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UNIVERSIDADE FEDERAL DE MINAS GERAIS
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM CONSTRUÇÃO CIVIL
ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE AÇO E CONCRETO EM
PILARES TUBULARES MISTOS PREENCHIDOS – UMA
ANÁLISE EXPERIMENTAL E COMPUTACIONAL
Bruno Mendes Campolina
Belo Horizonte
2008
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ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE AÇO E CONCRETO EM
PILARES TUBULARES MISTOS PREENCHIDOS – UMA
ANÁLISE EXPERIMENTAL E COMPUTACIONAL
Bruno Mendes Campolina
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Bruno Mendes Campolina
ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE AÇO E CONCRETO EM
PILARES TUBULARES MISTOS PREENCHIDOS – UMA
ANÁLISE EXPERIMENTAL E COMPUTACIONAL
Dissertação apresentada a Escola de Engenharia da
Universidade Federal de Minas Gerais como parte
dos requisitos para obtenção do título de Mestre em
Construção Civil
Área de concentração: Materiais de Construção Civil
Linha de pesquisa: Materiais Metálicos para
Construção Civil
ORIENTADOR: Prof. Dr. Paulo Roberto Cetlin
CO-ORIENTADORA: Profª. Drª. Maria Teresa Paulino Aguilar
Belo Horizonte
Escola de Engenharia da UFMG
2008
Campolina, Bruno Mendes
C198e Estudo da aderência entre aço e concreto em pilares tubulares mistos
preenchidos [manuscrito]: uma análise experimental e computacional /
Bruno Mendes Campolina – 2008.
135 f., enc. : il.
Orientador: Paulo Roberto Cetlin
Co-Orientadora: Maria Teresa Paulino Aguilar
Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de Minas Gerais,
Departamento de Engenharia de Materiais e Construção
Inclui bibliografia
1. Construção Civil – Teses 2. Aço Tubular - estruturas – Teses 3.
Concreto - análise – Teses 4. Simulação por computador – Teses 5.
Óxidos Metálicos - Teses 6. Colunas – Teses I. Cetlin, Paulo Roberto II.
Aguilar, Maria Teresa Paulino III. Universidade Federal de Minas Gerais,
Departamento de Engenharia de Materiais e Construção, Escola de
Engenharia IV. Título.
CDU: 693.98 (043)
BRUNO MENDES CAMPOLINA
ESTUDO DA ADERÊNCIA ENTRE AÇO E CONCRETO EM
PILARES TUBULARES MISTOS PREENCHIDOS – UMA
ANÁLISE EXPERIMENTAL E COMPUTACIONAL
Esta dissertação foi julgada adequada para a obtenção do título de Mestre em
Construção Civil e aprovada em sua forma final pelo Programa de Pós-graduação
em Construção Civil do Departamento de Engenharia de Materiais e Construção da
Escola de Engenharia da Universidade Federal de Minas Gerais.
Belo Horizonte, 28 de Março de 2008.
______________________________________________________
Prof. Dr. Adriano de Paula e Silva
Coordenador do Programa de Pós-graduação em Construção Civil
Banca Examinadora
______________________________________________________
ORIENTADOR: Prof. Dr. Paulo Roberto Cetlin
(Departamento de Engenharia Metalúrgica e de Minas – UFMG)
______________________________________________________
CO-ORIENTADORA: Profª. Drª. Maria Teresa Paulino Aguilar
(Departamento de Engenharia de Materiais e Construção – UFMG)
______________________________________________________
Prof. Dr. Francisco Carlos Rodrigues
(Departamento de Engenharia de Estruturas – UFMG)
______________________________________________________
Prof. Dr. Eduardo Chahud
(Departamento de Pós-graduação – FUMEC)
Dedico este trabalho à minha família, amigos e meu amor.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 1
AGRADECIMENTOS
A Deus por tudo que conquistei em minha vida.
Ao meu pai pelo exemplo de ser humano e a quem devo muito.
À minha família pelo apoio e carinho independente da situação.
Ao meu amor pela paciência, carinho e compreensão.
À empresa Usiminas, principalmente ao Pedrosvaldo Caram Santos pela
oportunidade para realização do mestrado.
Aos amigos da Superintendência de Desenvolvimento e Aplicação do Aço para a
Construção Civil, especialmente ao Ascanio Merrighi por despertar a idéia do tema.
Aos meus professores orientadores Paulo Roberto Cetlin e Maria Teresa Paulino
Aguilar pela confiança, auxílio e por tornar realidade as minhas idéias.
Ao meu professor Francisco Carlos Rodrigues pela amizade e auxílio nos
ensaios experimentais no laboratório do Departamento de Engenharia de Estruturas
da Universidade Federal de Minas Gerais.
Ao meu irmão de engenharia, mestrado, professor e futuro doutor, Augusto
Cesar da Silva Bezerra pela amizade, apoio, incentivo, ajuda e dedicação em todas
as etapas dessa caminhada.
Ao meu amigo André Coelho pela paciência e disponibilidade de emprestar, por
várias vezes, a sua caminhonete pick-up.
Ao meu amigo Ricardo Oliveira Almeida por desenhar toda a simulação
experimental graficamente.
Aos professores do Departamento de Engenharia de Materiais e Construção da
Universidade Federal de Minas Gerais pelo aprendizado.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 2
À empresa V&M do Brasil S.A., especialmente ao Rodrigo Cyrino Monteiro,
Carlos Roberto da Silva, Humberto Lopes da Silva e Geison Luiz Fernandes, pela
disponibilidade, auxílio e fornecimento de referências bibliográficas e dos tubos de
aço sem costura para a realização dos ensaios experimentais.
À empresa Manchester Tubos e Perfilados S.A., especialmente ao Márcio
Romero e o diretor Hérchil Brumer pela disponibilidade, auxílio e fornecimento dos
tubos de aço com costura para a realização dos ensaios experimentais.
À empresa Califer Comércio de Ferro e Aço Ltda, especialmente ao diretor
Cássio Calil pela disponibilidade, auxílio e fornecimento do percloreto de ferro para a
oxidação interna dos tubos e pelas matrizes utilizadas nos ensaios experimentais.
À empresa Labcon, especialmente aos sócios Edson e Marcelo pelo apoio e
disponibilidade, assim como o chefe de laboratório Tiago e toda sua equipe.
À empresa Holcim Brasil S.A., especialmente ao chefe do laboratório de
concreto da fábrica de Pedro Leopoldo, Ednaldo Ribeiro Martins e toda equipe,
Geraldo, Flaviano e Tiago que estiveram sempre à disposição e pelo fornecimento
do concreto para a confecção dos pilares preenchimentos investigados
experimentalmente.
À equipe do Laboratório de Análise Experimental de Estruturas da UFMG,
principalmente ao Érick, que esteve sempre à disposição nas noites de ensaio.
Aos funcionários do Departamento de Engenharia de Materiais e Construção da
Escola de Engenharia da Universidade Federal de Minas Gerais.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 3
RESUMO
A crescente demanda na utilização de pilares mistos, sem os devidos cuidados
construtivos, torna-se um fator relevante para o estudo da aderência entre o aço e o
concreto. Existe um grande número de fatores que atuam no comportamento
estrutural que influencia na performance técnica dos pilares mistos, sejam
relacionados ao concreto, ao aço ou à execução no canteiro de obras. Na literatura
existente encontram-se estudos teóricos e experimentais abordando o tema, mas
existe pouca informação sobre a influência do estado superficial das paredes
tubulares na aderência com o concreto. O presente trabalho avalia, através de 36
ensaios laboratoriais de pushout e 34 simulações computacionais à compressão, a
interferência da aderência interna entre o núcleo de concreto e as paredes do perfil
em aço patinável. Foram ensaiados 12 corpos-de-prova mistos tubulares
preenchidos com concreto para cada seção geométrica (circular, quadrada e
retangular), com 800 mm de altura. A formação da pátina foi acelerada em metade
das amostras internamente. A análise computacional foi dividida em 3 partes, sendo
a primeira análise com carregamento somente no núcleo de concreto, a segunda
com atuação no conjunto e a terceira carregando os materiais isoladamente. Os
resultados do programa experimental demonstraram um aumento significativo da
tensão de aderência entre o aço e o concreto com a presença da oxidação interna
nos perfis tubulares. A análise computacional simulou o comportamento real dos
materiais para as situações estudadas.
Palavras chaves: aderência, pilares mistos tubulares preenchidos, ensaios
laboratoriais, simulação computacional, oxidação superficial interna.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 4
ABSTRACT
The increasing usage of mixed steel/concrete pillars in Brazil, without the necessary
constructive details, is a relevant factor in the study of the adherence between steel
and concrete. Many factors, related to the concrete, to the steel tube and to the
preparation of the mixed pillars in the construction site, affect the structural technical
performance of the pillars. One can find in the literature theoretical and experimental
studies covering the subject, but there are scant information concerning the role of
the surface of the steel tubes on their adherence to the internal concrete. This role is
studied in the present research, employing 36 push-out laboratory experiments and
34 numerical simulations of compression tests. Three cross-section shapes were
considered (circular, square and rectangular) and 12 samples, 800 mm long, for each
cross-section, were evaluated. Half of the samples had their internal steel surfaces
chemically conditioned. The numerical analysis involved three steps: the first
involved loading only on the concrete nucleus, the second considered the
simultaneous loading of the steel tube and of the concrete nucleus, and finally each
of these elements were loaded separately. The experimental and numerical results
indicated a significant increase in the steel/concrete adherence after the internal
surface conditioning of the steel tubes. The numerical simulations described
adequately the experimental results.
Key Words: adherence, filled composite tubular columns, computer simulation,
internal surface conditioning
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 5
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS.........................................................................................7
LISTA DE TABELAS ......................................................................................17
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS.........................................................19
1. INTRODUÇÃO..........................................................................................21
1.1. Objetivos....................................................................................................22
1.2. Justificativa e Relevância do Tema.........................................................23
2. AÇO E CONCRETO NA CONSTRUÇÃO CIVIL......................................24
2.1. Histórico ....................................................................................................24
2.2. Aços Estruturais .......................................................................................27
2.3. Aços Patináveis.........................................................................................28
2.4. Perfis..........................................................................................................29
2.5. Perfil Tubular.............................................................................................36
2.6. Concreto de Alta Resistência ..................................................................42
3. PILARES MISTOS AÇO – CONCRETO..................................................46
3.1. Conceito.....................................................................................................46
3.2. Classificação.............................................................................................46
3.3. Comportamento Estrutural ......................................................................50
3.3.1. Generalidades......................................................................................50
3.3.2. Aderência.............................................................................................51
3.3.3. Confinamento.......................................................................................54
3.3.4. Retração ..............................................................................................57
3.3.5. Deformação Lenta ...............................................................................59
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 6
3.3.6. Resistência do Concreto......................................................................60
3.4. Ensaios Experimentais.............................................................................61
3.5. Normas para Dimensionamento de Pilares Mistos................................68
4. MATERIAIS E MÉTODOS........................................................................70
4.1. Programa Experimental............................................................................70
4.2. Simulação Computacional .......................................................................93
5. RESULTADOS E ANÁLISE...................................................................100
5.1. Ensaio de Resistência à Compressão do Concreto.............................100
5.2. Módulo de Elasticidade Dinâmico.........................................................102
5.3. Análise Experimental..............................................................................105
5.4. Análise Numérica....................................................................................117
6. CONCLUSÕES.......................................................................................132
7. SUGESTÕES DE PESQUISAS FUTURAS ...........................................135
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS......................................................136
9. APÊNDICE I – RESULTADOS EXPERIMENTAIS................................143
10. APÊNDICE II – RESULTADOS COMPUTACIONAIS........................176
11. APÊNDICE III – CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS ..................192
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 7
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 – Formação da pátina em aços estruturais (PANNONI, 2004)....................29
Figura 2 – Modelo do processo de laminação com rolos (USIMINAS, 2008)............30
Figura 3 – Aspecto de perfis laminados (USIMINAS, 2008)......................................30
Figura 4 – Aspecto dos perfis soldados à arco submerso (USIMINAS, 2008). .........31
Figura 5 – Banca de soldagem de perfis (USIMINAS, 2008). ...................................31
Figura 6 – Perfis soldados aplicados na ponte de Brasília (USIMINAS, 2008). ........32
Figura 7 – Processo de produção do perfil eletro-soldado (USIMINAS, 2008)..........32
Figura 8 – Aspecto dos perfis eletro-soldados (USIMINAS, 2008)............................33
Figura 9 – Aplicação do eletro-soldado em edifício (USIMINAS, 2008). ...................33
Figura 10 – Aspecto de perfis formados a frio (USIMINAS, 2008). ...........................34
Figura 11 – Processo de perfilação a frio de chapas (USIMINAS, 2008)..................34
Figura 12 – Aplicação do perfil formado a frio em edifício (USIMINAS, 2008). .........35
Figura 13 – Aplicação do perfil tubular em passarelas (USIMINAS, 2008). ..............35
Figura 14 – Aplicação do perfil tubular em coberturas (USIMINAS, 2008)................36
Figura 15 – Processo de lingotamento contínuo (V&M, 2008). .................................36
Figura 16 – Injeção de matriz rígida no tarugo de aço aquecido formando a
geometria circular dos tubos (V&M, 2008).
...............................................................37
Figura 17 – Processo de laminação a frio para ajuste da espessura tubular (V&M,
2008).
........................................................................................................................37
Figura 18 – Pátio de estocagem de produtos acabados (V&M, 2008). .....................38
Figura 19 – Estoque de bobinas laminadas à quente (USIMINAS, 2008).................38
Figura 20 – Corte da bobina em tiras pela Sliter (USIMINAS, 2008).........................39
Figura 21 – Rebobinamento das tiras de aço cortadas (USIMINAS, 2008). .............39
Figura 22 – Conformação a frio das bobinas de aço (USIMINAS, 2008). .................40
Figura 23 – Matrizes formando a seção tubular cilíndrica (USIMINAS, 2008). .........40
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 8
Figura 24 – Eletrofusão para a união das extremidades (USIMINAS, 2008). ...........41
Figura 25 – Processo de formação da seção quadrada a partir dos tubos circulares
(USIMINAS, 2008).
....................................................................................................41
Figura 26 – Pilares revestidos por concreto: (a) Pilar totalmente revestido por
concreto, (b) Pilar parcialmente revestido por concreto (ABNT, 1999).
....................46
Figura 27 – Seções típicas de pilares mistos revestidos (FIGUEIREDO, 1998). ......46
Figura 28 – Pilares preenchidos por concreto com armadura adicional (ABNT, 1999).
