrência de lascamentos.
82
Neste estudo, há de se ressaltar que os lascamentos explosivos ocorreram em
concreto de densidade normal e baixo teor de umidade, concluindo os autores que a
taxa de aquecimento e o tempo de exposição foram fatores preponderantes para a
ocorrência dos lascamentos explosivos. Entretanto, quando há o desenvolvimento
de fissuras, que contribuem para a não ocorrência do lascamento, elas nem sempre
induzem uma redução significativa na compressão do concreto. Ainda neste
trabalho, nos estudos de resistência à compressão em corpos-de-prova ainda
aquecidos, observou-se modos de ruptura explosivos, indicando que peças com
tensões de compressão elevadas, sob a ação de temperaturas altas, podem induzir
ao lascamento explosivo.
Por fim, trabalhos desenvolvidos por Souza, Junior e Bizzo (2005), procurando
avaliar a influência do tipo de agregado e da reidratação, indicam a grande
importância pois 70% do concreto é composto de agregados. A natureza dos
agregados tem influência na condutividade térmica do concreto endurecido
(capacidade do concreto conduzir o calor), verificando-se:
Basalto baixa condutividade
Calcáreo média condutividade
Quartzo alta condutividade
De forma análoga, a velocidade da variação térmica no interior do concreto
(difusidade térmica) é influenciada pelo tipo de agregado.
Neste estudo, verificou-se também que se o agregado contém pirita (sulfeto de ferro
– FeS2), a oxidação lenta em torno dos 150°C causa desintegração do agregado e,
em conseqüência, a ruptura do concreto.
Por fim, muitas variáveis influenciam a resistência mecânica do concreto sob efeito
de altas temperaturas, tais como:
• umidade;
• relação água/cimento;
• tipo de agregado;
83
• tempo de exposição à temperatura;
• taxa de aquecimento;
• taxa de resfriamento;
• densidade do concreto.
2.6.2 Aço
O aço empregado nas construções é uma liga binária sólida de Fe e C, obtida
através da redução do minério de ferro (eliminação de O2).
As propriedades do material aço dependem principalmente dos seguintes fatores:
1) Percentual de C na composição.
2) Formação cristolográfica (processos térmicos e/ou tratamentos a frio).
3) Traços de outros elementos: Si, Mn, P, S, Cu, Cr, Ti, Ni, V, etc.
A redução é feita em um reator denominado ‘”Alto Forno”, onde se obtém o gusa, e
em seguida o material é levado à aciaria onde se completa a redução do minério de
ferro, obtendo-se o aço. O alto forno é um grande reator com características
primitivas, que a tecnologia atual ainda não consegue substituir. No alto forno,
elementos sólidos, como minério de ferro, coque e fundentes, são combinados em
alta pressão com um sopro de ar quente reduzindo continuamente o minério de ferro
em ferro no estado líquido, a uma temperatura aproximada de 1600°C, dependendo
da liga que se quer produzir. Este processo de obtenção do aço foi aqui descrito
para indicar que, apesar do aço ser produzido sob altas temperaturas, a proteção de
estruturas de aço contra a ação de incêndios é necessária, podendo-se recorrer a
diversos recursos no projeto da estrutura e no emprego de materiais de proteção.
É sempre importante o conhecimento do prazo de evacuação da edificação, a
intensidade do fogo, duração da exposição ao fogo, etc., devido às conseqüências
que esta exposição pode trazer às estruturas de aço.
84
O conhecimento das possíveis conseqüências desta exposição, no que diz respeito
ao prazo de evacuação da edificação, é importante para o treinamento dos usuários
da edificação, visando sua evacuação segura durante a ocorrência de um sinistro.
O conhecimento da intensidade e duração da exposição ao fogo é muito importante,
gerando as seguintes conseqüências:
a) Fluência – “CREEP” (deformação do aço)
É um fenômeno pelo qual os metais e ligas tendem a sofrer deformações plásticas
(regime de deformação onde ocorre mudança dimensional permanente), quando
submetidos por longos períodos a tensões constantes, o que, normalmente vem a
ocorrer sob altas temperaturas.
δ
t
(deformação)
(tempo)
Temperatura baixa
Temperatura alta
Temperatura mais alta
Figura 26: Deformação do aço em função do tempo em que atua tensão constante. (ABDALLA, 1995)
85
b) Redução na resistência do aço sob ação do fogo
Quando se menciona redução da “resistência do aço” sob ação do fogo esta se
considerando a redução do limite de escoamento do aço “fy” e a redução do módulo
de elasticidade do aço – “E”, e para o melhor esclarecimento desta redução
apresenta-se a seguir as figuras 25 e 26 e a tabela 17.
Segundo BELLEI (2004), os aços-carbono (ASTM A-36, ASTM A-572, etc) e os de
baixa liga (ASTM A-588, USI-SAC 350 e 300, COSAR COR 500 e 400, CSN
COR420), são os mais empregados nas construções de edifícios metálicos no seu
todo ou em partes. Todos eles terão sua resistência reduzida sob a ação do fogo,
conforme figura 27 que apresenta variação do limite de escoamento e do módulo de
elasticidade do aço com a temperatura. Nesta figura observa-se que, a 550°C, há
uma redução acentuada (da ordem de 50%) nos limites de resistência e escoamento
dos aços (redução também descrita em WANG, 2001). Nesta temperatura, que
repercute num fator de redução de 0,63, pode se concluir que o fator de segurança
não mais existe.
Mód. elasticidade
Lim. de escoamento
Lim. de resistência
Figura 27: Variação dos fatores de redução para o limite de escoamento e módulo de elasticidade do aço com a temperatura. (Bellei, Pinho, Pinho, 2004)
86
Tabela 17: Fatores de redução para o aço, sob ação de temperatura. (Bellei, Pinho, Pinho, 2004)
Temperatura do aço em °C
Fator de redução para o limite de escoamento dos aços laminados a quente KY’θ
Fator de redução para o limite de escoamento dos
aços trefilados KY0,θ
Fator de redução para o módulo de elasticidade de todos os tipos de aços KE’θ
20 1,000 1,000 1,0000
100 1,000 1,000 1,0000
200 1,000 1,000 0,9000
300 1,000 1,000 0,8000
400 1,000 0,940 0,7000
450 0,930 0,800 0,6300
500 0,780 0,670 0,6000
550 0,630 0,530 0,4500
600 0,470 0,400 0,3100
650 0,330 0,250 0,2200
700 0,230 0,120 0,1300
800 0,110 0,110 0,0900
850 0,070 0,100 0,0800
900 0,060 0,060 0,0675
1000 0,040 0,050 0,0450
1100 0,020 0,030 0,0255
1200 0,000 0,000 0,0000
Figura 28: Variação do Fup em função da temperatura crítica. (Bellei, Pinho, Pinho, 2004)
87
BELLEI (2004) esclarece ainda que estas curvas foram traçadas em laboratório, com
base em ensaios de tração, e elas não levam em consideração as cargas atuantes e
a resistência da peça. Se estes fatores forem considerados, a temperatura que este
autor considera como critica (550°C) pode ser outra.
2.7 Especificações do Corpo de Bombeiros
A segurança contra o incêndio é um item considerado obrigatório em qualquer tipo
de estrutura (aço, concreto, madeira, etc).
O Corpo de Bombeiros do Estado de São Paulo recomenda que as estruturas de
aço sejam calculadas de acordo com a NBR 14323 (1999) – “Dimensionamento de
Estruturas de Aço em Edifícios e Situação de Incêndio”, e que a temperatura crítica
do aço seja igual ou inferior a 350°C.
Em alguns casos é dispensada a verificação da segurança ao TRRF (Tempo
Requerido de Resistência ao Fogo). Tais casos são abordados na Instrução Técnica
CB-011/33/99 do Corpo de Bombeiros do Estado de São Paulo, e para esta mesma
Corporação o TRRF é calculado conforme os critérios, cálculos e métodos descritos
na Instrução Técnica N° 08/01 – Anexo A do Corpo de Bombeiros do Estado de São
Paulo. Ressalta-se aqui que são necessárias consultas às Normas de Proteção ao
Fogo, em especial a NBR 14323 (1999) e NBR 14432 (2001), bem como aos
regulamentos do Corpo de Bombeiros de cada estado para certificar-se da isenção
ou não da verificação, quanto à segurança contra o incêndio, seja a estrutura de
concreto, aço, mista ou de madeira.
2.7.1 Lajes mistas de concreto e chapas metálicas trapezoidais
Os fabricantes de chapas metálicas trapezoidais, utilizadas em lajes mistas,
apresentam para os seus produtos tabelas de cargas que correspondem a
carregamentos aplicados em temperatura ambiente, ou sob atuação de incêndio
com tempo de atuação de 30 minutos e que, caso se aumente a sua espessura,
esse tempo de resistência pode chegar a 120 minutos.
88
Caso seja prevista situação onde o incêndio possa ocorrer por mais tempo que a
chapa metálica trapezoidal suporte, a NBR 14323 (2001) deverá ser consultada,
considerando-se na resistência dessas lajes mistas a presença de armaduras
complementares.
Quanto aos aspectos da proteção passiva nas estruturas, que pode aparecer sob a
forma de portas corta-fogo, compartimentação de ambientes, e em especial nas
estruturas de aço, deve ser feita com materiais que envolvam as peças metálicas,
tais como: tinta intumescente, mantas de lã de rocha, mantas de fibras cerâmicas,
etc. Nas estruturas de concreto, a segurança passiva deve ser feita com o
cobrimento da armadura e verificado pela norma NBR 5627 “Exigências Particulares
das Obras de Concreto Armado e Protendido” em relação à resistência ao fogo.
Em boa parte dos casos, nas chapas metálicas trapezoidais das lajes mistas não
são feitas as proteções passivas, e sim nas vigas e pilares metálicos; neste caso, se faz necessária a proteção ativa, que basicamente é constituída por sprinklers,
hidrantes, alarmes e outros.
Figura 29: Proteção Ativa - sprinklers (obra Convention Center & Hotel Jaraguá)
89
CAPITULO 3 EXECUÇÃO DAS LAJES MISTAS
3.1 Descrição da chapa metálica trapezoidal
Steel Deck é uma laje mista constituída por uma capa de concreto e um conjunto de
chapas de aço conformadas a frio, em geral com perfil no formato trapezoidal. A
geometria da seção e as características do aço conferem elevada rigidez ao
conjunto de trapézios, possibilitando sua utilização como fôrma autoportante para a
concretagem da capa de compressão.
Quanto ao acabamento, as chapas de Steel Deck podem ser fornecidas com
galvanização nas duas faces, ou ainda com pintura adicional de proteção e/ou
acabamento na face inferior.
Figura 30: Steel Deck (Semple-Gooder)
90
Figura 31: Polydeck 59
A composição aço-concreto, chamada de “laje mista” na norma NBR 6118 (2003) -
“Projeto de Estruturas Concreto”, é denominada como “laje com fôrma de aço
incorporada” no Anexo C da norma NBR 14.323 (1999) - “Dimensionamento de
Estruturas de Aço de Edifícios em Situação de Incêndio”.
Para ocorrer o trabalho conjunto aço-concreto, após terem sido combinados a fôrma
de aço e o concreto, deve haver a capacidade de transmissão do cisalhamento
longitudinal que ocorre na interface entre os materiais, o que pode ser conseguido
por meio de:
91
• ligação mecânica, promovida entre os dois elementos por meio das
mossas existentes nas fôrmas de aço trapezoidais;
• ligação por atrito, devido ao confinamento do concreto nas fôrmas de aço
com cantos reentrantes.
Figura 32: Lajes com fôrma de aço incorporada. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001)
A aderência química natural entre o aço e concreto não é levada em consideração
no cálculo estrutural, embora possa atingir valor considerável.
Tal aderência é verificada em diversos ensaios dos elementos mistos, onde, para
carregamentos de baixos valores, a maior parte do cisalhamento é desenvolvida
pela aderência química entre os dois materiais, mas, ao se atingir cargas mais
elevadas, esta aderência é rompida, não podendo ser mais restaurada e justificando
assim a necessidade das mossas nas fôrmas de aço.
92
Figura 33: Deslizamento longitudinal relativo entre a fôrma e o concreto na extremidade da peça, após ensaio realizado na laje mista montada com chapa metálica Steel Deck MF-75, da MetForm (Mello, 1999).
As chapas de steel deck são normalmente fixadas à estrutura principal da edificação
da seguinte forma:
• quando a estrutura principal for em estrutura metálica, as chapas serão
fixadas através de solda, parafusos auto-atarrachantes ou pinos com
fixação à pólvora ou ferramenta elétrica/pneumática(“stud bolts”);
• quando a estrutura principal for de concreto armado, as placas são fixadas
através de solda junto a insertos metálicos ou, parafusos/pinos auto-
93
atarrachantes com fixação a pólvora, ou elétrica/pneumática junto a
elementos fixados a estes insertos;
• entre as chapas a fixação é feita por meio de parafusos, fixadores de
encaixe, ou solda.
Figura 34: Fixação com parafusos auto-atarrachantes com máquinas elétricas-pneumáticas (SDI, 2000)
Figura 35: Fixação com solda (SDI, 2000)
3.2 Composição da laje de piso com steel deck
Após o seu transporte, distribuição pelo piso e sua correta fixação às vigas-suporte,
o conjunto formado pelas chapas tem diversas utilidades:
• durante a montagem, o sistema transforma-se em plataformas de trabalho
e de proteção aos andares inferiores;
94
• estabilização dos elementos estruturais individuais durante a sua
montagem, e como um diafragma horizontal da estrutura após a sua
montagem, promovendo um aumento na estabilização global da estrutura
do edifício e conseqüente aumento na segurança durante a sua
construção;
• fôrma do concreto da laje mista;
• armadura positiva da laje mista, dimensionada segundo a NBR 6118
(2003).
Na composição final do piso em laje mista, além da chapa do steel deek e do
concreto, há outros elementos que são usados na composição do piso, os
chamados conectores de cisalhamento que são compartilhados com as vigas-
suporte da laje, sendo em geral utilizados os conectores de cisalhamento tipo pino
com cabeça ou conectores tipo HVB da Hilti.
Figura 36: Conector tipo pino com cabeça (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Figura 37: Conector da Hilti HVB (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
95
Figura 38: Conector em perfil U laminado (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Figura 39: Outros tipos de conectores (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Os conectores têm a função de interligar o concreto e o perfil de steel deck,
constituindo-se dessa forma a chamada laje mista ou laje com fôrma de aço
incorporada, que juntamente com as vigas, constituem sistema de piso muito
utilizado nos países desenvolvidos.