..................................................................................................................................47
Figura 29 – Seções típicas de pilares mistos preenchidos (FIGUEIREDO, 1998). ...47
Figura 30 – Pilares mistos tipo “battened” (HUNAITI et al. 1992)..............................48
Figura 31 – Pilares mistos revestidos totalmente (USIMINAS, 2008). ......................48
Figura 32 – (a) Preparação de pilares mistos revestidos parcialmente, (b)
Concretagem da alma do perfil metálico tipo “H” no canteiro de obras (USIMINAS,
2008).
........................................................................................................................49
Figura 33 – (a) Pilar tubular quadrado preenchido, (b) Vista geral da edificação
(SILVA, 2004).
...........................................................................................................49
Figura 34 – Efeito da configuração e espaçamento da armadura transversal sobre o
confinamento do núcleo. (a) Configuração de estribos com grande espaçamento; (b)
Configuração de estribos mais eficiente, com pequeno espaçamento (CUSSON e
PAULTRE, 1994).
......................................................................................................55
Figura 35 – Cilindro de concreto envolvido por um tubo de aço de parede fina
(SANTOS, 1981 apud DELALIBERA, 2002).
............................................................56
Figura 36 – Tensões de confinamento em seções circulares (DE NARDIN, 1999)...57
Figura 37 – Arqueamento das tensões de confinamento em seções quadradas e
retangulares (DE NARDIN, 1999).
............................................................................57
Figura 38 – Desenho esquemático da ação axial nos membros dos tubos: (a)
compostos, (b) tubo de aço, (c) cavidade interna e núcleo de concreto, (d) forma e
dimensões do corte da seção (KVEDARAS e KUDZYS, 2006).
...............................61
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 9
Figura 39 – Aplicação de três tipos de carregamento. Carga aplicada em (a) seção
de concreto, (b) seção de aço, e (c) seção mista (JOHANSSON e GYLLTOFT,
2001).
........................................................................................................................62
Figura 40 – Deformação sob atuação da tensão inicial em elementos isolados, (a)
Tubo de aço circular, (b) Núcleo de concreto (XIONG e ZHA, 2007).
.......................62
Figura 41 – Preenchimento dos perfis tubulares metálicos com concreto durante
construção da edificação (HAN e YAO, 2003).
.........................................................63
Figura 42 – Imposição de pré-carregamento dos tubos de aço (HAN e YAO, 2003).
..................................................................................................................................64
Figura 43 – Preparação dos ensaios (a), Modo de falha típico dos corpos-de-prova
(b), (HAN, 2002).
.......................................................................................................64
Figura 44 – Preparação dos testes e instrumentação (GIAKOUMELIS e LAM, 2004).
..................................................................................................................................65
Figura 45 – Modo de falha típico dos corpos-de-prova (GIAKOUMELIS e LAM,
2004).
........................................................................................................................65
Figura 46 – Representação esquemática do pórtico de teste (ELREMAILY e
AZIZINAMINI, 2002).
.................................................................................................66
Figura 47 – Falha da coluna (ELREMAILY e AZIZINAMINI, 2002). ..........................66
Figura 48 – Falha dos pilares circulares mistos preenchidos (HAN et al., 2005). .....67
Figura 49 – Falha dos pilares quadrados mistos preenchidos (HAN et al., 2005).....67
Figura 50 – Modelos de pilares mistos sem a formação da pátina interna................73
Figura 51 – Modelos de pilares mistos com a formação da pátina interna................73
Figura 52 – Formação da oxidação interna nos tubos de aço...................................75
Figura 53 – Tubos retangulares com e sem formação de oxidação interna..............75
Figura 54 – Transporte dos tubos de aço para concretagem na Holcim Brasil. ........76
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 10
Figura 55 – Pesagem do material para composição do traço do concreto................77
Figura 56 – Ensaio de espalhamento no cone de Abrams para verificação de Slump
Test e Flow Test do concreto auto-adensável.
..........................................................78
Figura 57 – Corpo-de-prova de concreto para o ensaio à compressão. ...................79
Figura 58 – Preenchimento com concreto dos perfis tubulares.................................79
Figura 59 – Matrizes fabricadas para empurrar o núcleo de concreto nos ensaios. .80
Figura 60 – Atuador hidráulico utilizado nos ensaios. ...............................................81
Figura 61 – Rótula utilizada na extremidade do atuador hidráulico...........................81
Figura 62 – DT utilizado para medir o deslizamento do concreto no interior dos
tubos.
........................................................................................................................82
Figura 63 – Chapa de apoio para os ensaios e proteção do DT. ..............................82
Figura 64 – CP retangular sem pátina preparado para ensaio..................................83
Figura 65 – Detalhe da parte superior da montagem................................................83
Figura 66 – Detalhe da bomba manual ligada ao atuador hidráulico. .......................84
Figura 67 – Vista geral do ensaio no LAEES. ...........................................................84
Figura 68 – Central de coletas de dados durante os ensaios. ..................................85
Figura 69 – Madeira e cantoneiras utilizadas para evitar o tombamento do CP
durante os ensaios.
...................................................................................................85
Figura 70 – Simulação gráfica do ensaio de pilar misto circular com a formação de
pátina interna.
............................................................................................................86
Figura 71 – Ensaio de módulo de elasticidade dinâmico longitudinal. ......................91
Figura 72 – Freqüência ressonante longitudinal aproximada (CNS, 1995 apud
BEZERRA, 2007).
.....................................................................................................92
Figura 73 – Tela inicial do pré-processador do DEFORM.........................................96
Figura 74 – Controle de simulação do pré-processador do DEFORM. .....................96
Figura 75 – Inserção dos concretos no DEFORM.....................................................97
Figura 76 – Inserção da tensão e deformação do concreto no software DEFORM. .98
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 11
Figura 77 – Ruptura do CP1, capeado com enxofre, aos 14 dias de idade. ...........102
Figura 78 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova retangulares
sem costura.
............................................................................................................108
Figura 79 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova retangulares
com costura.
............................................................................................................108
Figura 80 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova
retangulares sem costura.
.......................................................................................109
Figura 81 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova
retangulares com costura.
.......................................................................................109
Figura 82 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova circulares
sem costura.
............................................................................................................110
Figura 83 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova circulares
com costura.
............................................................................................................111
Figura 84 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova
circulares sem costura.
...........................................................................................112
Figura 85 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova
circulares com costura.
...........................................................................................112
Figura 86 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova quadrados
sem costura.
............................................................................................................113
Figura 87 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova quadrados
com costura.
............................................................................................................114
Figura 88 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova
quadrados sem costura.
..........................................................................................115
Figura 89 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova
quadrados com costura.
..........................................................................................116
Figura 90 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 1 para tensões de aderência de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d)
0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
.......................................................................................119
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 12
Figura 91 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1 para tensões de
aderência de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60
MPa.
........................................................................................................................121
Figura 92 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1. Tensões de aderência de
(a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..............123
Figura 93 – Tensão Máxima Principal em 3-D para os corpos-de-prova da série 1.
Tensões de aderência de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e
(e) 0,60 MPa.
...........................................................................................................124
Figura 94 – Série 2_35_ 0,60. Gráfico carregamento versus deslocamento (a) Efeito
do dano (b) Pressão Normal (c) Tensão efetiva (d) Tensão principal (e).
...............126
Figura 95 – Série 3_Concretos. Gráfico carregamento versus deslocamento 35 MPa
(a) Efeito do dano 35 MPa (b) Gráfico carregamento versus deslocamento 50 MPa
(c) Efeito do dano 50 MPa (d) Gráfico carregamento versus deslocamento 65 MPa
(e) Efeito do dano 65 MPa (f).
.................................................................................128
Figura 96 – Série 3_Concreto_35. Pressão Normal (a) Tensão Principal (b) Tensão
efetiva (c) Efeito do dano (d).
..................................................................................129
Figura 97 – Série 3_Aço. Gráfico carregamento versus deslocamento (a) Efeito do
dano (b) Tensão efetiva (c) Tensão principal (d).
....................................................131
Figura 98 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R1....144
Figura 99 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R2....145
Figura 100 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R3..146
Figura 101 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R4..147
Figura 102 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R5..148
Figura 103 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R6..149
Figura 104 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R7..150
Figura 105 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R8..151
Figura 106 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R9..152
Figura 107 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R10.
................................................................................................................................153
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 13
Figura 108 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R11.
................................................................................................................................154
Figura 109 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R12.
................................................................................................................................155
Figura 110 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R13.
................................................................................................................................156
Figura 111 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R14.
................................................................................................................................157
Figura 112 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R15.
................................................................................................................................158
Figura 113 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R17.
................................................................................................................................159
Figura 114 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R18.
................................................................................................................................160
Figura 115 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R19.
................................................................................................................................161
Figura 116 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R20.
................................................................................................................................162
Figura 117 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R21.
................................................................................................................................163
Figura 118 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R22.
................................................................................................................................164
Figura 119 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R23.
................................................................................................................................165
Figura 120 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R24.
................................................................................................................................166
Figura 121 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R26.
................................................................................................................................167
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 14
Figura 122 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R29.
................................................................................................................................168
Figura 123 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R30.
................................................................................................................................169
Figura 124 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R31.
................................................................................................................................170
Figura 125 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R32.
................................................................................................................................171
Figura 126 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R33.
................................................................................................................................172
Figura 127 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R34.
................................................................................................................................173
Figura 128 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R35.
................................................................................................................................174
Figura 129 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R36.
................................................................................................................................175
Figura 130 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 1_35 para coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa,
(d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..................................................................................177
Figura 131 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1_35 para coeficientes de
atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
178
Figura 132 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1_35. Coeficiente de atrito
de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
.........179
Figura 133 – Tensão efetiva em 3-D para os corpos-de-prova da série 1_35.
Coeficiente de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e)
0,60 MPa.
................................................................................................................180
Figura 134 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 1_50 para coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa,
(d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..................................................................................181
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 15
Figura 135 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1_50 para coeficientes de
atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
182
Figura 136 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1_50. Coeficiente de atrito
de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
.........183
Figura 137 – Tensão efetiva em 3-D para os corpos-de-prova da série 1_50.
Coeficiente de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e)
0,60 MPa.................................................................................................................184
Figura 138 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 1_65 para coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa,
(d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..................................................................................185
Figura 139 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1_65 para coeficientes de
atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
186
Figura 140 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1_65. Coeficiente de atrito
de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
.........187
Figura 141 – Tensão efetiva em 3-D para os corpos-de-prova da série 1_65.
Coeficiente de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e)
0,60 MPa.
................................................................................................................188
Figura 142 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 2_35 para coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa,
(d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..................................................................................189
Figura 143 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 2_50 para coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa,
(d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..................................................................................190
Figura 144 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da
série 2_65 para coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa,
(d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
..................................................................................191
Figura 145 – Planilha elaborada pela Holcim Brasil S.A. para a execução do traço
dos concretos para os ensaios experimentais em laboratório.
................................193
Figura 146 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado miúdo
natural, areia especial.
............................................................................................194
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 16
Figura 147 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado miúdo
artificial, areia média.
..............................................................................................195
Figura 148 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado graúdo,
pedra 12,5 mm.
.......................................................................................................196
Figura 149 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado graúdo,
pedra 19,0 mm.
.......................................................................................................197
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 17
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 – Aços estruturais (ABCEM, 2000).............................................................27
Tabela 2 – Especificações de aços estruturais (ABCEM, 2000). ..............................28
Tabela 3 – Descrição dos corpos-de-prova sem costura e sem a formação da pátina
interna.
......................................................................................................................71
Tabela 4 – Descrição dos corpos-de-prova com costura e sem a formação da pátina
interna.
......................................................................................................................71
Tabela 5 – Descrição dos corpos-de-prova sem costura e com a formação da pátina
interna.
......................................................................................................................72
Tabela 6 – Descrição dos corpos-de-prova com costura e com a formação da pátina
interna.
......................................................................................................................72
Tabela 7 – Composição do traço elaborado para os ensaios....................................77
Tabela 8 – Análise Química (%) do aço utilizado nos tubos circulares com costura.87
Tabela 9 – Características do aço utilizado nos tubos circulares com costura..........87
Tabela 10 – Análise Química (%) dos aços utilizados nos tubos retangulares e
quadrados com costura.
............................................................................................88
Tabela 11 – Características do aço utilizados nos tubos retangulares e quadrados
com costura.
..............................................................................................................88
Tabela 12 – Composição Química (%) do aço utilizado nos tubos sem costura.......89
Tabela 13 – Características do aço utilizado nos tubos sem costura........................89
Tabela 14 – Carga de ruptura dos corpos-de-prova aos 14 dias, capeados com
enxofre.
...................................................................................................................100
Tabela 15 – Carga de ruptura dos corpos-de-prova aos 24 dias, capeados com
enxofre.
...................................................................................................................100
Tabela 16 – Carga de ruptura dos corpos-de-prova aos 41 dias, capeados com
enxofre.
...................................................................................................................101
Tabela 17 – Resultados dos ensaios de módulo de elasticidade dinâmico para 3
corpos-de-prova aos 14 dias da série 1.
.................................................................103
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 18
Tabela 18 – Resultados dos ensaios de módulo de elasticidade dinâmico para 3
corpos-de-prova aos 24 dias da série 2.
.................................................................104
Tabela 19 – Resultados dos ensaios de módulo de elasticidade dinâmico para 3
corpos-de-prova aos 41 dias da série 3.
.................................................................105
Tabela 20 – Resultados experimentais da série 1 (perfis tubulares retangulares
preenchidos).
...........................................................................................................106
Tabela 21 – Resultados experimentais da série 2 (perfis tubulares circulares
preenchidos).
...........................................................................................................106
Tabela 22 – Resultados experimentais da série 3 (perfis tubulares quadrados
preenchidos).
...........................................................................................................106
Tabela 23 – Área de cada material que compõe o perfil tubular preenchido. .........107
Perfil Tubular...........................................................................................................107
Tabela 24 – Resultados da simulação do pilar tubular circular preenchido com
carregamento atuando somente no núcleo de concreto.
........................................118
Tabela 25 – Resultados da simulação do pilar tubular circular preenchido com
carregamento atuando no conjunto (aço e concreto).
.............................................125
Tabela 26 – Resultados da simulação para carregamento dos elementos isolados,
corpos-de-prova de concreto e perfil metálico.