3.3 Aprovação dos desenhos de fabricação
Da mesma forma que são necessários desenhos de fabricação e montagem para
edificações com estruturas metálicas, os sistemas mistos também os requerem;
somente os desenhos em que conste, “Aprovado para Construção” podem ser
usados na sua montagem.
No início do trabalho o montador deve rever os planos gerais de montagem e,
quando houver mais de um tipo de chapa (perfil, bitola, etc) e dimensões, cada um
deles deve ter sua área individual de instalação identificada.
96
Em todos os desenhos de fabricação e montagem, nas notas gerais há a
necessidade de se prever e gravar as instruções específicas necessárias à
fabricação e/ou montagem, que também devem ser introduzidas nos desenhos do
detalhamento de partes específicas.
Tanto os desenhos de montagem como as etiquetas dos fardos de steel deck devem
ser examinados pelo montador, verificando-se a presença das instruções
mencionadas. Também a memória de cálculo do engenheiro calculista deve
contemplar o método de fixação, os tipos de fixadores à estrutura e a fixação lateral
entre as chapas do steel deck, sendo que todos estes dados devem estar indicados
nos desenhos aprovados para construção.
3.4 Embalagem das chapas steel deck
As chapas, com pesos variados, são empilhadas em fardos especiais, paletizados e
firmemente cintados, cada um deles com sua etiqueta (ficha) de identificação.
Quando houver chapas com comprimentos e espessuras variados no mesmo fardo,
esta informação deve ser repassada ao montador de forma conveniente.
O fabricante, o construtor e o montador, todos devem saber sobre as variações de
dimensões e bitolas empregadas na montagem do conjunto.
Dessa forma, fica claro que as etiquetas (fichas) dos fardos de chapas devem
fornecer a maior quantidade possível de informações, algumas delas elencadas a
seguir:
1. Peso do fardo
2. Número do contrato de fabricação
3. Nome da obra
4. Descrição dos produtos integrantes do fardo
5. Quantidade de peças e seus respectivos comprimentos
6. Área de trabalho que irá receber o fardo
97
7. Número do fardo
8. Notas ou instruções específicas a serem seguidas
3.5 Carregamento e transporte
Todas as condições de trabalho serão afetadas pelo transporte das peças (fita
especial de amarração dos fardos com restrição no peso, ordem do fardo no
carregamento/descarregamento etc), por isso, as mesmas devem ser levantadas
pelo fabricante e o transportador, registrando-se as condições de manuseio em
desenhos de fabricação.
O fabricante ou o montador do steel deck poderão propor uma seqüência lógica na
ordem do descarregamento, içamento dos fardos e distribuição das peças na laje.
A seguir, são listados alguns dos procedimentos padronizados que o fabricante deve
tomar para o transporte das peças:
1. Seguro do transporte.
2. Os fardos devem ser acondicionados e fixados ao veículo de transporte de
tal forma a inibir movimentos repentinos e inesperados nas
paradas/arrancadas, bem como garantir a estabilidade lateral nas curvas.
3. A cada entrega, os fardos de steel deck devem ter seu carregamento e
transporte planejado em virtude do peso e de suas dimensões, pois haverá
necessidade do balanceamento da carga.
4. Os fardos devem ser separados tanto horizontalmente como verticalmente
com calços de bitola de 1 1/2“ (mínimo).
5. Verificação nas cintas de fixação das peças integrantes de um fardo, e dos
fardos no veículo de transporte, pois qualquer choque/vibração tende a
comprimir os fardos, o que pode resultar num afrouxamento dos cabos e
provocar situações de perigo.
98
Figura 40: Carga/descarga de fardos de steel deck (Bellei; Pinho, F.; Pinho, M, 2004).
3.6 Recebimento, descarga, estocagem e proteção
3.6.1 Recebimento
Deve-se prever o acesso adequado ao canteiro de obras para a entrega e
recebimento dos fardos de steel deck, bem como a utilização de equipamentos de
transporte desse fardos (empilhadeira, grua ou guindaste), internamente até o local
onde serão instalados ou estocados.
No ato da entrega e antes do seu descarregamento os fardos deverão ser checados,
contados e conferidos.
A seguir, apresenta-se um “Check List” mínimo, a ser aplicado durante o
recebimento dos fardos de Steel deck:
a) Tipo de perfil de steel deck entregue.
b) Espessura das chapas de steel deck integrantes do fardo.
c) Acabamento final das chapas
• Pintado
• Galvanizado
• outros
99
d) Proteção ao fogo requerida.
e) Comprimento das chapas.
f) Peso dos fardos.
g) Espaçamento requerido entre os fardos, necessário aos equipamentos de
descarga para a passagem e engate dos cabos de içamento.
h) Presença da etiqueta de identificação do produto e do lote de produção
em cada um dos fardos.
Cabos de içamento
Cinta de amarração
Figura 41: Içamento/transporte vertical dos fardos de steel deck (Manual SDI, ).
3.6.2 Descarga
Para a descarga é importante a verificação dos fardos quanto ao seu peso total,
situação da amarração de suas peças, distância mínima entre as suas cintas durante
o içamento dos fardos, ter suas extremidades protegidas contra impactos
mecânicos; para fardos pequenos, deve-se procurar realizar sua descarga com
empilhadeiras.
100
Figura 42: Descarga dos fardos (Manual Bellei, Pinho, Pinho, 2004)
3.6.3 Estocagem e proteção
No caso dos fardos serem encaminhados a um local de estoque é necessário que
seu acondicionamento seja feito em local seco, ventilado e com empilhamento
máximo de três volumes, com leve inclinação longitudinal.
Estes cuidados se devem ao fato de que as chapas de steel deck, usualmente
galvanizadas nas duas faces, tem uma alta sensibilidade à umidade, à condensação
e a chuvas.
Figura 43: Exemplo de estocagem (Manual SDI).
101
Figura 44: Área de estoque (manual do SDI).
3.7 Montagem do steel deck em ambiente seguro
Quando não se está familiarizado com os procedimentos mínimos de segurança,
desde a entrega do produto na obra, manuseio e montagem, podem resultar sérios
ferimentos, ou até acidentes fatais com os operários dedicados a estes trabalhos.
Um plano específico de desenvolvimento da montagem das chapas de steel deck
deve ser desenvolvido para cada plataforma.
Os desenhos de fabricação e montagem são uma grande fonte de informações e
auxílio na preparação dos planos de montagem da obra, a partir das diversas
plataformas a serem montadas.
Não se deve esquecer que, na maioria dos casos, no início dos trabalhos as
plataformas são compostas apenas de vigamentos, sem proteção entre as vigas e
as suas extremidades; dessa forma, os montadores terão de usar escadas,
andaimes ou elevador de obra para o acesso à plataforma de trabalho.
3.7.1 Respeito ás Normas Regulamentadoras do Mistério do Trabalho - Brasil
Como a maioria dessas montagens ocorre em estruturas de altura elevada, os riscos
estão sempre presentes; portanto, sinalização e proteção individuais e coletivas são
essenciais.
Em especial, áreas de acesso devem ser protegidas contra a queda livre das sobras
de materiais, equipamentos e ferramentas, visto que estas áreas fazem parte da rota
de entrada e saída dos operários durante a montagem da obra.
102
Portanto, é fundamental o conhecimento e a aplicação dos conceitos das Normas
Regulamentadoras do Ministério do Trabalho nas atividades onde existam riscos de
queda de trabalhadores, destacando-se dentre elas:
NR 1 - Disposições Gerais
• NR 6 - Equipamentos de Proteção Individual
• NR 8 - Edificações
• NR 11 - Transporte, Movimentação e Manuseio de Materiais
• NR 18 - Condições e Meio Ambiente de Trabalho na Indústria da
Construção Civil
É muito importante que a estrutura suporte esteja pronta (devidamente montada),
para receber as placas de steel deck; assim deve-se sempre verificar, antes do
içamento, distribuição e montagem das chapas de steel deck, a montagem da
estrutura suporte bem como dos eventuais contraventamentos temporários.
3.7.2 Içamento dos fardos de steel deck
Além da verificação das ligações entre os elementos estruturais e seus
contraventamentos, deve-se também verificar a capacidade suporte dos elementos
que irão servir de apoio aos fardos de steel deck, uma vez que, sem o concreto, os
vigamentos do suporte ainda não possuem as condições de travamentos laterais e
resistência idealizadas pelo projetista para a estrutura acabada, pois a laje a ser
incorporada é, na maioria dos casos, o elemento que produz tal travamento.
Figura 45: Área de estoque em que os perfis devem ter verificação de sua capacidade suporte antes da concretagem da laje a ser incorporada (manual do SDI).
103
Deve-se também verificar os fardos quanto à sua própria amarração, bem como
instalar os cabos de içamento na posição correta, para o içamento seguro dos fardos
do steel deck.
Sempre que possível, os fardos devem ser transportados junto às áreas de sua
instalação definitiva e posicionados de uma forma conveniente para distribuição das
chapas de forma individual sem a necessidade de serem viradas.
3.7.3 Montagem em plataformas seguras
Para a montagem ser realizada em plataformas consideradas seguras, a prevenção
de qualquer tipo de acidente é a melhor providencia. Uma única chapa de steel
deck deve ser montada por vez, isto é, deverá ser executada sua fixação à estrutura
suporte e às conexões laterais longitudinais entre as chapas, de forma individual.
Isto é de fácil compreensão uma vez que, após a montagem de uma chapa, esta
servirá como acesso temporário ao fardo e, se estas fixações não forem realizadas,
os trabalhos desenvolvidos sobre as chapas provocariam um desalinhamento e um
deslizamento sobre as vigas suporte e entre as próprias chapas.
É recomendado que a área de trabalho seja estabelecida ao redor e ao longo de
cada fardo, de forma que o fardo seja seguramente acessado, podendo ser
estendida / expandida em qualquer direção conveniente.
Fica clara então a necessidade do desenvolvimento de um plano de montagem das
chapas, onde se determina o ponto de início e a(s) direção(ões) do progresso da
montagem.
Figura 46: Montagem das chapas de steel deck (Manual SDI)
104
3.7.4 Disposição das chapas do steel deck
Tomados todos os cuidados no transporte dos fardos até o local de distribuição,
repassado o plano de montagem, os fardos deverão ficar amarrados até o momento
da distribuição das chapas, evitando-se com isso o risco de arraste ou de tombo por
parte das chapas isoladas pela ação do vento ou impacto, visto que, na maioria dos
casos, a estrutura em fase de montagem encontra-se totalmente aberta.
Como já comentado anteriormente, a distribuição das chapas deve ser ordenada,
conforme plano de montagem, com o devido alinhamento e fixação.
3.7.5 Fixação das chapas do steel deck
Durante a montagem, a movimentação de funcionários sobre as chapas deve ser
cuidadosa e reduzida, até a sua correta fixação às vigas suporte; caso contrário
acidentes como o escorregamento entre as chapas poderão ocorrer.
Com as chapas posicionadas e alinhadas, procede-se à sua fixação às vigas suporte
e de uma chapa a outra, sendo que esta fixação tem a função construtiva e de
manter o seu correto posicionamento e aumento da segurança nos trabalhos
desenvolvidos durante a montagem.
A fixação deve ser feita no mínimo em dois pontos, nas extremidades de cada
chapa, junto aos perfis suporte e entre chapas de steel deck, na região de
sobreposição lateral longitudinal.
3.7.6 Recortes nas chapas de steel deck
Por razões arquitetônicas, ou por necessidade de passagem de dutos ou shafts
através do pano da laje, aberturas são exigidas e conseqüentemente cortes nas
chapas de steel deck.
Sempre que possível é desejável o planejamento desses recortes, utilizando-se na
introdução das aberturas ferramentas apropriadas, tais como: tesouras manuais,
elétricas, serras tico-tico, arcos de serra ou serras de disco liso.
105
Este planejamento é conveniente, pois qualquer abertura é realizada geralmente
após a concretagem, e sua localização deverá ser feita antes da concretagem,
criando-se no local um nicho com a introdução de madeira ou isopor; assim sendo, o
local da abertura não recebe concreto, facilitando-se em muito a abertura posterior.
Figura 47: Vista Inferior de um recorte (obra – Convention Center & Hotel Jaraguá)
O corte da chapa deverá ser realizado após o concreto ter atingido pelo menos 75%
do fck de projeto, evitando-se ainda a sua perfuração por percussão (uso de
martelete), pois este equipamento gera vibração indesejada que pode prejudicar a
aderência do perfil ao concreto na região da abertura.
106
Figura 48: Vista superior de um recorte (obra – Convention Center & Hotel Jaraguá)
3.7.7 Instalação dos conectores
Os conectores podem ser instalados por processo de soldagem simples, mas com
alguns cuidados descritos a seguir:
• Quando a soldagem do conector for realizada sobre duas chapas de steel
deck, sobrepostas, e que normalmente são galvanizadas, é recomendada
a abertura de um orifício nas chapas de steel deck, de forma que a
soldagem ocorra diretamente sobre as vigas metálicas, visto que a
quantidade de revestimento de zinco encontrado em duas chapas
influencia de forma negativa na resistência dessa soldagem.
• Quando a soldagem for realizada diretamente sobre a mesa da viga, esta
não deverá ter pintura. Este processo é simples, rápido, e envolve os
mesmos princípios básicos de uma solda por arco elétrico convencional;
com o emprego de uma pistola de solda especial, o conector é soldado
sobre a viga a uma produtividade média de 08 a 10 peças por minuto,
levando-se em conta o processo de posicionamento e soldagem.
• como a soldagem é feita com equipamento elétrico, esta operação não
deve ser realizada em dias de chuva ou em áreas úmidas; quanto ao
107
transformador e o gerador de solda, deverão estar locados de forma
segura e protegida a menos de 15 metros do ponto de soldagem.
Figura 49: Processo de colocação do conector com a pistola. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
Figura 50: Processo de soldagem. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
• Este processo de soldagem dos conectores deve ser verificado, com
vistas a garantir a obediência fiel ao projeto e conseqüente
comportamento conjunto dos materiais da laje mista, visto que eles
também são compartilhados com a viga- suporte da laje.
• Na maioria das obras este processo é feito em ambiente aberto e
ventilado, necessário para uma soldagem adequada; caso isso não ocorra,
ventilação artificial deve ser providenciada.
• todos os operários envolvidos na operação de solda devem ter protetor
nos olhos contra o flash da solda, e não devem realizar esta operação
próximo de qualquer tipo de material combustível.
• Os conectores da Hilti HVB podem ser instalados como alternativa aos
conectores tipo pino com cabeça, pois são fixados ao perfil metálico por
meio de fixadores à pólvora (“tiros”); esta ligação possui a vantagem de
não necessitar de energia na obra para a sua instalação.