........................................................127
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 19
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
AASHO – American Association of State Highway Officials
ABCEM – Associação Brasileira da Construção Metálica
ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas
ACI – American Concrete Institute
AIJ – Architectural Institute of Japan
AISC – American Institute of Steel Construction
AISI – American Iron and Steel Institute
ASTM – American Society for Testing and Materials
BS – British Standard
CAD – Concreto de alto desempenho
CAN/CSA – National Standard of Canadá / Canadian Standards Association
CAR – Concreto de alta resistência
CBCA – Centro Brasileiro da Construção em Aço
CP – Corpo-de-prova
DIN – Deutsches Institut für Normung
ECCS – European Convention for Constructional Steelwork
EUROCODE – European
fck – Resistência à compressão do concreto
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 20
fy – Tensão de escoamento
FeCl
3
– Percloreto de ferro ou cloreto de ferro III
LAEES – Laboratório de Análise Experimental de Estruturas
LRFD – Load and resistance factor design specification for structural steel buildings
MEF – Método de Elementos Finitos
NBR – Norma Brasileira
SAE – Society of Automotive Engineers
SAC – Soldado Alta Corrosão
UFMG – Universidade Federal de Minas Gerais
USI – Usiminas
USIMINAS – Usinas Siderúrgicas de Minas Gerais
V&M – Vallourec & Mannesmann Tubes
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 21
1. INTRODUÇÃO
O processo de produção na construção civil encontra-se em constante
mudança no mundo. A busca pela maior produtividade e qualidade nos produtos
finais, impostas pela concorrência de mercado, obriga a industrialização, otimização
de sistemas, ganho de velocidade produtiva, eliminação de perdas e aumento da
qualidade. É preciso que os componentes estejam devidamente associados para
maximizar as suas utilizações ao processo de produção, e este seja condizente com
as condições reais de execução.
O mercado da construção civil tem apresentado a cada ano uma variedade de
materiais, equipamentos e práticas tecnológicas inovadoras. A utilização das
estruturas mistas tem mostrado um grande potencial nesse novo cenário mundial.
A união de dois materiais como o concreto e o aço para a utilização em pilares
sujeitos à compressão é uma forma de potencializar as vantagens de dois materiais
buscando a melhor solução estrutural. As estruturas mistas surgiram no fim do
século passado, por volta de 1894 nos Estados Unidos. Essa união teve como
premissa a proteção das estruturas metálicas contra a corrosão e o fogo.
Os pilares mistos são elementos estruturais constituídos por perfis metálicos e
materiais cimentícios e que podem ser constituídos de concreto armado em conjunto
com perfis metálicos, formando assim, perfis revestidos ou compostos de concreto
não armado e tubos metálicos denominados perfis preenchidos.
O concreto armado, técnica construtiva bem conhecida mundialmente, ganhou
uma considerável rapidez de execução em obras com a utilização de perfis tubulares
preenchidos, eliminando assim, a utilização de fôrmas e armaduras. A redução da
seção transversal e o aumento da resistência à compressão devido ao confinamento
do concreto é outra vantagem obtida devido à estrutura metálica tubular.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 22
Existem algumas pesquisas no Brasil, hoje concentradas na Escola de
Engenharia de São Carlos – Universidade de São Paulo, relacionadas com o tema
de pilares mistos como publicadas por FIGUEIREDO (1998), DE NARDIN (1999 e
2003) e DA SILVA (2006). No exterior, essas pesquisas estão mais avançadas
devido à ampla utilização desse sistema construtivo na construção civil, como
publicadas por RAMAMURTHY e SRINIVASAN (1976), JOHANSSON e GYLLTOFT
(2001), HAN e YAO (2003), KVEDARAS e KUDZYS (2006) e XIONG e ZHA (2007).
No Brasil, as pesquisas ganharam algum impulso na década de 90, entretanto na
prática, a sua utilização, apesar de crescente, é ainda pequena em comparação com
o uso mundial.
Os pilares preenchidos de seção circular, quadrada e retangular são alvo
desse estudo focando o comportamento da aderência entre os materiais sob a
presença da formação de oxidação interna em aços estruturais com alta resistência
a corrosão. A utilização desse aço tem sua importância devido ao fato da formação
da camada protetora, denominada de pátina, que logo depois de iniciado o processo
de oxidação é estabilizado protegendo assim o material base. Com relação ao
concreto, a premissa principal para esse estudo é utilizar um concreto de alta
resistência, auto-adensável com abatimento no tronco de cone (Slump) e
espalhamento (Flow) altos para que não haja a necessidade de vibração após o
lançamento do mesmo.
1.1. Objetivos
O presente trabalho tem os seguintes objetivos:
• Contribuir para ampliação das pesquisas relacionadas às estruturas
mistas que utilizam pilares tubulares formados por aço estrutural com
alta resistência à corrosão, preenchidos por concreto de alta resistência
e auto-adensável.
• Verificar a influência da presença da oxidação interna na aderência de
pilares tubulares mistos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 23
• Comparar a influência das seções geométricas dos perfis tubulares com
relação à aderência entre aço e concreto.
• Analisar computacionalmente o comportamento dos materiais nos
pilares tubulares circulares preenchidos com concreto solicitados à
compressão.
1.2. Justificativa e Relevância do Tema
A crescente demanda na utilização de pilares mistos nos canteiros de obra
brasileiros, sem os devidos cuidados construtivos, torna-se um fator relevante para o
estudo do tema. O uso correto e adequado dos materiais e sistemas construtivos de
pilares mistos poderá evitar possíveis danos estruturais nas edificações.
Entre os vários fatores que influenciam no comportamento de pilares mistos
preenchidos pode ser citado a aderência entre os materiais componentes (aço e
concreto). A aderência tem um papel importante para a aplicação desses elementos
estruturais, pois os cálculos são baseados na atuação conjunta dos elementos. Para
a mesma solicitação de carregamento a redução dimensional dos pilares em relação
aos outros métodos construtivos (pilares de concreto armado ou pilares metálicos) é
o diferencial em projetos específicos.
A pequena quantidade de estudos nacionais relacionados com o tema, hoje
concentradas na Escola de Engenharia de São Carlos – Universidade de São Paulo,
e a ausência de estudo sobre a influência do estado superficial das paredes
internas, utilizando aços com alta resistência à corrosão, no comportamento de
pilares tubulares preenchidos com concreto de alta resistência e auto-adensável,
motivou a abordagem do tema.
Espera-se que os resultados obtidos no presente trabalho possam contribuir
de forma positiva para a disseminação desse sistema construtivo e esclarecer para a
sociedade sobre a necessidade de alguns cuidados especiais para a utilização de
pilares mistos nos canteiros de obra.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 24
2. AÇO E CONCRETO NA CONSTRUÇÃO CIVIL
A revisão bibliográfica teve o objetivo de levantar os diversos trabalhos
relacionados a pilares tubulares mistos, tanto na literatura nacional quanto na
estrangeira. São abordados também assuntos referentes às estruturas em aço, em
concreto e mistas.
2.1. Histórico
Há um momento na História em que o ferro passa a ser empregado para os
mais diversificados fins, dentre eles a construção de edifícios, que é inevitável o
registro desse material como um fator essencial para as transformações de toda
ordem por que passou a sociedade. Este momento é o século XIX. (BRAGA, 2004).
Já no final do século XVIII, a partir da Primeira Revolução Industrial, o ferro,
entre outros produtos industriais, surgiu como um material em condições de competir
com os materiais de construção conhecidos e consagrados até então, no que se
refere a preço e outras qualidades. O ferro esteve presente, a princípio timidamente,
e posteriormente com mais intensidade, como material de construção de uso
considerável, a ponto de se falar em uma arquitetura do ferro. Esta arquitetura
existiu nos países europeus que se desenvolveram com a Revolução Industrial, nos
Estados Unidos da América do Norte, e se manifestou praticamente em todo o
mundo durante o século XIX. (BRAGA, 2004).
A curiosidade do ser humano por provar a viabilidade do uso do ferro na
sociedade, e a busca por lucros em cima de um material novo no mercado fizeram
com que aparecesse às primeiras ferrovias no mundo. Com o surgimento de uma
cadeira produtiva resultando em uma melhoria contínua. Com as ferrovias criou-se a
necessidade de se construírem numerosas pontes e estações ferroviárias, tendo
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 25
sido estas as duas primeiras grandes aplicações do ferro nas construções. As
pontes metálicas eram feitas inicialmente com ferro fundido, depois com aço forjado
e posteriormente passaram a ser construídas com aço laminado e soldado.
A qualidade das construções com o ferro não foi o fator determinante para o
sucesso do material no mercado em questão, na verdade, não se deve atribuir
somente às potencialidades plásticas do ferro fundido, nem às possibilidades
estruturais do aço. O que chamou atenção de todos foi a escala de produção, que
era industrial, e que se contrapunha a todo um processo de execução das
construções até então.
O desenvolvimento da construção metálica ao longo destes dois séculos
permitiu que se tenha hoje o completo domínio da técnica e do produto. A
consolidação deste desenvolvimento ocorreu não só pelo tempo decorrido, mas pelo
uso de um material homogêneo, com propriedades bem definidas e muito resistente.
Algumas obras notáveis, de estrutura metálica, ainda estão em uso como a
ponte Coalbrookdale, em ferro fundido com vão de 31 m, construída em 1779 sobre
o Rio Severn, na Inglaterra.
O conhecimento abrangente da construção metálica já transmite há décadas
uma grande segurança para a utilização do aço aos engenheiros e arquitetos do
mundo todo, que o aplicam em seus projetos, sejam eles simples ou arrojados.
São exemplos de projetos executados em construção metálica: os edifícios
Petronas Twin Towers em Kuala Lampur na Malásia com 452 m de altura, o World
Trade Center em Nova Iorque, protagonista de uma das mais divulgadas tragédias
do atual século, o Centro Empresarial do Aço em São Paulo e a ponte Akashi Kaikyo
no Japão com um vão de 1991 m.
No Brasil a construção metálica teve início com projetos e estruturas
importadas da Europa e EUA. Projetos de destaque na arquitetura nacional como a
Estação da Luz (1901) e o Viaduto Santa Efigênia (1908), ambos construídos na
cidade de São Paulo, são exemplos deste brilhante início. Também se pode citar o
Edifício Anexo do Congresso Nacional em Brasília, com estrutura toda importada
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 26
dos Estados Unidos da América. Com o começo da construção do parque
siderúrgico no Brasil, na década de 50, começam a surgir as primeiras obras com
aço brasileiro (ABCEM, 2000).
A história da construção em aço no Brasil ainda está no início, com uma
participação crescente do aço na construção civil e caminhando na mesma direção
das grandes potências mundiais. Conforme dados divulgados pelo Centro Brasileiro
da Construção em Aço (CBCA) em junho de 2005, nos Estados Unidos o aço está
em 50% das edificações e, no Reino Unido, em 70% delas, contra cerca de 5% no
Brasil.
A idéia de associar perfis tubulares de aço e concreto simples gerando
elementos mistos vem do século XIX, quando os pioneiros do concreto armado
utilizavam cantoneiras, barras e perfis de ferro fundido e, posteriormente, de aço,
como armaduras (DE NARDIN, 2003).
Segundo GRIFFIS (1994) apud FIGUEIREDO (1998) as primeiras
construções mistas nos Estados Unidos datam de 1894 quando uma ponte e um
edifício foram construídos usando vigas de aço revestidas com concreto e foram
utilizadas como alternativa de proteção ao fogo e à corrosão dos elementos
estruturais de aço.
Segundo MALITE (1990) apud FIGUEIREDO (1998) o primeiro registro de
normalização de estruturas mistas é de 1930, pelo New York City Building Code. Em
1944 a norma American Association of State Highway Officials (AASHO, atual
AASHTO) introduziu o assunto relacionado à estrutura mista.
Os pilares mistos preenchidos começaram a ser utilizados na composição de
sistemas estruturais por volta de 1950 (DE NARDIN, 2003).
No Brasil, as estruturas mistas foram contempladas na norma brasileira
8800:1986 - Projeto e execução de estruturas de aço de edifícios, somente
abordando vigas mistas (ABNT, 1986). Em 1999, a NBR 14323:1999 -
Dimensionamento de estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio -
Procedimento, ainda em vigor para o dimensionamento de estruturas mistas, aborda
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 27
além das vigas mistas o dimensionamento de pilares mistos (ABNT, 1999). Hoje, a
revisão da NBR 8800:2003 - Projeto e execução de estruturas de aço de edifícios,
contempla o cálculo das estruturas mistas.
2.2. Aços Estruturais
Os aços estruturais são aqueles que, devido à sua resistência, ductilidade e
outras propriedades são adequados para uso em elementos da construção sujeitos
a carregamentos. Os principais requisitos para os aços destinados à aplicação
estrutural são: elevada tensão de escoamento, elevada tenacidade, boa
soldabilidade e boa trabalhabilidade (ABCEM, 2000).
Podem ser classificados em três grupos principais, conforme a tensão de
escoamento mínima especificada na tabela 1.
Tabela 1 – Aços estruturais (ABCEM, 2000).
Tipo Limite de Escoamento Mínimo
Aços carbono 195 a 259 MPa
Aços de alta resistência e baixa liga 290 a 345 MPa
Aços liga tratados termicamente 630 a 700 MPa
Os aços do tipo SAE (Society of Automotive Engineers), muito utilizados na
construção civil, não são aços estruturais. A norma americana SAE define apenas a
composição química destes aços e não exige propriedades mecânicas. Sendo assim
estes aços devem ser usados em elementos da construção que não peçam
propriedades estruturais. O aço carbono mais utilizado e conhecido em estruturas
metálicas é o ASTM A 36.
Os elementos químicos, em especial o cobre, cromo, fósforo e silício podem
melhorar, além da resistência mecânica, também a resistência à corrosão
atmosférica do aço. A adição desses elementos de liga aumenta a resistência do
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 28
aço produzido. Existem vários tipos de aço dependendo das suas composições
químicas.
O aço patinável ou aço com alta resistência à corrosão, quando exposto à
ação alternada de chuva e sol, desenvolve em sua superfície uma camada de óxido
compacta e aderente que funciona como barreira de proteção contra a continuidade
do processo corrosivo, possibilitando assim, sua utilização sem qualquer tipo de
revestimento. A seguir, na tabela 02, estão algumas especificações de aços
estruturais utilizadas na construção:
Tabela 2 – Especificações de aços estruturais (ABCEM, 2000).
Especificação Limite de Escoamento Mínimo (MPa)
ASTM A36 250
ASTM A570 G40 275
ASTM A572 G50 345
ASTM A242 315
ASTM A588 345
AÇOS PATINÁVEIS 250 a 450
NBR 5008 250 a 370
NBR 5921 250 a 370
2.3. Aços Patináveis
Segundo PANNONI (2004), os aços patináveis de baixa liga e alta resistência
mecânica resistentes à corrosão atmosférica, desenvolvem sob condições favoráveis
(parâmetros climáticos e níveis de poluição) uma película de óxidos durável e
aderente chamada de pátina.