108
Figura 51: Conector da Hilti HVB. (Queiroz; Pimenta; Da Mata, 2001).
3.8 Concretagem da laje mista
3.8.1 Medidas a executar antes da concretagem
Uma das principais vantagens do steel deck é a não necessidade de escoramento,
desde que se obedeça as especificações do fabricante quanto à limitação do vão.
Caso existam vãos maiores que o especificado pelo fabricante do steel deck, há a
necessidade de previsão de escoramento e de se ter indicada a localização dos
pontaletes de escoramento no projeto executivo, bem como o tempo mínimo de sua
permanência após a concretagem da laje.
Ainda de conformidade com o projeto executivo, antes da concretagem devem ser
posicionadas as armaduras complementares ao longo de todo pano da laje (a
positiva de reforço em aberturas, a eventual positiva complementar, a negativa, a de
retração, etc).
Os nichos necessários à execução dos vazios com diversas finalidades deverão ser
executados com madeira, isopor etc, antes da concretagem, e o corte da chapa do
steel deck será feito após a cura do concreto, não se esquecendo de que em
aberturas maiores que 200mm devem ser previstas e instaladas armaduras de
reforço em torno da abertura.
Antes da concretagem ocorre trânsito dos montadores sobre as chapas de steel
deck, sendo que uma limpeza com o auxílio de jatos d’água e escovas se faz
necessária. Após esta limpeza, vedações devem ser feitas com fita adesiva ou
massa de vedação nos encontros longitudinais e transversais dos perfis e quaisquer
outros pontos onde possa ocorrer vazamento da nata de concreto.
109
Figura 52: Vedação nos encontros longitudinais e transversais (Haironville).
3.8.2 Medidas necessárias durante a concretagem da laje mista
A concretagem é feita de forma tradicional, tomando-se alguns cuidados.
O lançamento é feito através de bombeamento ou caçambas, cujo sentido de
lançamento deverá ser feito paralelo às nervuras do perfil da chapa do steel deck, de
um apoio ao outro.
Figura 53: Não acumular concreto de forma concentrada no meio do vão (Manual SDI)
Figura 54: Não transitar co carrinhos diretamente sobre as chapas (Manual SDI)
Deve-se tomar cuidado para não acumular concreto de forma concentrada no meio
do vão e o de não ocorrer trânsito diretamente sobre as chapas, mas sim através da
distribuição de tábuas convenientemente arranjadas sobre a área a ser concretada.
110
Figura 55: Plano de Concretagem (Manual Haironville)
Figura 56: Concretagem (SCI)
3.8.3 Medidas necessárias após a concretagem
Após a concretagem a cura do concreto deve ser feita como a de uma laje comum,
tradicional, evitando-se as fissuras provocadas pela evaporação precoce da água de
amassamento.
111
3.9 Detalhes construtivos
Para a correta instalação do steel deck sobre a estrutura de aço deve-se utilizar os
acessórios requeridos para cada situação. Tanto as peças de steel deck como os
acessórios requeridos na montagem da laje devem ser detalhados em desenhos de
fabricação e montagem, e que, no caso, é denominado “Diagrama de Fôrma”. Então,
em cada pavimento-tipo de uma edificação, o projeto deve ser integrado por um
“Diagrama de Fôrma”, onde se indica o posicionamento das peças de steel deck
bem como as situações particulares e os acessórios necessários. A seguir,
destacam-se algumas destas situações e os respectivos acessórios:
3.9.1 Arremantes de laje (AL)
Figura 57: Arremates de lajes junto às vigas de aço segundo a MetForm (Manual da MetForm, 1997).
Para os perfis denominados arremates de laje, recomenda-se que os mesmos sejam
usinados utilizando chapas de aço ASTM A570 grau C, com MPa e com
espessura maior ou igual a 2 mm. Estes arremates devem ser soldados nas vigas de
aço, com apoio de comprimento mínimo de 50 mm. As soldas serão do tipo filete,
com comprimento mínimo de 25 mm e espaçamento não maior que 300 mm.
230yf ≥
112
A Tabela 18 indica a espessura do arremate de laje em função do balanço “b”
indicado na Figura 57.
Nos casos em que o balanço do steel deck é grande em relação à extremidade da
flange superior da viga de aço, o arremate de laje deve ser usinado em chapa de
aço com uma secção transversal em U, que será fixado na mesa inferior por meio de
rebites (nas ondas baixas do steel deck). Quanto à mesa superior, esta deverá ser
fixada ao suporte de deck “SD” por meio de rebites e, o suporte de deck, por sua
vez, deverá ser fixado às ondas altas do steel deck. Estas fixações, que serão
executadas nas ondas baixas ou altas da stell deck, não podem ter um espaçamento
superior a um metro.
Tabela 18: Espessura mímima dos arremates de laje (mm) (Metform)
Espessura Mínima da Chapa (mm) Balanço do Arremate de Laje b (mm)
Altura Total
da Laje (mm)
0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275
130 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35
140 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35
150 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35 3,35
160 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35 -
170 2,00 2,00 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35 3,35 -
180 2,00 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35 3,35 - -
190 2,00 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35 3,35 - -
200 2,00 2,00 2,65 2,65 2,65 2,65 3,35 3,35 3,35 - - -
Figura 58: Arremate de laje e suporte de deck em balanços do steel deck (Manual da MetForm, 1997).
113
3.9.2 Complementos de deck
Na execução do projeto de edificação utilizando steel deck, os desenhos de
fabricação e montagem (“Diagramas de Fôrma”), elaborados para cada pavimento-
tipo, devem levar em conta a largura útil das chapas e a largura total da laje a ser
construída.
Na maioria dos casos, para complementar a largura total da laje a ser executada,
nas regiões adjacentes às vigas de apoio serão empregados os complementos de
deck “CD”, que nestes casos evitam os recortes no steel deck.
O complemento de deck, da mesma forma que as chapas de steel deck, serão em
chapa de aço galvanizado e com o mesmo limite de escoamento das chapas de
steel deck. Com base nas prescrições do SDI, recomenda-se a utilização de chapas
com espessura de 1,55 mm e com largura máxima de 250 mm.
Figura 59: Complemento de deck “CD” (Manual da MetForm, 1997).
Os complementos de deck devem ser fixados à estrutura-suporte da mesma forma
que as chapas de steel deck, com soldas bujão de 16 mm de diâmetro.
O espaçamento máximo entre as linhas de centro destas fixações não deve ser
superior a 800 mm, e seu apoio sobre a flange superior da viga de aço deve ser no
mínimo de 25 mm (Figura 59).
3.9.3 Arremates de deck “AD”
Este acessório é empregado na vedação complementar da fôrma, evitando que o
concreto fresco passe por entre as ondas do steel deck. É utilizado acima das vigas-
suporte, nos locais onde ocorre a mudança de direção do vão da laje e nas
extremidades das lajes.
114
Da mesma forma que as chapas corrugadas de aço e os demais acessórios, os
arremates de deck serão confeccionados em chapa galvanizada, e fixados às ondas
altas do steel deck.
Nestes casos, na maioria das vezes as vigas de sustentação da laje são vigas
mistas, onde à flange superior das mesmas são aplicados conectores stud bolt.
Devido à presença desses conectores, o comprimento das peças de steel deck deve
ser bem estudado, de forma que na região de posicionamento do arremate de deck
não ocorra uma superposição entre os elementos envolvidos no detalhe de
acabamento da laje.
Figura 60: Arremate de deck “AD” (Manual da MetForm, 1997).
3.9.4 Recortes de montagem no steel deck
Em grande parte dos pavimentos executados com steel deck há a ocorrência de
vigas mistas com posicionamento longitudinal paralelo aos canais da chapa de steel
deck; portanto, para o funcionamento como viga mista é necessário que se forme
uma mísula de concreto imediatamente acima da viga de aço.
Para a real formação da mísula, a chapa de steel deck deve encontrar-se com a
flange superior da viga em uma onda baixa, e assim, após a concretagem da laje, os
conectores serão completamente envolvidos pelo concreto, garantido-se o trabalho
do sistema misto.
115
Fica claro então, para estes casos, ser necessária a execução de recortes
longitudinais na fôrma, durante a sua instalação, e que, após a realização destes
recortes, é necessária a fixação das extremidades recortadas diretamente sobre a
flange da viga de aço, onde também os conectores stud bold serão instalados.
Figura 61: Recortes de Montagem (Manual da MetForm, 1997).
116
CAPITULO 4 CONSIDERAÇÕES GERAIS E COMENTÁRIOS SOBRE O DESEMPENHO DAS LAJES STEEL DECK
Neste capítulo será estabelecida uma análise crítica sobre os vários aspectos que
envolvem o desempenho das lajes esboçando-se um quadro comparativo entre os
fabricantes.
4.1 Sistema construtivo
Este sistema, laje mista de concreto e chapa metálica trapezoidal, é caracterizado no
mercado principalmente por sua maior produtividade em relação ao sistema
convencional, estimando-se que, em média, a produtividade é duas vezes maior que
a convencional. Esta produtividade ocorre onde a chapa metálica substitui
totalmente as fôrmas comuns de madeira, passando também passa a fazer parte da
armadura positiva da laje, ocorrendo portanto a racionalização de duas atividades.
Conforme o projeto estrutural, neste sistema misto pode-se eliminar totalmente o
escoramento. Isso ocorrendo, a atividade de escoramento e a definição de escoras
residuais durante o processo de cura são eliminados, ensejando a continuidade dos
trabalhos no piso inferior mesmo durante a instalação das chapas metálicas.
4.2 Durante o projeto
Para o projeto deste sistema misto as empresas fabricantes das fôrmas metálicas
fornecem apoio técnico, além de localizarem a obediência às respectivas normas.
Nos manuais técnicos desses fabricantes vê-se que a principal diferença entre eles é
a altura das chapas metálicas trapezoidais utilizadas, sendo 75 mm da METFOM e
de 59 mm da PERFILOR Perkron Haironville. Conforme contato realizado, pessoal
técnico da PERFILOR informou que, a razão de ser oferecida apenas é a própria
tradição internacional, com grande consumo de chapa com 59 mm de altura.
Quanto a METFORM, esta informou que tais dimensões partem de um
estudo/conhecimento do material e de um desenvolvimento embasado em ensaios e
pesquisas através de convênio com a Universidade Federal de Minas Gerias.
117
Como os dois fabricantes apresentam suas chapas metálicas trapezoidais com
alturas diferentes, constata-se que as chapas da PERFILOR tenham um peso
próprio menor para as espessuras equivalentes, em comparação com as chapas da
METFORM, não se podendo deixar de indicar também o maior consumo de concreto
para as mesma espessuras das capas de concreto.
Através dos catálogos constata-se que a faixa de espessura acabada da laje mista
dita como econômica é para as chapas da PERFILOR de 11 a 25 cm, enquanto que
para as chapas da METFORM é de 13 a 20 cm enquanto que, após consulta, a
espessura máxima seria de 30 cm para PERFILOR e de 37,5 cm para a METFORM,
onde nestes casos, haverá a necessidade através do dimensionamento, de
armaduras adicionais.
Nas suas respectivas tabelas, nas condições de apoios simples sem escoramentos e
com mais apoios, a PERFILOR não considera a possibilidade de continuidade sobre
os apoios, enquanto que, a consideração de continuidade indicada as tabelas da
METFORM, pode acarretar em pequena redução na espessura da laje mista e um
ganho quando se idealiza o uso destas lajes em conjunto com vigas mistas e,
portanto, o uso de mais de um sistema construtivo misto. Nestas tabelas temos que
salientar que as considerações, quanto aos limites de deslocamento vertical não são
os mesmos, para a METFORM foi de L/250 e 20 mm, NBR 14323 (1999). Para a
PERFILOR esta adota o valor normativo para a verificação após a cura e L/240
antes da cura.
No caso da resistência característica do concreto, estabelece-se o valor mínimo de
20 MPa (valor mínimo estabelecido pela NBR 6118) no caso da METFORM e de 22
MPa para a PERFILOR.
4.2.1 Durante o projeto, casos específicos
É sabido que em caso de aberturas também deve se proceder um adequado
dimensionamento dos reforços de armaduras, sendo os procedimentos informados
e exemplificados por ambas as empresas. É importante que estas lajes mistas
sejam verificadas quanto à estanqueidade, isolamento térmico e resistência ao fogo,
118
tanto na condição sem a proteção passiva como para as lajes tratadas para diminuir
a transmissão de calor.
Quanto à verificação do isolamento térmico, que foi apresentado ao item 2.5.4.1. deste trabalho, é um procedimento considerado imediato para lajes protegidas ou
não, baseado na comparação da espessura efetiva calculada com a espessura
efetiva mínima, estabelecida com base no tempo requerido na tabela fornecida pela
norma NBR 14323 (1999).
No que diz respeito à resistência das lajes steel deck em temperaturas elevadas,
como apresentado neste trabalho, é um procedimento não imediato que envolve
cálculos dos momentos positivos e negativos das peças, considerando ainda
combinações de ações em estados limites últimos excepcionais e parâmetros dados
na NBR 14323 (1999).
Na definição dos projetos, ambas as empresas fornecem a paginação do piso com a
definição de acessórios necessários como complementos de fôrma e arremates. A
METFORM diz que possui diferencial em relação ao seu concorrente, onde pode
fornecer através de contratação, todo detalhamento incluindo o dimensionamento e
quantitativo dos conectores, bem como os próprios conectores, este fato segundo
consulta aos técnicos nas áreas de cálculo bem como da construção, a maior
viabilidade do emprego deste sistema misto é justamente quando se utiliza o sistema
viga mista em conjunto com o de laje mista através do uso de conectores, pois com
a utilização desses dois sistemas gera uma estrutura mais leve, sob o ponto de vista
construtivo e de viabilidade, tem-se como objetivo, a grande produtividade que se
atinge nestes casos.
No que diz respeito à mão-de-obra, verifica-se que boa parte dela ainda não
assimilou os procedimentos necessários à execução deste tipo de sistema estrutural,
o que exige, tanto das empresas fornecedoras como de quem está executando, um
atendimento pós venda e uma fiscalização muito maior durante a execução dos
empreendimentos com emprego desses materiais.
119
4.3 Comportamento estrutural
A analise do comportamento estrutural, levando-se em conta a aderência
desenvolvida na interface concreto-aço, e a efetividade das mossas, é bem
explorada no estudo denominado “Comportamento e Resistência de Lajes Mistas
com Fôrma de Aço Incorporada Aplicadas a Estruturas Usuais de Concreto Armado”;
apresentado nas XXIX JORNADAS SUDAMERICANAS DE INGENIERÍA
ESTRUCTURAL (2000).