A pátina é uma camada amorfa que se desenvolve sob a camada de ferrugem,
isolando assim o aço do processo de corrosão. Essa camada amorfa é formada por
elementos constituídos na composição do aço, o cobre e o bronze, que expostos à
atmosfera desenvolvem uma camada de óxido auto-regenerável. Esta camada irá
reduzir a velocidade de corrosão desses aços quando expostos ao ar. A velocidade
de corrosão da estrutura é estabilizada na maior parte das atmosferas após três ou
quatro anos de exposição.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 29
A ferrugem comum é porosa e permite que a água, o oxigênio e os poluentes
do ar possam atravessá-la, de modo a manter a continuidade do ataque na interface
metal - ferrugem. A adição de pequenas quantidades (até 3%) de certos elementos de
liga ao aço, como o cobre, o níquel, o cromo e o silício promovem a alteração da
estrutura interna da ferrugem formada. Os elementos de liga encorajam a formação
de uma camada mais densa e amorfa que isola até certo ponto o aço (PANNONI,
2004).
Figura 1 – Formação da pátina em aços estruturais (PANNONI, 2004).
É importante citar que para a formação uniforme da camada de pátina na
superfície do aço deve ocorrer a variação de períodos úmidos e secos. A verificação
da formação da pátina pode ser executada visualmente. A apresentação da cor
marrom escura avermelhada é sinal de formação de pátina estabilizada. Quando a
superfície metálica encontra-se coberta por uma camada de ferrugem de coloração
marrom amarelada, a pátina escorre pela superfície enquanto não está estabilizada.
2.4. Perfis
Atualmente, existe no mercado do aço cinco tipos básicos de perfis: os
laminados, os soldados, os eletro-soldados, os tubulares e os dobrados.
Os perfis laminados são formados a partir da conformação de tarugos de aço
em equipamentos denominados laminadores conforme ilustrado na figura 2. No
mercado brasileiro podem ser encontrados até a altura de 150 mm (perfis leves),
restringindo sua aplicação basicamente a estruturas de pequeno porte tais como
terças, travessas de tapamento, barras de treliças e na composição de perfis, como
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 30
também em perfis com altura até 610 mm (perfis pesados representados na figura 3)
com aplicação em vários ramos da construção civil, desde prédios de pequeno porte
até pontes com pequenos vãos. Os principais tipos são: L (cantoneiras), perfis I,
perfis H e perfis U.
Figura 2 – Modelo do processo de laminação com rolos (USIMINAS, 2008).
Figura 3 – Aspecto de perfis laminados (USIMINAS, 2008).
O perfil soldado é constituído por chapas de aço estruturais, unidas entre si
por soldagem, o que permite uma grande variedade de formas e dimensões das
seções, em praticamente qualquer composição (Figura 4).
A norma NBR 5884 - "Perfil I estrutural de aço soldado por arco elétrico",
apresenta as características geométricas de uma série de perfis I e H soldados e
tolerâncias na fabricação.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 31
Figura 4 – Aspecto dos perfis soldados à arco submerso (USIMINAS, 2008).
Os perfis são produzidos pelos fabricantes de estruturas metálicas a partir do
corte e soldagem das chapas oriundas das usinas siderúrgicas conforme figura 5.
A solda, por eletrodo revestido, arco submerso ou qualquer outro tipo, deve
ser especificado, compatibilizando-o com o tipo de aço a ser soldado, isto é, deve ter
características similares de resistência mecânica, resistência à corrosão, entre
outras, para evitar a desunião das partes.
Figura 5 – Banca de soldagem de perfis (USIMINAS, 2008).
Os perfis soldados são largamente empregados na construção de estruturas
de aço, em face da grande versatilidade de combinações possíveis de espessuras,
alturas e larguras. São utilizados em grandes estruturas metálicas, com altura de
alma de até 1,5 m ou mais, para vãos da ordem de 15 a 20 m, dependendo dos
carregamentos (Figura 6).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 32
Figura 6 – Perfis soldados aplicados na ponte de Brasília (USIMINAS, 2008).
Assim como os perfis soldados, os perfis eletro-soldados são formados a
partir da união de chapas planas de aço, diferenciado apenas pelo processo de
união que ocorre pelo aquecimento do próprio material sem a ocorrência de adição
de material adicional. O processo de produção do perfil eletro-soldado está ilustrado
na figura 7.
Figura 7 – Processo de produção do perfil eletro-soldado (USIMINAS, 2008).
Esse perfil é normalizado em série, de acordo com a finalidade de aplicação
na estrutura (Figura 8), a citar:
- VE (eletro-soldado): perfis para vigas;
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 33
- CVE (eletro-soldado): perfis para vigas e pilares;
- CE (eletro-soldado): perfis para pilares.
Figura 8 – Aspecto dos perfis eletro-soldados (USIMINAS, 2008).
Sua aplicação vai desde edifícios, casas, galpões, estacas, pontes até
estruturas mais pesadas como plataformas e galpões industriais (Figura 9).
Figura 9 – Aplicação do eletro-soldado em edifício (USIMINAS, 2008).
Os perfis estruturais formados a frio, conhecidos no mercado como perfis de
chapas dobradas, vêm sendo utilizados na execução de estruturas metálicas leves,
pois podem ser projetados para cada aplicação específica (Figura 10).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 34
Figura 10 – Aspecto de perfis formados a frio (USIMINAS, 2008).
Os processos de fabricação dos perfis formados a frio podem ser divididos em
dois: contínuo e descontínuo.
O processo contínuo, ideal para fabricação em série e utilizado por
fabricantes especializados, é realizado a partir do deslocamento longitudinal de uma
chapa de aço sobre matrizes de uma linha de perfilação. As matrizes vão conferindo
pouco a pouco à chapa, a forma definitiva do perfil (Figura 11).
O processo descontínuo, ideal para fabricação em pequenas quantidades e
utilizados por fabricantes de estruturas metálicas, é realizado em uma prensa
dobradeira. A matriz da dobradeira é prensada contra a chapa de aço formando uma
dobra. A repetição desse processo sobre a chapa fornece à seção do perfil a
geometria desejada.
Figura 11 – Processo de perfilação a frio de chapas (USIMINAS, 2008).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 35
Os perfis formados a frio, compostos por chapas finas, possuem leveza,
facilidade de fabricação, de manuseio e de transporte, além da boa resistência e
ductilidade adequadas à aplicação na construção civil. São geralmente empregados
em construções mais leves, além de compor barras de treliças, terças, etc.
No caso de estruturas maiores, a composição desses perfis duplos, seção-
caixão, podem resultar em estruturas mais econômicas (Figura 12). Isso se deve à
boa rigidez à torção, menor área exposta, e menor área de estagnação de líquidos
ou detritos.
Figura 12 – Aplicação do perfil formado a frio em edifício (USIMINAS, 2008).
Existem ainda os perfis do tipo tubulares, cujas seções mais utilizadas são as
de tipo redonda, quadrada e retangular. Geralmente os perfis tubulares de médio e
grande diâmetro são empregados como pilares, enquanto os de diâmetros menores,
em treliças planas e espaciais para a construção civil conforme demonstrados nas
figuras 13 e 14.
Figura 13 – Aplicação do perfil tubular em passarelas (USIMINAS, 2008).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 36
Figura 14 – Aplicação do perfil tubular em coberturas (USIMINAS, 2008).
2.5. Perfil Tubular
O perfil tubular pode ser fabricado pelo processo de extrusão e laminação,
para a formação dos tubos sem costura, ou pelo processo de soldagem e eletro-
soldagem, para a formação dos tubos com costura. Ambos os processos fabricam as
diversas seções como retangular, quadrada ou circular.
O processo de produção de tubos sem costura da Vallourec & Mannesmann
Tubes (V&M do Brasil) começa pela transformação do minério de ferro, carvão
vegetal e fundentes em ferro gusa. O ferro gusa segue no fluxo de produção para
aciaria, onde recebe adições para obter as características do aço desejado. Após a
aciaria, o aço segue para o lingotamento contínuo conforme ilustrado na figura 15.
Figura 15 – Processo de lingotamento contínuo (V&M, 2008).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 37
O produto do lingotamento contínuo é o tarugo. Esse é armazenado e
aquecido em fornos para retornar à linha de produção. A figura 16 demonstra a
injeção de uma matriz rígida no tarugo para a formando do perfil tubular cilíndrico.
Figura 16 – Injeção de matriz rígida no tarugo de aço aquecido formando a geometria circular dos
tubos (V&M, 2008).
O processo de laminação consiste na conformação mecânica de um material
através da passagem entre cilindros contendo canais entalhados para produtos não
planos. Os perfis tubulares circulares são laminados à quente pelo Laminador
Contínuo RK que varia do diâmetro de 26,7mm a 177,8mm (Figura 17), como
também pelo laminador automático que varia do diâmetro de 168,3mm a 355,6mm.
Figura 17 – Processo de laminação a frio para ajuste da espessura tubular (V&M, 2008).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 38
Após o resfriamento dos tubos, as peças são cortadas em unidades de 12
metros e estocadas no pátio para o transporte ao cliente final (Figura 18).
Figura 18 – Pátio de estocagem de produtos acabados (V&M, 2008).
O processo de fabricação dos tubos com costura soldados por eletrofusão se
baseia no
aquecimento e fusão parcial das partes a serem unidas. A obtenção dos
tubos por esse processo começa através de bobinas (Figura 19).
Figura 19 – Estoque de bobinas laminadas à quente (USIMINAS, 2008).
Essas são cortadas em tiras no equipamento denominado Sliter (Figura 20),
após o corte as tiras de aço são rebobinadas e estocadas aguardando para entrar
na linha de produção (Figura 21).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 39
Figura 20 – Corte da bobina em tiras pela Sliter (USIMINAS, 2008).
Figura 21 – Rebobinamento das tiras de aço cortadas (USIMINAS, 2008).
Assim que é programado o diâmetro do tubo a ser produzido, a tira de aço
selecionada entra na linha de produção conforme figura 22. Essa etapa da produção
só fabrica os perfis tubulares com seção circular.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 40
Figura 22 – Conformação a frio das bobinas de aço (USIMINAS, 2008).
A tira passa por rolos e matrizes, conformado o aço para a geometria circular
e tamanho do diâmetro desejado, conforme ilustrado na figura 23.
Figura 23 – Matrizes formando a seção tubular cilíndrica (USIMINAS, 2008).
A união das pontas da chapa de aço para a formação do tubo circular é
executada pelo processo de eletro-soldagem, onde, na
deformação localizada das
partes a serem unidas, sem a adição de material adicional, aquecida a uma
temperatura inferior à temperatura de fusão, faz-se leve pressão. O material
excedente da união é retirado externamente dando assim uma aparência uniforme
ao tubo (Figura 24).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 41
Figura 24 – Eletrofusão para a união das extremidades (USIMINAS, 2008).
A obtenção dos perfis tubulares, com geometrias retangulares e quadradas, é
proveniente dos perfis circulares já prontos.
Os perfis tubulares circulares entram na linha de produção onde as matrizes e
rolos do equipamento irão conformar o aço à frio gerando a geometria e dimensões
dos novos perfis tubulares (Figura 25).
Figura 25 – Processo de formação da seção quadrada a partir dos tubos circulares (USIMINAS,
2008).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 42
2.6. Concreto de Alta Resistência
O concreto é provavelmente o material de construção mais utilizado no
mundo, com consumo estimado de 5,5 bilhões de toneladas por ano. Tal fato deve-
se principalmente ao seu relativo baixo custo, disponibilidade dos materiais
constituintes, facilidade de fabricação, versatilidade e adaptabilidade de formas
(CREMONINI et al., 2001).
Ainda segundo os autores, apesar destas vantagens técnicas e econômicas,
a deterioração prematura das estruturas de concreto tem se tornado um problema
global e existe um amplo consenso acerca da sua falta de durabilidade. Aliando
condições severas do ambiente com concretos de baixa qualidade, tem-se uma
aceleração do processo de degradação das estruturas.
O avanço dos estudos relacionados com o concreto tem produzido um
aumento de resistência à compressão desse material, maior aderência trabalhando
em conjunto com outros materiais e menor porosidade.
Desde 1824, com o patenteamento do cimento Portland, que o concreto vem
recebendo incrementos em sua resistência. Em 1931 a norma brasileira sugeria que
os concretos destinados às obras civis registrassem resistência à compressão aos
28 dias de fck maior que 12 MPa. Na década de 40 a resistência utilizada era de
aproximadamente de 16 MPa e em meados de 1990 o fck médio dos concretos
eram de 25 MPa. A partir de 2000 surgem concretos da ordem de 40 a 50 MPa,
chamados de concreto de alto desempenho (CAD) ou concretos de alta resistência
(CAR). Esses recebem aditivos para melhora de diversas características, como
aumento na resistência mecânica, trabalhabilidade, teor de ar incorporado, baixa
permeabilidade e altos módulos de elasticidade. Assim o CAD sofre baixas
deformações, reduzindo os valores de deformações lentas, devido a carregamentos
de longa duração. Podem ter alta resistência inicial, diminuindo o tempo de cura e
agilizando a desfôrma das peças estruturais.
Segundo FREIRE (2003) a utilização de concretos de alta resistência (CAR)
pode possibilitar aumento da durabilidade das estruturas e diminuição de custos de
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 43
manutenção, redução nas dimensões das seções dos elementos estruturais ou
aumento de vãos, aumento da área útil, redução da carga nas fundações e aumento
da velocidade de construção.
O concreto de alta resistência apresenta diversas vantagens em relação ao
concreto convencional, tanto do ponto de vista técnico quanto econômico. Contudo,
o máximo aproveitamento dessas vantagens depende de um correto
proporcionamento dos materiais, através da adoção de métodos específicos de
dosagem de concretos de alta resistência (CREMONINI et al., 2001).
O CAR, comparado com os concretos convencionais, é aquele com valores
de resistência acima dos usuais. Este concreto exige um rigoroso controle
tecnológico, tendo como campo de aplicação pilares de edifícios, obras marítimas,
pisos de alta resistência, reparos de obras de concreto, entre outras aplicações.
Segundo METHA e MONTEIRO (1994), dizem que a impermeabilidade e a
durabilidade são características principais que definem o CAD. Além de apresentar
resistência à compressão maior que 40 MPa, para dosagens feitas com agregados
convencionais, deve conter baixa relação água/cimento, obtida através de uso de
aditivos superplastificantes, alto teor de cimento e uma pozolana de boa qualidade.
São necessários controles de qualidade severos e maior cuidado na seleção e na
dosagem dos materiais: aditivos, adições minerais e tipo e tamanho de agregados.
Segundo SILVA E LIBORIO (2003), as estruturas de concreto de alto
desempenho são mais adequadas ao meio ambiente agressivo ao qual estão
inseridas. Além do CAD proporcionar um ganho de área útil, diminui o consumo de
material, reduz a carga permanente da estrutura, tempo de execução menor, maior
tempo para manutenção e apresenta, conseqüentemente, uma melhor relação
qualidade/custo.