Neste estudo conclui-se que os procedimentos construtivos de lajes mistas com
fôrmas incorporadas de aço se revelaram simples de executar, gerando
modificações mínimas no processo usual de construção de lajes apoiadas.
Os resultados revelaram comportamento das lajes mistas com vigas de extremidade
em concreto bastante àquele apresentado por construções metálicas sem
conectores de extremidades. Em todos os casos a ruptura ocorreu por cisalhamento
longitudinal, concluindo-se pela viabilidade estrutural da aplicação das lajes mistas a
estruturas prediais em concreto armado.
Isto sugere, também, a provável utilização das tabelas de dimensionamento, hoje
empregadas para construções metálicas sem conectores de extremidade, no caso
de estruturas convencionais de concreto armado.
Tal estudo, revela ainda que o sistema funciona como preconizado a temperatura
ambiente em condições ambientais de agressividade de fraca a moderada (Classes I
e II) o sistema funciona como preconizado, desde que sejam obedecidas para o
concreto as prescrições da NBR 6118, nas classes de agressividade forte ou muito
forte (classes III e IV), onde há presença de sais clorados (regiões litorâneas) deve-
se projetar armadura de reforço, pois neste caso a chapa funcionará apenas como
fôrma metálica, face a ausência de manutenção rigorosa e a previsível corrosão
subseqüente.
Quanto ao desempenho ao fogo, fica claro que este sistema segundo o Corpo de
Bombeiros do Estado de São Paulo deverá estar sempre acompanhado de proteção
passiva ou proteção ativa, mesmo que tenha sido dimensionado com armadura
adicional segundo a NBR 14323 (1999).
120
No caso do sistema misto em questão ser submetido à ação do fogo sem proteção
passiva e sem proteção ativa, não há no momento, estudos que indiquem como será
o comportamento conjunto deste sistema misto, haja visto o que foi mostrado ao
item 2.6., onde as propriedades físicas e químicas dos dois materiais são alteradas
quando sujeitas à ação do fogo (aumento da temperatura).
Sabe-se que a 350°C o revestimento de zinco das chapas de aço (galvanização)
começa a se destacar em forma de lascas, e a 491°C esta galvanização atinge o
seu ponto de fusão.
Desta forma, com os conhecimentos atuais pode-se dizer que o sistema funciona
bem a temperatura ambiente e que, frente ao risco de incêndio, deverão ser
previstas armaduras adicionais, desconsiderando-se que a chapa de aço faz parte
da armadura resistente e admitido-se que, neste caso, ela só garante o que se
denomina de estanqueidade aos gases aquecidos.
121
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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2006.
124
ANEXO 1 – EXERCÍCIOS DE APLICAÇÃO
1. Seja a laje mista da Figura 51. A fôrma utilizada é o Steel Deck MF-75 de
espessura 0,8 mm, aço ZAR-280 com fy=280 MPa, com altura total igual a 150 mm
sendo 75 mm da fôrma mais 75 mm do concreto acima da fôrma. Calcule a sua
capacidade de carga, considerando um vão isostático de 2,5 m, carregamento
uniforme distribuído e concreto com fck= 20 MPa.
75 mm 75 mm
Figura a: Seção transversal da laje
Resposta:
a) Verificação ao momento fletor
( )adNM ppan 5,0−=φ onde 15,1yp
ppa
fAN ⋅=
Considerando-se MF-75 0,8mm = 11,12 cm² considerando-se 1,0 m de
largura, f = 28,0 Kn/cm² , temos:
pA
yp
75,27015,12812,11 =⋅=paN KN
pd = Distância de face superior da laje ao centro de gravidade da área
efetiva da fôrma, e neste caso é = 112,5 mm (dado pelo fabricante)
a =Espessura do bloco de concreto = ( )bf
N
cd
pa
85,0
onde:
b = Largura considerada da laje = 1000 mm
125
43,14,1
204,1
=== ckcd
ff KN/cm²
⇒<=⋅⋅
= cmcma 5,723,2100043,185,0
75,270 confirma que a linha neutra está acima
da fôrma metálica.
Como ( ) ( ) 09,274423,25,025,1175,2705,0 =⋅−⋅=−= adNM ppanφ KNcm
441,27=∴ nMφ KNm como ( ) 12,358
5,244,278
22
=→⋅
=→= qqgMdl KN/m²
b) Verificação ao cisalhamento longitudinal
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⋅⋅= k
LmdbV
spslφφ
onde:
mmmLLs 625625,045,2
4==== (para cargas uniformemente distribuídas)
14,152=m N/mm e N/mm² 001697,0=K
7,0=lsφ ; mm; 1000=b 5,112=pd mm (calculado ao item a))
mKN
mNV 30,1928,19303001697,0
62514,1525,11210007,0 ==⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛⋅⋅=φ
244,155
5,230,192 m
KNqqLqVd =→⋅
=→⋅
=
c) Verificação ao cisalhamento vertical
( )[ ]n
Rdpdcv b
dbV
ητφφ
402,11000 +⋅⋅⋅⋅⋅=
onde:
126
Rdτ = resistência básica ao cisalhamento, de acordo com a tabela____; como
MPaMPaf Rdck 375,020 →= =τ
ob = vide figura ____, fornecido pelo fabricante = 137mm
nb = vide figura ____, fornecido pelo fabricante = 274mm
pd = Já visto ao item a) = 112,5mm
vK =0,149,1
10005,1126,10,1
10006,1 >=−=⇒≥− v
p Kd
η =02,0
'
≤⋅ po
p
dbA
'pA = Área da seção transversal da fôrma de aço, correspondente à largura
bbA
b opo =
⋅
52,1100013712,11' =⋅=pA cm²
( ) ( ) 2,001,025,117,13
52,1´
<=⋅
=⋅
=po
p
dbA
η
cφ = Coeficiente de resistência do concreto, igual a 0,70
( )[ ] 35201274
01,0402,149,1375,05,11213770,01000=
⋅+⋅⋅⋅⋅⋅⋅=vVφ N/m
20,35=vVφ KN/m
como 5,2
220,352
5,220,3520,352
⋅=→
⋅=→=
⋅= qqLqVd
16,28=q KN/m²
Conclusão
127
Nas três verificações o menor valor de 44,15=q KN/m² encontrado no cisalhamento
longitudinal, considerando o que é dado a NBR 6118, os coeficientes das ações
iguais a 1,4 (carga permanente e para a sobrecarga) e o peso próprio da laje igual a
2,74 KN/m² (fornecido pelo fabricante da fôrma) temos:
228,874,24,144,15
mKNq =−= corresponde a carga máxima nominal que pode ser
aplicada à laje, (exatamente igual a indicada no catálogo da Metform), sem
ultrapassar o estado limite de resistência ao cisalhamento longitudinal.
Caso se realizasse esta mesma verificação pela NB 14323 esta estabelece ao seu
anexo “C”, item C.2.3.3., as combinações de ações de verão ser feitas de acordo
com a NBR 8800, e a NBR 8800 o coeficiente de ponderação para sobrecarga (ação
decorrente do uso), deve ser igual a 1,5. Desta forma,
128
Combinação das Ações para os estados limites últimos ∑ niiQγ
Adotar uma fôrma de aço e a altura total da laje (altura da forma + espessura da laje acima da forma) 1
Verificar os Estados limites
Estados Limites Últimos Estado Limite de Utilização
de Resistência ao Momento
fletor positivo
de Resistência ao Cisalhamento longitudinal
de Resistência ao Cisalhamento vertical e
à punção
Determinação de deformação para a
sobrecarga
A linha neutra está acima da
fôrma metálica
prcfn MyNM +=φ
Sim Não
( )adNM ppan 5,0−=φ
nnii MQ φγ <∑ Sim Não 1
eδ
350
"'2,12
l≤
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−=
s
soadic A
Aδδ Sim Não
1
nnii MQ φγ <∑ Sim Não 1
Levantamento das ações nominais a serem adotadas no projeto
Figura b1: Fluxograma – parte 1
129
'yNM psn ⋅=φ
nnii MQ φγ ≤∑ Sim Não
de Resistência ao Momento fletor negativo
1
( )[ ]ητφφ 402,11000 +⋅⋅⋅⋅= vRdpocv KdbV
vnii VQ φγ ≤∑ Sim Não
de Resistência ao Cisalhamento vertical
1
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅⋅= K
LmdbV
spzlφφ
VQnii φγ ≤∑ Sim Não
de Resistência ao Cisalhamento longitudinal
1
( )ητφφ 402,1 +⋅⋅⋅= vrdccrcv KhuV
pnii VQ φγ ≤∑ Sim Não
de Resistência ao cálculo a punção
1
1
momento momento cisalhamento longitudinal
punção cisalhamento vertical + -
OK seção transversal sastifaz
Figura b2: Fluxograma – parte 2
130
2. Calcular as armaduras necessárias para que se mantenha a capacidade de carga
da laje do exemplo anterior, considerando a existência de uma abertura quadrada de
400 mm de lado, cujo centro encontra-se a 1000mm de um apoio. Considerar aço
CA-50.
Resposta:
Como indicado, a maior dimensão da abertura não ultrapassa 600mm, mas é maior
que 200mm, então, utiliza-se o reforço com armaduras.
a) Calculo do momento transversal.
16
2a
dbaq
M⋅⋅
= 244,15 mKNq =
mma 13002
40010002500 =−−=
mmba 9482742400 =⋅+=
( ) KNmMd 13,116
948,03,144,15 2
=⋅⋅
= , de cada lado da abertura
b) Calculo do momento longitudinal
4
2a
dbaq
M⋅⋅⋅
=α
( )Laaa⋅−
−=22 '1α mma 800
24001000' =−=
( ) 677,05,23,18,03,11
22
=⋅−
−=α
KNmMd 19,44
948,03,144,15677,0 2
=⋅⋅⋅
= , de cada lado da abertura
c) Cálculo das armaduras – conforme NBR 6118
131
Longitudinal – colocam-se as barras no interior das duas primeiras canaletas da
fôrma, de cada lado da abertura. Estas barras poderão ser posicionadas a 35 mm
da face inferior da fôrma. Tonar 2x274 mm como largura de cálculo. Com o
momento de cálculo igual a 4,19 KNm, chega-se a uma armadura cm²
correspondendo a uma barra de 8,0mm em cada canaleta.
86,0=
49,0
sA
Transversal – as barras deverão ser posicionadas, de cada lado da abertura, a
20 mm acima da fôrma, com um espaçamento não superior a 150 mm. Tomar
2x274 mm como largura de cálculo. Com o momento de cálculo igual a 1,13
KNm, chega-se a uma armadura =sA
)
cm², correspondendo a duas barras
de 6,3 mm espaçadas de 150 mm.
3. Para a laje do exercício 1, verificar a sua resistência para uma carga concentrada,
de cálculo igual a 20 KN, aplicada ao centro do vão, em uma área igual a 200x200
mm². Verificar para os estados limites de cisalhamento longitudinal, cisalhamento
vertical e punção.
a) Cálculo da largura efetiva onde a carga será distribuída medida
imediatamente acima do topo da fôrma.
( fcpm hhbb ++= 2 vide ????
( ) mmbm 3500752200 =++= , desprezando-se o revestimento da laje
para cisalhamento longitudinal
máxp
pmem bLL
Lbb ≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛++= 12
mmhh
hb
pc
cmáx 1350
75757527002700 =⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛
+=⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
+=
⇒>=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅+= máxem bmmb 1600
25001250112502350 devemos adotar então
mmb 1350=em
132
para cisalhamento vertical
máxp
pmev bLL
Lbb ≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛++= 1
máxev bmmb <=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ++= 975
2500125011250350
b) Cisalhamento longitudinal
mmLLs 12502
25002
===
NkLmdbV
sps 13120001697,0
125014,1525,112135070,0 =⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛⋅⋅⋅=⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅⋅⋅= ll φφ
KNV 12,13=lφ
dn PVP >=⋅=⋅= 24,2612,1322 lφφ OK
c) Cisalhamento vertical
KNVn 20,35=φ - para uma largura de 1000 mm do exercício 1
KNVn 3,3420,35975,0 =⋅=φ (vide largura efetiva de 975 mm)
dn PVP >=⋅=⋅= 6,683,3422 lφφ OK
d) Punção
( )ητφμφ 402,1 += vrdccrp KhV
perímetro crítico ( ) ccpcr hhd ⋅+−+⋅== πμ 242004
perímetro crítico ( ) mm1421751415,32755,1124800 =⋅⋅+−+=
KNVp 7,661000
01,0402,149,1375,075142170,0 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ ⋅+
⋅⋅⋅⋅=φ
133
dn PKNVP >== 7,66lφφ OK
Conclusão
O estado limite crítico foi cisalhamento longitudinal com KNPn 24,26=φ
4. Considerar uma laje mista contínua da fig. 52 (Steel Deck MF-75, espessura de
0,8 mm e altura total de 160 mm).
Pede-se verificar sua resistência (somente ao cisalhamento longitudinal), nos tramos
interno e externo, a um carregamento de cálculo, uniformemente distribuído, igual a
20,0Kn/m² (peso próprio da laje incluído), considerando-se análise global elástica,
sem redistribuição de momentos.
10lg 2
5,12
2lg40
2lg
160
3x2400=7200
Figura c: Laje mista contínua
Solução:
Para uma viga contínua com 3 tramos, com carregamento uniforme, a distribuição é
dada na fig. 54. O momento positivo máximo nos tramos externos é 9,22 KNm e no
tramo interno é 2,88 KNm. O momento negativo máximo ocorre nos apoios e é igual
a 11,52 KNm. Com estes momentos, no tramo intenro, a distância entre o ponto de
inflexão é igual a 1074 mm.
9,22 9,22
2,88
1074
Figura d: Diagrama de momentos fletores
134
a) Trama Externo
De acordo com a NBR 14323, no cálculo do cisalhamento longitudinal no tramo
externo, deve-se utilizar o vão real. Assim:
⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡+⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅⋅= K
LmdbV
spsll φφ
14,152=m
001697,0=K
mKN
mNV 89,2121889001697,0
60014,1525,122100070,0 ==⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛⋅⋅=lφ
mKNLqVd 89,21
2=
⋅=
22 00,2024,184,289,212
mKNqm
KNq d =<=⋅
= - inadequada ao carregamento
b) Tramo Interno
Considerando-se ao vão igual à distância entre os pontos de inflexão tem-se
Assim: mmL 1074=
mmLs 5,2684
1074==
mKN
mNV 73,4848734001697,0
5,26814,1525,122100070,0 ==⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛⋅⋅=lφ
mKNLqVd 73,48
2=
⋅=
22 00,2075,190074,1
73,482m
KNqmKNq d =>=
⋅= - adequada ao carregamento
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