Segundo DE NARDIN (2003) o comportamento do CAR apresenta diferença
ao concreto usual quando submetido à mesma solicitação. A composição da pasta
de cimento, dos agregados e, principalmente, das propriedades da zona de
transição pasta-agregado irão influenciar na propriedade mecânica do material.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 44
Segundo ISAIA (1995), a maioria dos mecanismos físico-químicos que
governam a deterioração do concreto é amenizada quando se emprega CAD: menor
permeabilidade à água e ao ar, menor mobilidade de íons cloretos, maior
capacidade dos compostos hidratados reterem íons cloreto, alta resistividade
elétrica, menor profundidade de carbonatação, boa resistência ao congelamento,
menor fissuração por retração, entre outras propriedades.
Esses concretos são obtidos utilizando-se cimento e agregados
convencionais juntamente com aditivos superplastificantes e adições minerais, e
uma baixa relação água/cimento (FREIRE 2003).
Segundo NAWY (1996) apud CREMONINI et al. (2001), os aditivos
superplastificantes conferem ao concreto aumento de trabalhabilidade sem alterar a
composição da mistura. Permitem redução da relação água/cimento ou relação
água/material cimentante, possibilitando diminuição da retração térmica causada
pela hidratação do cimento, incremento na resistência e melhoria da durabilidade.
Dependendo do conteúdo de sólidos na mistura do aditivo, dosagens entre 1 e 2%
sobre a massa de cimento são aconselháveis.
Segundo COLLEPARDI et al. (1999) apud CREMONINI et al. (2001), dentre
os diversos tipos de aditivos superplastificantes (à base de condensados de
formaldeído melamina sulfonados, de formaldeído naftaleno sulfonados,
lignosulfonados modificados, e polímeros acrílicos) os aditivos à base de polímeros
acrílicos são os que apresentam maiores vantagens, tais como: menores relações
água/aglomerante para uma mesma trabalhabilidade; considerável redução na perda
do abatimento com o tempo; e sua eficiência não depende do momento de adição
(junto à água de amassamento ou após a mistura do concreto).
Segundo DE NARDIN (1999), os materiais que mais interferem no
comportamento do concreto de alta resistência são os agregados, em especial os
agregados graúdos. Os agregados graúdos e miúdos ocupam de 60% a 80% do
volume do concreto. Os agregados miúdos sejam eles, areias naturais ou obtidos
por britamento de rochas, devem ter preferencialmente granulometria descontínua e
módulo de finura superior a 2,8. Tais recomendações visam diminuir a quantidade
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 45
de água de amassamento, necessária devido à já grande quantidade de finos no
CAR.
Segundo MEHTA e AITCIN (1990) apud CREMONINI et al. (2001), o
proporcionamento da mistura, ou dosagem, é o processo de determinação da
combinação correta dos materiais componentes que irão produzir um concreto com
as características desejadas e com o menor custo possível.
Segundo DIAZ (1998) apud CREMONINI et al. (2001), chega a afirmar que a
dosagem de concretos em geral tem sido efetuada de acordo com a experiência e
por estimativa, o que normalmente leva a consumos mais elevados de cimento.
Apesar do custo por m³ do CAR ser maior que o concreto convencional, em
geral a utilização de CAR é economicamente vantajosa uma vez que permite
redução das seções e conseqüentemente do volume de concreto, aço e fôrmas
(RADOMSKI, 1999 apud CREMONINI et al., 2001).
DAL MOLIN e WOLF (1990) apud CREMONINI et al. (2001), para verificar a
viabilidade econômica de CAR em edifícios altos, realizaram um estudo econômico
comparativo entre a execução de um edifício de 15 andares com concreto
convencional (fck=21MPa) e com CAR (fck=60MPa), sendo o cálculo
correspondente ao 3º pavimento. Através da análise dos custos de concreto,
armadura, fôrmas e mão-de-obra, obtiveram uma economia de aproximadamente
12% na estrutura de concreto de alta resistência em relação à estrutura
convencional.
Devido à tendência atual de crescimento vertical das edificações, tem
aumentado o uso de CAR em pilares isolados e também compondo pilares mistos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 46
3. PILARES MISTOS AÇO – CONCRETO
3.1. Conceito
A composição do concreto com o aço, formando uma estrutura capaz de
suportar cargas verticais, é denominado pilar misto. Existem várias formas de se
formar um pilar misto, ele pode ser do tipo revestido ou preenchido.
3.2. Classificação
Os pilares revestidos são compostos por concreto estrutural envolvendo
totalmente ou parcialmente o perfil metálico conforme figuras 26 e 27.
(a) (b)
Figura 26 – Pilares revestidos por concreto: (a) Pilar totalmente revestido por concreto, (b) Pilar
parcialmente revestido por concreto (ABNT, 1999).
Figura 27 – Seções típicas de pilares mistos revestidos (FIGUEIREDO, 1998).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 47
A desvantagem dos pilares mistos revestidos é a necessidade de utilização
de fôrmas, conectores e barras de armadura para assegurar a aderência entre o aço
e o concreto.
Os pilares preenchidos são compostos por tubos de aço estrutural envolvendo
totalmente o concreto estrutural conforme Figura 28 e 29.
Figura 28 – Pilares preenchidos por concreto com armadura adicional (ABNT, 1999).
Figura 29 – Seções típicas de pilares mistos preenchidos (FIGUEIREDO, 1998).
Os pilares preenchidos apresentam armadura no concreto somente quanto
exigidos por questão de segurança ao incêndio. A adição de armadura no concreto
foge do escopo proposto nesse estudo. As vantagens dos perfis preenchidos sem
adição de barras ao concreto podem ser listados a seguir:
• Não existe a necessidade de fôrmas para a concretagem, o perfil tubular
já faz esse papel.
• Aumento da resistência à compressão devido ao confinamento do
concreto de alta resistência.
• Rapidez de execução utilizando a estrutura de aço isolada somente
suportando as cargas de montagem enquanto ocorre o lançamento e a
cura do concreto.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 48
• Aumento da resistência à corrosão do aço e a abalos sísmicos.
• Aumento do tempo de colapso da estrutura em situações de incêndio.
• Menores seções se comparados às estruturas de aço e concreto,
isoladas, para a mesma resistência a esforços de compressão.
• Redução de desperdício, industrialização e racionalização do canteiro
de obras.
Existem também os pilares mistos tipo “battened”, estudado por HUNAITI et al.
(1992) formados por dois perfis tipo “U”, unidos por talas soldadas às mesas do perfil
e preenchidos com concreto conforme ilustrado na figura a seguir.
Figura 30 – Pilares mistos tipo “battened” (HUNAITI et al. 1992).
A execução desse tipo de pilar se assemelha com o uso de fôrmas nos pilares
totalmente revestidos durante a concretagem e a cura do concreto (figura 31).
Figura 31 – Pilares mistos revestidos totalmente (USIMINAS, 2008).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 49
A figura 32 apresenta a preparação e execução da concretagem, cobrindo a
alma dos perfis tipo “H”, em pilares mistos revestidos parcialmente.
(a) (b)
Figura 32 – (a) Preparação de pilares mistos revestidos parcialmente, (b) Concretagem da alma do
perfil metálico tipo “H” no canteiro de obras (USIMINAS, 2008).
A figura 33 ilustra um edifício de 25 andares, em construção no Japão,
utilizando pilares mistos quadrados preenchidos com concreto auto-adensável (Flow
com 600 mm de diâmetro). O concreto foi bombeado de baixo para cima,
preenchendo oito pavimentos do pilar por operação.
(a) (b)
Figura 33 – (a) Pilar tubular quadrado preenchido, (b) Vista geral da edificação (SILVA, 2004).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 50
3.3. Comportamento Estrutural
3.3.1. Generalidades
Existem vários estudos principalmente os originados de literaturas
internacionais, pesquisas teóricas e ou experimentais, que abordam o
comportamento estrutural de pilares mistos assim como a influência de alguns
fatores em seu desempenho final podendo citar LEONHARDT e MONNIG (1977)
que estudaram experimentalmente a tensão de aderência entre barras de aço e o
concreto, JOHANSSON e GYLLTOFT (2001) com seus estudos experimentais
relacionados ao comportamento de pilares mistos à variação de carregamento e
XIONG e ZHA (2007) que investigaram numericamente o comportamento de pilares
mistos preenchidos em relação à aplicação da tensão inicial nos materiais
isoladamente.
Esses fatores estão relacionados com a aderência entre o concreto e a
parede interna do tubo de aço, esbeltez do pilar, resistência do concreto ao
carregamento, fluidez do concreto para o preenchimento total dos tubos,
escoamento do aço, confinamento do concreto para o aumento de resistência,
retração, deformação lenta do concreto e diferenças entre as seções geométricas
dos tubos de aço. Alguns fatores irão influenciar de forma mais perceptível do que
outros, e que na maioria das vezes, é desconsiderado na execução durante as
obras.
Algumas pesquisas focadas nos materiais separadamente ajudam a entender
melhor o comportamento e a influência de cada fator para a perda ou ganho de
resistência em pilares mistos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 51
3.3.2. Aderência
ISA (2004) destaca a importância dos estudos atuais sobre aderência devido
aos avanços tecnológicos obtidos pelos concretos com características diferenciadas
tanto no estado fresco como no estado endurecido (concreto auto-adensável de alta
resistência). Além da alta resistência mecânica a baixas relações água/cimento, o
concreto auto-adensável é capaz de fluir no interior da fôrma preenchendo de
maneira fácil o recipiente e envolvendo as armaduras sem a necessidade de
compactação externa ou interna.
Segundo ALMEIDA (2002) o trabalho conjunto entre o aço e o concreto só é
possível pela proximidade de duas de suas propriedades físicas. A primeira é a
semelhança no coeficiente de dilatação dos dois materiais e a segunda é a ótima
aderência entre os mesmos.
A aderência impede o escorregamento entre as armaduras e o concreto, e
transmite esforços de um para outro material, sendo a propriedade fundamental para
o trabalho conjunto dos mesmos. Os coeficientes de dilatação aproximadamente
iguais implicam em deslocamentos semelhantes provocados por variações de
temperatura, desse modo não destruí a aderência, tornando possível o trabalho
conjunto desses materiais (ALMEIDA, 2002).
O concreto armado só existe pela boa união entre o concreto simples e as
barras de aço. Segundo PINHEIRO (2003) a aderência pode ser dividida em três
áreas: aderência por adesão ou química, aderência por atrito ou por contato e
aderência mecânica.
Denomina-se “atrito por contato” ao mecanismo pelo qual se desenvolvem
forças na superfície de dois corpos em contato, que se traduzem numa resistência
ao deslizamento de um corpo sobre o outro. Ainda que estas forças que se
desenvolvem durante o processo de deslizamento se encontrem sempre presentes,
quaisquer que sejam os materiais em contato, os mecanismos físicos-químicos
responsáveis por elas parecem depender da natureza de tais materiais (HELMAN e
CETLIN, 2005).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 52
Segundo DA SILVA (2006) a adesão é a aderência química que surge
durante as reações de pega do cimento, em decorrência das ligações físico-
químicas na interface aço-concreto. A rugosidade e a limpeza da superfície das
armaduras irá influenciar na maior ou menor adesão entre os materiais.
O atrito é solicitado quando ocorre o escorregamento de dois materiais. Em
estudos de LEONHARDT e MONNIG (1977) o coeficiente de atrito entre o concreto
e o aço varia em torno de 0,3 e 0,6 em barras lisas. Esse coeficiente é função da
rugosidade superficial da barra, e decorrem da existência de uma pressão
transversal, exercida pelo concreto sobre a barra (PINHEIRO, 2003). Em perfis
tubulares a presença do confinamento atuante no concreto e a compressão
transversal externa no aço aumentam a parcela de aderência entre os materiais.
A aderência mecânica é decorrente da existência de nervuras ou entalhes na
superfície da barra. Este efeito também é encontrado nas barras lisas, em razão da
existência de irregularidades próprias originadas no processo de laminação das
barras. As nervuras e os entalhes têm como função aumentar a aderência da barra
ao concreto, proporcionando a atuação conjunta do aço e do concreto (PINHEIRO,
2003).
Segundo HUNAITI (1992) apud DE NARDIN (1999), que investigou a
influência de parâmetros como: dimensões da seção transversal, idade e resistência
do concreto, temperatura e condições de cura. Os estudos mostraram perdas
significativas de aderência com o envelhecimento do concreto ou o aumento de
temperatura. O pesquisador ressalta que os pilares ensaiados eram do tipo
“battened” e por isso, seções preenchidas quadradas e circulares devem apresentar
aderência superior à constatada para os elementos estudados.
Segundo TATSA (1986) apud FIGUEIREDO (1998), o ensaio de pilares
preenchidos com cura sob pressão, causando um "pré-tensionamento" no tubo
obteve melhoras significativas na resistência do pilar e uma das justificativas
apresentadas é a melhora da aderência conferida por este tipo de cura.
Segundo GOMES (1994) que ensaiou 22 pilares preenchidos, sendo 12
corpos-de-prova aos 28 dias após a concretagem e o restante após 8 anos expostos
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 53
ao ar livre, houve a perda da aderência química entre o concreto e o aço provocando
um deslocamento entre os materiais. Em relação aos primeiros corpos-de-prova, a
tensão de cisalhamento cresceu em média 16% e a justificativa mais provável seria
o acréscimo de aderência mecânica devido à formação de oxidação interna nos
tubos com alternância de chuva e sol e a penetração de água nos poros do
concreto. Outra hipótese se baseia no envelhecimento do concreto aumentando
assim a inércia ao deslizamento.
Quanto às condições da superfície do perfil tubular em contato com o núcleo
de concreto, há um consenso entre as normas que abordam o projeto de pilares
mistos preenchidos. Todas recomendam que a superfície não deve ser pintada e
deve estar livre de vestígios de óleos, graxas e de camadas superficiais soltas,
decorrentes da corrosão (DE NARDIN 1999).
Segundo GOMES (1994), a rugosidade superficial do aço, a limpeza e as
variações de dimensões internas nos tubos influenciam diretamente na aderência
dos materiais. Em ensaios com tubos internamente limpos e não limpos, constatou-
se que em média, os perfis limpos apresentaram uma tensão última de cisalhamento
27% maior que os perfis não limpos.
WIUM e LEBET (1994) apud FIGUEIREDO (1999), realizaram ensaios
pushout, em pilares curtos, para investigar a transferência de esforços entre o aço e
o concreto. Os resultados obtidos foram:
• As tensões de aderência antes e depois da perda da aderência
química foram de 0,3 e 0,22 MPa , bem menor que o limite fornecido
pelo Eurocode 4 ,que é 0,6 MPa.
• A espessura do recobrimento de concreto influencia na transferência
de esforços em pilares com perfis de aço menores.
• A armadura transversal (estribos) influencia somente após a perda da
aderência química.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 54
• Ocorre maior fissuração no concreto para seções maiores, ocorrendo
assim a diminuição da magnitude da transferência de esforços.
• A retração reduz a transferência de esforços na região entre as mesas
do perfil tipo “H” em até 10 % por um período de 6 meses.
A partir deste trabalho, WIUM e LEBET (1994) apresentam um método
simplificado para cálculo da transferência de esforços na interface dos elementos de
aço e concreto, baseado no comportamento idealizado da tensão de aderência.
3.3.3. Confinamento
Segundo MÖRSCH (1952) apud RAMOS (2005), a busca pelo confinamento
do concreto de resistência usual foi um dos principais objetivos das pesquisas
realizadas ao longo dos anos com pilares de concreto armado.
RAMOS (2005) relatou os vários autores e estudos relacionados com o tema
de confinamento em pilares na literatura nacional e internacional. Entre esses
trabalhos, na literatura internacional estão: SHEIKH e UZUMERI (1980), SHEIKH e
UZUMERI (1982), MANDER et al. (1988), RAZVI e SAATCIOGLU (1989) e
CLAESON et al. (1996). As referências nacionais são: AGOSTINI (1992) e PAIVA
(1994), LIMA (1997) e QUEIROGA (1999).
Segundo QUEIROGA (2003), no estudo de CUSSON e PAULTRE (1994),
foram elaboradas algumas conclusões sobre o confinamento do concreto em pilares
de concreto armado:
• A primeira seria na proporção do confinamento do concreto à
quantidade de armadura transversal do pilar; quanto maior a presença
de armadura, maior será a pressão de confinamento.
• A segunda seria no efeito das disposições e espaçamento das
armaduras transversais sobre o confinamento do núcleo de concreto;
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 55
quanto menor for o espaçamento entre os estribos, maior será o
confinamento do concreto.
A figura 34 ilustra as conclusões do estudo de CUSSON e PAULTRE (1994).
(a) (b)
Figura 34 – Efeito da configuração e espaçamento da armadura transversal sobre o confinamento do
núcleo. (a) Configuração de estribos com grande espaçamento; (b) Configuração de estribos mais
eficiente, com pequeno espaçamento (CUSSON e PAULTRE, 1994).
Segundo FIGUEIREDO (1998), em pilares tipo “I” revestidos, pode-se
considerar três regiões com diferentes níveis de confinamento do concreto:
• Região sem confinamento do concreto na parte externa aos estribos.
• Região com concreto parcialmente confinado, na parte interna aos
estribos.
• Região com o concreto efetivamente confinado entre as mesas e a
alma do perfil I.
Segundo DELALIBERA (2002), um carregamento longitudinal (qv), sendo
aplicado em um cilindro de concreto envolvido por um tubo de aço de parede fina,
provoca um encurtamento longitudinal e um alongamento transversal que será
impedido pelo tubo de aço (reação qh) conforme ilustrado na figura 35. Em função
da reação do tubo, cria-se no cilindro um estado triplo de tensões e a pressão (qv)
pode crescer bem acima do valor da resistência do concreto não confinado.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 56
Figura 35 – Cilindro de concreto envolvido por um tubo de aço de parede fina (SANTOS, 1981 apud
DELALIBERA, 2002).
Segundo SAMAAN et al. (1998) apud CARRAZEDO (2005), a taxa de
variação da deformação lateral em relação à deformação axial, definida como a taxa
de dilatação lateral (µ), tem grande importância sobre o confinamento do concreto.
O coeficiente (µ) no concreto não confinado cresce indefinidamente com a
microfissuração do material. No aço, até o seu escoamento, o crescimento de (µ) é
pequeno, após essa fase, o comportamento é similar ao do concreto não confinado.
MIRZA (1989) apud FIGUEIREDO (1998), em seu estudo teórico dos
parâmetros que interferem na resistência dos pilares, comparou as resistências de
pilares mistos revestidos considerando-se o efeito de confinamento e sem
considerá-lo. Para fins comparativos, analisou pilares com diferentes esbeltezas e
excentricidades de carga. Concluiu-se que o confinamento tem efeito benéfico na
resistência do pilar revestido e que este efeito é mais evidente em pilares curtos e
nos que possuem menores excentricidades. Em pilares preenchidos o concreto está
totalmente confinado e, no caso de seções circulares, o efeito de arco de tensão no
tubo causado pelo confinamento, apesar de causar redução no limite de escoamento
do aço, intensifica a resistência do concreto a ponto de, nestes casos, haver
considerações especiais no dimensionamento fornecido pelas normas.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 57
Segundo DE NARDIN (1999), o grau de acréscimo na capacidade resistente
causado pelo efeito de confinamento depende de uma série de fatores, dos quais
destacam-se: espessura do perfil tubular, índice de esbeltez do pilar misto,
excentricidade da força, resistência dos materiais e forma da seção transversal.
Todos estes fatores, agindo em conjunto, irão contribuir para um maior ou menor
grau de confinamento do concreto (Figuras 36 e 37).
Figura 36 – Tensões de confinamento em seções circulares (DE NARDIN, 1999).
Figura 37 – Arqueamento das tensões de confinamento em seções quadradas e retangulares (DE
NARDIN, 1999).
3.3.4. Retração
Vários são os fatores que influenciam a retração em componentes de
concreto. Dentre esses fatores pode-se citar condições ambientais de temperatura e
umidade, tipo e quantidade de cimento, relação água/cimento, tipo de agregado,
forma de cura, entre outros (BARBOSA, 2005).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 58
O fenômeno da retração está ligado a deformações em pastas de cimento,
argamassas e concretos, independentemente do carregamento, sendo sua principal
causa à perda de água da pasta de cimento. A retração pode ocorrer no concreto
em seu estado plástico ou endurecido (AGUIAR, 2006).
Segundo SILVA et al. (2006), os principais fatores que influem na retração do
concreto são:
• A finura do cimento e dos elementos mais finos do concreto.
• O tipo do cimento (a retração pode variar de uma até três vezes
conforme o tipo de cimento).
• Existe um teor ótimo de gesso para se obter a retração mínima. Os
álcalis, os cloretos e, de um modo geral, os aditivos aceleradores
aumentam a retração.
• O teor de água.
• O consumo de cimento.
• O tipo de granulometria dos agregados: as areias finas aumentam a
retração.
• Quanto maior for o módulo de elasticidade dos agregados, tanto maior
será a reação por eles oposta a retração.
• A umidade relativa e período de conservação.
A retração, deformação que ocorre sem a atuação da carga externa, é
produzida por propriedades endógenas do material e pode causar, no caso de
pilares preenchidos, o descolamento do concreto da parede do tubo. No entanto, há
ainda controvérsias sobre a relevância de se considerar ou não os efeitos da
retração na resistência do pilar (FIGUEIREDO 1998).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 59
No núcleo de concreto do pilar misto, a intensidade do fenômeno de retração
é menor que no caso de pilares de concreto armado, pois a perda de umidade é
inibida pelo perfil. Embora seja menor, ao que os primeiros estudos teóricos indicam,
seus efeitos sobre a distribuição de tensões e deformações são significativos (DE
NARDIN, 1999).
Segundo UY e DAS (1997) apud FIGUEIREDO (1998), apesar de
concordarem que os efeitos da retração em um pilar preenchido será menor que em
um pilar de concreto armado devido às condições de cura, afirmam que há
necessidade de mais pesquisas para avaliar este parâmetro e que a retração irá
causar deformações significativas em pilares preenchidos e que deverão ser
previstas em projeto, principalmente no caso de edifícios altos.
Segundo GOMES (1994) apud DE NARDIN (1999), os efeitos da retração do
concreto sobre a resistência da seção mista são desprezíveis. Embora a retração
provoque a redução do volume de concreto, tendendo a destruir parte da aderência
entre o perfil e o concreto, diversos estudos mostraram que a perda de aderência
não afeta a resistência à compressão de elementos mistos axialmente comprimidos.
3.3.5. Deformação Lenta
A fluência ou deformação lenta pode ser definida como a deformação que o
concreto sofre devido a um carregamento contínuo, podendo ocorrer sob
compressão, tração ou cisalhamento. Como ela é parcialmente reversível, trata-se
de uma propriedade viscoelástica (AGUIAR 2006).
Segundo HASPARYK et al, 2005 apud AGUIAR 2006, podem existir dois tipos
de fluência: a básica e a por secagem. Quando ocorre troca de umidade para o
ambiente externo considera-se a fluência total, a soma das duas. Portanto, a
umidade relativa do meio envolvente é um dos fatores externos mais importantes
neste processo, sendo a fluência tanto maior, quanto menor for a umidade relativa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 60
Um pilar misto esbelto sob carregamento constante tem suas deformações
aumentadas gradualmente com o tempo e eventualmente podem ser várias vezes
maiores que sua deformação instantânea. O efeito da deformação lenta em pilares
mistos é considerado de diferentes formas pelas normas aplicáveis. O ECCS (1981)
recomenda a redução do módulo de elasticidade do concreto a 50 %. A BS 5400:
Part 5 (1979) sugere a redução de 18 % da resistência do concreto. Os estudos para
avaliação da deformação lenta em pilares mistos iniciaram-se em pilares revestidos
e depois foram estendidos aos pilares preenchidos (FIGUEIREDO, 1998).
Segundo GOMES (1994) apud DE NARDIN (1999), os efeitos da fluência
podem ser minimizados adotando medidas como: aumentar a resistência do
concreto de preenchimento ou empregar uma dosagem adequada de materiais,
aumentar a área de concreto ou a espessura do perfil tubular, embora esta última
contribua pouco neste sentido. Alternativa, trabalhosa porém de bons resultados, é a
colocação de barras longitudinais de armadura.
3.3.6. Resistência do Concreto
Os concretos de alta resistência apresentam comportamento diferente dos
concretos de resistência usual, quando submetidos às mesmas condições de
carregamento. Suas propriedades mecânicas dependem das propriedades da pasta
de cimento hidratada, dos agregados e, principalmente, das propriedades da zona
de transição pasta-agregado, considerada a zona mais fraca da mistura segundo
METHA e MONTEIRO (1994).
Os materiais que formam o CAR devem ser dosados de forma racional, serem
bem caracterizados e proporcionados de forma a garantir: elevada resistência à
compressão, resposta adequada às solicitações e boas condições de utilização (DE
NARDIN, 1999).
SHAKIR-KHALIL (1992) apud FREIRE (2003), em trabalho experimental com
pilares mistos preenchidos, confirmou que a resistência do pilar aumenta com o uso
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 61
de concreto com resistência à compressão maior. Esta contribuição do concreto é
mais evidente em pilares curtos e em aços com limite de escoamento menor.
Segundo MIRZA (1989) a resistência do pilar é diretamente proporcional à
resistência do concreto. Também foi concluído que essa proporção tem valores
menores em pilares esbeltos.
Comparando pilares de concreto armado com pilares tubulares metálicos
preenchidos, em relação ao confinamento do CAR, pode-se afirmar que a seção
resistente será devida à área interna aos estribos e a área do perfil metálico,
respectivamente.
3.4. Ensaios Experimentais
KVEDARAS e KUDZYS (2006) estudaram experimentalmente a segurança
estrutural de tubos vazados preenchidos com concreto em membros de aço
circulares (Figura 38). Foram executados 43 ensaios à compressão em prensas de
2500 kN e 5000 kN de capacidade.
Figura 38 – Desenho esquemático da ação axial nos membros dos tubos: (a) compostos, (b) tubo de
aço, (c) cavidade interna e núcleo de concreto, (d) forma e dimensões do corte da seção
(KVEDARAS e KUDZYS, 2006).
JOHANSSON e GYLLTOFT (2001) estudaram experimentalmente o
comportamento de pilares mistos circulares esbeltos. Foram ensaiadas 11 amostras
e investigados os efeitos de três carregamentos diferentes (Figura 39), no primeiro
foi aplicada uma carga somente na seção do concreto, a segunda no tubo de aço e
a terceira no conjunto todo (perfil de aço e concreto). A conclusão do estudo foi que,
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 62
aplicando a carga somente no núcleo de concreto, ocorrerá a transferência das
forças para o tubo de aço e que, a aderência entre os materiais, influenciará no
comportamento do carregamento final. Quando a carga é aplicada somente na
seção de aço, a aderência natural não é suficiente para redistribuir a força para o
núcleo de concreto. Finalmente, quando a força é aplicada na estrutura mista, o
conjunto sofrerá a mesma deformação, não sendo possível distinguir o
comportamento dos materiais isoladamente.
Figura 39 – Aplicação de três tipos de carregamento. Carga aplicada em (a) seção de concreto, (b)
seção de aço, e (c) seção mista (JOHANSSON e GYLLTOFT, 2001).
XIONG e ZHA (2007) investigaram numericamente o comportamento de
pilares mistos preenchidos em relação à tensão inicial (carregamento da estrutura
antes do lançamento e cura do concreto). Concluiu-se que, exceto para pequenos
pilares sujeitos à compressão, a tensão inicial tem um grande significado no
comportamento de pilares mistos; a principal reação se deve à baixa contribuição do
núcleo de concreto para o conjunto (Figura 40).
Figura 40 – Deformação sob atuação da tensão inicial em elementos isolados, (a) Tubo de aço
circular, (b) Núcleo de concreto (XIONG e ZHA, 2007).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 63
HAN e YAO (2003) analisaram o comportamento de pilares mistos aplicando
o pré-carregamento nos perfis tubulares metálicos antes do lançamento e cura do
concreto. Com o crescimento da utilização de pilares mistos em prédios altos e
pontes na China viu-se a necessidade de estudar a interação do aço e o concreto
em tubos de aço suportando as solicitações de carregamento da montagem de um
número determinado de pavimentos antes da concretagem e cura do concreto
(Figura 41).
Figura 41 – Preenchimento dos perfis tubulares metálicos com concreto durante construção da
edificação (HAN e YAO, 2003).
Foram ensaiados 19 pilares mistos e chegou-se a conclusão que o pré-
carregamento do tubo de aço aumenta a deflexão e diminui a resistência final dos
pilares mistos (Figura 42).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 64
Figura 42 – Imposição de pré-carregamento dos tubos de aço (HAN e YAO, 2003).
HAN (2002) testou experimentalmente o comportamento de colunas em aço
retangulares preenchidas com concreto à compressão (Figura 43). Foram ensaiados
24 corpos-de-prova e concluiu-se que as recomendações das normas Americana,
Britânica, Canadense e Japonesa são conservadoras em relação a resistência à
compressão axial.
(a) (b)
Figura 43 – Preparação dos ensaios (a), Modo de falha típico dos corpos-de-prova (b), (HAN, 2002).
GIAKOUMELIS e LAM (2004) testaram experimentalmente o comportamento
de pilares mistos circulares à compressão (Figura 44). Foram ensaiados 15 corpos-
de-prova variando a resistência dos concretos. O objetivo foi examinar os efeitos da
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 65
espessura dos tubos de aço, a resistência de aderência entre o concreto e o aço e o
confinamento do concreto. Os resultados mostraram que em pilares mistos utilizando
concretos de alta resistência, no carregamento máximo, os corpos-de-prova
alcançam um encurtamento de aproximadamente 3,0 mm (Figura 45). Com a
utilização de concretos normais houve um aumento de grandes deslocamentos. Em
concretos de alta resistência houve o aumento do efeito de aderência entre o
concreto e o aço causando assim um ganho da capacidade de resistência à
carregamentos axiais. Em concretos com resistências normais, a redução da
capacidade axial dos pilares mistos se teve devido à desprezível aderência interna.
Figura 44 – Preparação dos testes e instrumentação (GIAKOUMELIS e LAM, 2004).
Figura 45 – Modo de falha típico dos corpos-de-prova (GIAKOUMELIS e LAM, 2004).
ELREMAILY e AZIZINAMINI (2002) estudaram o comportamento e a
resistência de pilares mistos circulares. Foram ensaiados 6 pilares sujeitos ao
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 66
carregamento axial constante com adição de carregamento cíclico lateral, simulando
assim, carregamentos sísmicos (Figura 46). Os testes consideraram como
parâmetros os níveis de carregamento axial, a espessura dos tubos e a resistência à
compressão do concreto. Os resultados finais exibiram grande ductilidade e maior
resistência dos pilares mistos (Figura 47). A capacidade resistente dos pilares teve
ganhos significativos devido ao aumento de resistência do concreto confinado no
interior dos tubos metálicos.
Figura 46 – Representação esquemática do pórtico de teste (ELREMAILY e AZIZINAMINI, 2002).
Figura 47 – Falha da coluna (ELREMAILY e AZIZINAMINI, 2002).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 67
HAN et al. (2005) estudou experimentalmente e propôs um modelo
simplificado de cálculo de pilares mistos preenchidos por concreto auto-adensável.
Foram ensaiados 50 corpos-de-prova com principais variando os seguintes
parâmetros: as seções geométricas (circulares e quadradas), tensão de escoamento
do aço (entre 282 e 404 MPa) e razão entre diâmetro do tubo ou largura da parede
pela espessura dos tubos (D/t ou B/t entre 30 e 134). Concluiu-se que a formulação
matemática é valida para o cálculo simplificado da capacidade da seção e relação
do carregamento axial versus deformação. Os resultados foram comparados com as
diversas normas mundiais que abordam o assunto de pilares mistos como a ACI-
1999, AIJ-1997, AISC-LRFD-1999, BS5400-1979 e a EC4-1994 (Figuras 48 e 49).
Figura 48 – Falha dos pilares circulares mistos preenchidos (HAN et al., 2005).
Figura 49 – Falha dos pilares quadrados mistos preenchidos (HAN et al., 2005).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 68
Segundo RAMAMURTHY e SRINIVASAN (1976) apud FIGUEIREDO (1998),
os estudos preocupavam em esclarecer questões quanto à interferência de alguns
parâmetros no comportamento do pilar preenchido, como o modo de carregamento,
a aderência e a forma da seção. O trabalho consistiu de uma análise experimental
que concluiu que se carregando primeiramente o tubo de aço ou o núcleo de
concreto, o comportamento do pilar será diferente, e portanto, o método de
carregamento é um importante parâmetro na resistência e no comportamento do
pilar. Outras conclusões desta pesquisa foram que os pilares preenchidos com
seção transversal circular devem ter um tratamento diferente para consideração do
efeito de confinamento e que a interação aço-concreto não ocorre em boa parte das
etapas de carregamento.
3.5. Normas para Dimensionamento de Pilares Mistos
Com o passar dos anos e o desenvolvimento de pesquisas teóricas e
experimentais sobre o comportamento de pilares mistos foi necessário à elaboração
de normas para recomendar o uso e aplicação em projetos estruturais.
Estudos experimentais e teóricos considerando a variação de procedimento,
aplicação e condições de uso, por vários países diferentes, influenciaram sob
diversos ângulos a elaboração das normas de dimensionamento de estruturas
mistas compostas (vigas e pilares).
Existem várias normas no mundo que abordam o dimensionamento de pilares
mistos, entre elas, a norma brasileira NBR 14323 (1999) e o projeto de revisão da
NBR 8800 (2003), a norma européia Eurocode 4 (2004), as normas americanas ACI-
318 (2005) e AISC/LRFD (2005), a norma canadense CAN/CSA-S16.1 (1989), a
britânica BS 5400 parte 5 (2005) e a norma japonesa AIJ (1987).
Segundo ELNASHAI et al. (1990) apud FIGUEIREDO (1998), os pilares
mistos aço-concreto podem ser analisados mediante modelos teóricos que admitem
duas linhas de raciocínio: como elementos de aço com capacidade estrutural
aumentada pela presença do concreto, ou como um elemento de concreto com uma
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 69
armadura especial. A norma americana AISC-LRFD (1986) reduz as seções dos
pilares mistos a seções de aço, o ACI-318/92 utiliza o procedimento de cálculo para
pilares de concreto, enquanto as européias Eurocode 4 (1994), BS 5400: Parte 5
(1979) e DIN usam uma combinação dos dois raciocínios. A norma japonesa
(Architectural Institute of Japan - AIJ standards) adota uma superposição das
capacidades de cada material calculadas individualmente.
Os pilares mistos de concreto e aço são calculados de maneira que os
materiais resistam em conjunto, sem perder a aderência, à compressão ou a flexo-
compressão. A atuação do concreto na estrutura, quando solicitada somente à
compressão, evita a flambagem local do perfil de aço devido ao travamento do
núcleo. Nesse caso, a instabilidade do pilar misto será gerada por flexão e o
momento resistente é calculado pela plastificação total da seção transversal.
O colapso de pilares mistos ocorre pela plastificação, gerada a partir da
combinação da normal de compressão e do momento fletor. Os efeitos de segunda
ordem, a flambagem global, a flambagem local e as imperfeições da estrutura geram
o momento fletor atuante nos pilares.
Assim, a flexo-compressão é a soma das formas atuantes, com a compressão
gerando instabilidade dos pilares e o momento fletor gerando a plastificação da
seção transversal.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 70
4. MATERIAIS E MÉTODOS
Este capítulo descreve os materiais e métodos que foram utilizados para a
realização do trabalho, podendo ser dividido em dois itens. O primeiro contempla a
descrição dos materiais e dos métodos utilizados no programa experimental e o
segundo, a análise computacional.
4.1. Programa Experimental
O programa experimental é composto pela definição dos perfis metálicos
tubulares, processo de doação dos mesmos, formação da oxidação interna nas
paredes tubulares (pátina), elaboração do traço de concreto de alta resistência e
auto-adensável, preenchimento dos perfis, cura do concreto, ensaios laboratoriais de
pushout, aquisição de dados e análise dos resultados.
A escolha dos perfis se deu após o conhecimento da linha de produtos de
cada fabricante de perfis tubulares, com costura e sem costura.
A solicitação da doação baseou-se na semelhança de propriedades
geométricas e químicas, tomando como princípio, a proximidade das áreas internas
da seção transversal (independentemente da seção geométrica), as espessuras de
parede, comprimento das amostras, tipo de aço e tensão de escoamento (fy).
Procurou-se diminuir as variáveis nos ensaios experimentais para a obtenção de
resultados concisos.
As tabelas 3 a 6 apresentam as características dos perfis para cada seção
tubular distinta (retangular, cilíndrica e quadrada), sendo que metade desses perfis
foram destinados à formação de oxidação interna das paredes dos tubos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 71
Tabela 3 – Descrição dos corpos-de-prova sem costura e sem a formação da pátina interna.
TUBOS SEM COSTURA E SEM OXIDAÇÃO INTERNA
Tipo de Seção Circular Quadrado Retangular
Dimensões (mm) 114,30 101,6X101,6 127X76,2
Espessura (mm) 4 6,4 6,4
Comprimento (mm) 800 800 800
Material Aço Patinável Aço Patinável Aço Patinável
Tipo de Aço VMB 350 COR VMB 350 COR VMB 350 COR
LE (Limite de
Escoamento)
> 350 MPa > 350 MPa > 350 MPa
LR (Limite de
Ruptura)
> 485 MPa > 485 MPa > 485 MPa
Quantidade (un) 3,0 3,0 3,0
Tabela 4 – Descrição dos corpos-de-prova com costura e sem a formação da pátina interna.
TUBOS COM COSTURA SEM OXIDAÇÃO INTERNA
Tipo de Seção Circular Quadrado Retangular
Dimensões (mm) 114,30 100X100 120X80
Espessura (mm) 4,75 4,75 4,75
Comprimento (mm) 800 800 800
Material Aço Patinável Aço Patinável Aço Patinável
Tipo de Aço CSN COR 420 CSN COR 420 CSN COR 420
LE (Limite de
Escoamento)
> 350 MPa > 350 MPa > 350 MPa
LR (Limite de
Ruptura)
> 485 MPa > 485 MPa > 485 MPa
Quantidade (un) 3,0 3,0 3,0
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 72
Tabela 5 – Descrição dos corpos-de-prova sem costura e com a formação da pátina interna.
TUBOS SEM COSTURA E COM OXIDAÇÃO INTERNA
Tipo de Seção Circular Quadrado Retangular
Dimensões (mm) 114,30 101,6X101,6 127X76,2
Espessura (mm) 4 6,4 6,4
Comprimento (mm) 800 800 800
Material Aço Patinável Aço Patinável Aço Patinável
Tipo de Aço VMB 350 COR VMB 350 COR VMB 350 COR
LE (Limite de
Escoamento)
> 350 MPa > 350 MPa > 350 MPa
LR (Limite de
Ruptura)
> 485 MPa > 485 MPa > 485 MPa
Quantidade (un) 3,0 3,0 3,0
Tabela 6 – Descrição dos corpos-de-prova com costura e com a formação da pátina interna.
TUBOS COM COSTURA SEM OXIDAÇÃO INTERNA
Tipo de Seção Circular Quadrado Retangular
Dimensões (mm) 114,30 100X100 120X80
Espessura (mm) 4,75 4,75 4,75
Comprimento (mm) 800 800 800
Material Aço Patinável Aço Patinável Aço Patinável
Tipo de Aço CSN COR 420 CSN COR 420 CSN COR 420
LE (Limite de
Escoamento)
> 350 MPa > 350 MPa > 350 MPa
LR (Limite de
Ruptura)
> 485 MPa > 485 MPa > 485 MPa
Quantidade (un) 3,0 3,0 3,0
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 73
No total, foram ensaiados 36 corpos-de-prova perfis tubulares preenchidos
com concreto de alta resistência e auto-adensável, sendo 12 corpos-de-prova para
cada tipo de seção transversal. As figuras 50 e 51 ilustram os modelos para os perfis
tubulares preenchidos sem e com a formação da oxidação, respectivamente.
Figura 50 – Modelos de pilares mistos sem a formação da pátina interna.
Figura 51 – Modelos de pilares mistos com a formação da pátina interna.
Após o recebimento de todo material, teve início o processo de formação da
oxidação interna nas paredes dos perfis metálicos.
O método utilizado para acelerar a formação da pátina consistiu da aplicação
da solução corrosiva, a partir do percloreto de ferro, para ativar o processo. O
sal de
fórmula química FeCl
3
é também conhecido como percloreto de ferro ou cloreto de
ferro III.
Em solução com água, é utilizado para corrosão de placas na preparação de
circuitos impressos da eletrônica.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 74
A solução para esse ensaio teve a seguinte preparação:
• 4 litros de água fria em um vasilhame de plástico reforçado.
• Despejo, com cuidado, de 1.200 gramas de percloreto de ferro no
vasilhame com água.
• Mistura da solução com uma colher de plástico.
• Posicionamento do balde de plástico na extremidade do tubo para
recuperar a solução.
• Lançamento da solução no interior do tubo a partir de uma das
extremidades, escorrendo assim todo o líquido.
• Rotação dos tubos durante o lançamento para atingir toda a superfície
interna.
• Aplicações diárias.
• Aplicação da solução através de borrifador no interior dos perfis
tubulares para as últimas aplicações.
• Após 1 hora da aplicação da solução, os tubos eram lavados com água
corrente.
A solução recuperada no balde era recolhida em uma garrafa de plástico e
reaproveitada no dia seguinte. O tempo total de aplicação foi de 40 dias.
Visivelmente, foi observado que para cada aplicação a solução enfraquecia,
tornando assim, mais lento o processo de oxidação. No início, a solução é marrom
claro, chegando à cor de café no final da vida útil.
A figura 52 ilustra as últimas aplicações da solução no interior dos perfis
utilizando o borrifador.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 75
Figura 52 – Formação da oxidação interna nos tubos de aço.
O estado superficial dos perfis tubulares retangulares com e sem formação da
oxidação interna pode ser visto na figura 53.
Figura 53 – Tubos retangulares com e sem formação de oxidação interna.
Após a formação da pátina interna foi providenciado o transporte de todos os
corpos-de-prova para o laboratório de concreto da Holcim Brasil S.A., situado na
cidade de Pedro Leopoldo, em Minas Gerais (Figura 54).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 76
Figura 54 – Transporte dos tubos de aço para concretagem na Holcim Brasil.
O traço do concreto foi elaborado para atender às características de auto-
adensável (valores altos no ensaio de espalhamento do Cone de Abrams para os
testes do Slump e do Flow) e para altas resistências à compressão.
As características desejadas só foram alcançadas com a utilização de dois
aditivos (TEC MULT 562 e GLENIUM 3010), tornando o concreto auto-adensável, e
o cimento DURACEM AD 300 para atingir a alta resistência inicial à compressão.
A confecção do concreto foi executada em dois dias, assim como o
lançamento para o preenchimento dos perfis metálicos.
No primeiro dia foram rodados dois traços e meio, de 130 litros de concreto
cada traço, para o preenchimento dos perfis tubulares com seção circular e
retangular.
No segundo dia foram rodados mais um traço e meio para o preenchimento
dos perfis quadrados.
A composição do traço de concreto, assim como os materiais utilizados
encontram-se relacionados na tabela 7.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 77
Tabela 7 – Composição do traço elaborado para os ensaios.
CONCRETO AUTO-ADENSÁVEL
Materiais Quantidade para 1m³
DURACEM AD 300 HOLCIM 420 kg
Areia Natural Irineu 397 kg
Areia Artificial Ical 604 kg
Brita 0 Gnaisse 779 kg
TEC MULT 562 3356 ml
GLENIUM 3010 3776 ml
Água Potável 189 l
A figura 55 ilustra o início dos preparativos para a execução do primeiro traço
de concreto, com a separação e pesagem dos materiais.
Figura 55 – Pesagem do material para composição do traço do concreto.
Para a verificação das características do concreto desejado, foi executado o
ensaio de espalhamento no cone de Abrams confirmando altos valores para o teste
do Slump e para o teste do Flow no concreto auto-adensável (Figura 56).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 78
Figura 56 – Ensaio de espalhamento no cone de Abrams para verificação de Slump Test e Flow Test
do concreto auto-adensável.
Visando à execução dos ensaios de verificação do deslocamento do núcleo
de concreto no interior dos perfis metálicos (deslizamento), a concretagem não
preencheu totalmente a altura dos tubos. Como o lançamento foi executado
manualmente, o preenchimento de concreto procurou atingir uma altura máxima de
750 mm, reservando assim no mínimo, 50 mm de altura para o deslizamento entre o
concreto e o aço.
Para o primeiro e o último traço foram moldados 9 corpos-de-prova cilíndricos de
100x200 mm para a determinação da resistência à compressão do concreto (ensaio
destrutivo) aos 14, 24 e 41 dias (Figura 57). A máquina utilizada para a realização
dos ensaios foi a Emic PC200, célula Trd 30, software de computador Tesc versão
2.0 e capeamento da amostra com enxofre.
Ainda no primeiro traço foram moldados mais 3 corpos-de-prova para a
determinação do módulo de elasticidade dinâmico (ensaio não destrutivo) aos 14, 24
e 41 dias.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 79
Figura 57 – Corpo-de-prova de concreto para o ensaio à compressão.
Com o concreto auto-adensável, não foi necessário vibrar o concreto no
interior dos tubos metálicos (Figura 58).
Figura 58 – Preenchimento com concreto dos perfis tubulares.
Enquanto aguardavam-se os 21 dias para o início dos ensaios no Laboratório
de Análise Experimental de Estruturas – LAEES da UFMG, as matrizes foram
cortadas e fornecidas no tamanho aproximado do núcleo de concreto. Como esse
também foi um processo de doação, as matrizes utilizadas foram calculadas para
penetrar nos tubos de menores áreas, ou seja, existiu um contato maior entre o
concreto e o aço para algumas séries no ensaio. As matrizes foram utilizadas para
empurrar somente o concreto nos ensaios de aderência, separando assim, o atuador
hidráulico do perfil tubular metálico. As matrizes apresentam as seguintes medidas:
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 80
• 95 mm de diâmetro para o perfil tubular circular.
• 100 mm de comprimento por 50 mm de largura para o perfil tubular
retangular.
• 75 mm de comprimento por 75 mm de largura para o perfil quadrado.
Todas as matrizes foram cortadas a partir de chapas de aço USI SAC 350,
com espessura de 32 mm (Figura 59).
Figura 59 – Matrizes fabricadas para empurrar o núcleo de concreto nos ensaios.
O início dos ensaios no LAEES ocorreu com a elaboração, preparação,
montagem e calibração dos equipamentos.
Todos os equipamentos foram conectados a uma central de dados para
registrar o andamento dos ensaios experimentais. Após a execução de todos os
ensaios, houve a recalibração dos aparelhos para detectar a existência de um
possível desvio.
Para os ensaios foram utilizados o atuador hidráulico ENERPAC, com
capacidade de carregamento de 100 toneladas (Figuras 60), neoprene e esfera de
aço para simular a ligação como rótula plástica e transdutor de deslocamento (DT),
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 81
com capacidade de leitura de 100 mm, para registrar o deslizamento do núcleo de
concreto no interior dos perfis tubulares.
Figura 60 – Atuador hidráulico utilizado nos ensaios.
A figura 61 ilustra a utilização da borracha de neoprene com uma esfera de
aço, instalado na extremidade do atuador hidráulico, para a simulação o
comportamento de uma rótula plástica.
Figura 61 – Rótula utilizada na extremidade do atuador hidráulico.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 82
O DT foi instalado na parte inferior dos perfis metálicos penetrando no interior
dos tubos até o contato direto com o núcleo de concreto. A figura 62 ilustra a
instalação dos transdutores no pórtico de reação utilizado nos ensaios.
Figura 62 – DT utilizado para medir o deslizamento do concreto no interior dos tubos.
A chapa de aço espessa com abertura central para a passagem do DT, além
de servir de apoio para os corpos-de-prova durante os ensaios, também teve a
função de proteger o equipamento de medição caso houvesse um deslizamento
brusco do núcleo de concreto (Figura 63).
Figura 63 – Chapa de apoio para os ensaios e proteção do DT.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 83
A figura 64 ilustra o posicionamento do corpo-de-prova R1 (perfil tubular
retangular sem a formação da oxidação interna preenchido com concreto) para o
início dos ensaios.
Figura 64 – CP retangular sem pátina preparado para ensaio.
A figura 65 representa a montagem partindo do atuador hidráulico, logo após,
a borracha de neoprene apoiando a matriz em aço destinada à expulsão do núcleo
de concreto e o perfil metálico tubular com seção quadrada.
Figura 65 – Detalhe da parte superior da montagem.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 84
Ligado à saída do atuador hidráulico está instalado a bomba manual, contento
manômetro para monitoração da pressão do equipamento e transdutor de pressão
para leitura do carregamento durante os ensaios (Figura 66).
Figura 66 – Detalhe da bomba manual ligada ao atuador hidráulico.
A visão geral dos ensaios no LAEES na escola de engenharia da
Universidade Federal de Minas Gerais está representado na figura 67.
Figura 67 – Vista geral do ensaio no LAEES.
A central de coleta de dados, computador conectado à placa AC2120 da
LYNX Eletrônica, registrou o tempo de duração de cada ensaio, carregamento
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 85
atingido e deslizamento do concreto no interior dos tubos, através do software
AqDados 7.02 da LYNX Eletrônica (Figura 68).
Figura 68 – Central de coletas de dados durante os ensaios.
Por questões de segurança do ensaio foi posicionada uma peça de madeira
em cada lado do CP na seção longitudinal do pórtico de reação e cantoneiras de
aço, presas com sargento, em ambos os lados na seção transversal (Figura 69).
Figura 69 – Madeira e cantoneiras utilizadas para evitar o tombamento do CP durante os ensaios.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 86
A figura 70 ilustra a simulação gráfica para os ensaios dos perfis tubulares
circulares preenchidos com concreto, com a presença da oxidação interna nas
paredes tubulares.
Figura 70 – Simulação gráfica do ensaio de pilar misto circular com a formação de pátina interna.
Os ensaios foram divididos em três séries:
• Na série 1 foram ensaiados os corpos-de-prova retangulares preenchidos
com concreto aos 22 e 23 dias de moldados.
• A série 2 foi composta por pilares tubulares circulares preenchidos com
concreto moldado há 23 dias.
• Os pilares tubulares com seção quadrada preenchidos com concreto
moldado há 23 dias foram ensaiados na série 3.
Todas as séries apresentaram 6 perfis oxidados internamente e 6 perfis sem a
formação da pátina das paredes internas, sendo que, desses 6 perfis, 3 foram
obtidos pelo processo de fabricação sem costura e 3 do processo com costura. Após
a execução de todos os ensaios o atuador hidráulico foi recalibrado e apresentou
uma variação de 52 kgf para os resultados (a calibração do equipamento ocorreu
antes e depois dos ensaios).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 87
As análises químicas e características dos aços foram fornecidas pelas usinas
siderúrgicas produtoras de cada aço. A composição química dos perfis tubulares
circulares com costura está descrita na tabela 8 para o aço CSN COR 420.
Tabela 8 – Análise Química (%) do aço utilizado nos tubos circulares com costura.
ANÁLISE QUÍMICA (%) DO AÇO DOS TUBOS CIRCULARES COM COSTURA
C Mn P S Si Cu Ni Cr Mo
0,1230 0,6130 0,0180 0,0070 0,2010 0,2540 0,0110 0,6280 0,0020
Sn AL N NB V Ti B Ceq
0,0010 0,0250 0,005100 0,0030 0,0020 0,0020 0,0001 0,3692
As características mecânicas do aço utilizado para os perfis circulares com
costura estão descritos conforme tabela 9.
Tabela 9 – Características do aço utilizado nos tubos circulares com costura.
CARACTERÍSTICAS DO AÇO DOS TUBOS CIRCULARES COM COSTURA
Produto CHAPA AÇO FINA LAMINADA QUENTE EM BOBINA
Especificação CSNCOR420
Qualidade Superfície 2
Acabamento Sem LA
Cond. Borda Universal
Aplain. Restritivo Sem AR
LE_TR 399 MPa
LR_TR 533 MPa
LO/LR_TR 0,75
AL_TR_50mm 32,8%
DOBR_180 OK
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 88
O aço utilizado para a fabricação dos perfis tubulares com costura, seção
retangular e quadrada, foram fornecidos pela CSN e cuja análise química está
descrita na tabela 10.
Tabela 10 – Análise Química (%) dos aços utilizados nos tubos retangulares e quadrados com
costura.
ANÁLISE QUÍMICA (%) DO AÇO DOS TUBOS RETANGULARES E QUADRADOS COM
COSTURA
C Mn P S Si Cu Ni Cr Mo
0,1400 0,6370 0,0160 0,0080 0,2210 0,2670 0,0100 0,6430 0,0020
Sn AL N NB V Ti B Ceq
0,0020 0,0300 0,005000 0,0020 0,0030 0,0020 0,0001 0,3942
Aços com a mesma denominação podem apresentar pequenas variações na
composição química. Essas variações, como pode ser observado na tabela 11,
podem apresentar características mecânicas diferentes para o mesmo aço CSN 420
utilizado na fabricação dos perfis tubulares retangulares e quadrados com costura.
Tabela 11 – Características do aço utilizados nos tubos retangulares e quadrados com costura.
CARACTERÍSTICAS DO AÇO DOS TUBOS RETANGULARES E QUADRADOS COM
COSTURA
Produto CHAPA AÇO FINA LAMINADA QUENTE EM BOBINA
Especificação CSNCOR420
Qualidade Superfície 2
Acabamento Sem LA
Cond. Borda Universal
Aplain. Restritivo Sem AR
LE_TR 425 MPa
LR_TR 539 MPa
LO/LR_TR 0,79
AL_TR_50mm 31,5%
DOBR_180 OK
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 89
A composição química, determinada para os perfis tubulares quadrados,
circulares e retangulares sem costura, estão descritas na tabela 12 para os aços
VMB 350 COR.
Tabela 12 – Composição Química (%) do aço utilizado nos tubos sem costura.
COMPOSIÇÃO QUÍMICA (%) DO AÇO DOS TUBOS SEM COSTURA
C Mn P S Si
0,18 máx. 0,50 a 1,30 0,03 máx. 0,03 máx. 0,15 a 0,40
Cu Cr Ni NB Mo
0,25 a 0,50 0,40 a 0,65 < 0,40 < 0,10 < 0,15
As propriedades mecânicas determinadas pela V&M do Brasil, para os aços
com alta resistência à corrosão, estão descritas na tabela 13. O aço denominado
como patinável só recebe o certificado de qualidade da usina se os valores mínimos
que o aço deve apresentar forem alcançados.
Tabela 13 – Características do aço utilizado nos tubos sem costura.
CARACTERÍSTICAS DO AÇO DOS TUBOS SEM COSTURA
Especificação VMB 350 COR
Normas
ASTM A-500 (tubos quadrados e retangulares)
ASTM A-501 (tubos circulares)
LE_TR > 350 MPa
LR_TR > 485 MPa
LO 50 mm
Mínima 20,0%
4.1.1.1. Módulo de Elasticidade Dinâmico
Segundo AGUILAR et al. (2006), o módulo de elasticidade avalia a resistência
do material à deformação elástica e é uma medida da sua rigidez.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 90
O módulo de elasticidade do concreto pode ser estimado com maior precisão
por ensaios de freqüência ressonante. O módulo é calculado a partir da freqüência
fundamental de vibração, da massa, das dimensões, e da forma do corpo-de-prova
(AGUILAR et al., 2006).
O método utilizado para o presente trabalhou baseou-se na moldagem de 3
corpos-de-prova cilíndricos, retirados do primeiro traço, para os testes de
ressonância do concreto conforme descritos abaixo:
• Diâmetro do corpo-de-prova igual a 100 mm.
• Comprimento do corpo-de-prova igual a 200 mm.
• Área do corpo-de-prova igual a 78,54 cm².
• Idade dos corpos-de-prova de 14, 24 e 41 dias para as séries 1, 2 e 3,
respectivamente.
• Média das massas dos corpos-de-prova igual a 3,63 kg para a série 1.
• Média das massas dos corpos-de-prova igual a 3,62 kg para a série 2.
Média das massas dos corpos-de-prova igual a 3,62 kg para a série 3.
O equipamento utilizado para os ensaios foi o Erudite MKII, onde o corpo-de-
prova é posicionado na posição horizontal realizando os testes de freqüência
ressonante no modo longitudinal (Figura 71).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 91
Figura 71 – Ensaio de módulo de elasticidade dinâmico longitudinal.
Para a determinação do campo de freqüência a ser utilizado foi adotado como
valor de 10 KHz de freqüência ressonante longitudinal aproximada para corpo-de-
prova de concreto 100 x 200 mm extraído para os ensaios.
Os valores determinados para a delimitar o campo de variação da freqüência
foram determinados a partir do gráfico retirado da bibliografia de CNS, 1995 apud
BEZERRA, 2007 (Figura 72). Esses valores foram determinados, entre freqüência
de início (Fs) de 5.000 Hz e freqüência de término (Fe) de 15.000 Hz, por apresentar
uma faixa segura de acordo com o valor obtido no gráfico de aproximadamente
10.000 Hz para um corpo-de-prova de concreto com comprimento de 200 mm de
comprimento.
Após a determinação da freqüência dos corpos-de-prova foi calculado o
módulo de elasticidade dinâmico. Segundo AGUILAR et al. (2006), o concreto de
alto desempenho tende a se comportar de forma homogênea, tendo um
comportamento mais próximo do elástico, o que leva a valores mais próximos dos
módulos estático e dinâmico.
Apesar do fato descrito acima, considerando que o concreto é um compósito
heterogêneo, foram repetidos 10 vezes os ensaios de freqüência ressonante para
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 92
cada corpo-de-prova de modo a minimizar a influência da heterogeneidade nos
resultados.
Figura 72 – Freqüência ressonante longitudinal aproximada (CNS, 1995 apud BEZERRA, 2007).
Além da característica da composição do corpo-de-prova, alguns fatores
podem influenciar nos resultados dos ensaios conforme descrito abaixo:
• Posicionamento do corpo-de-prova.
• Alinhamento entre o equipamento e a amostra.
• Centralização da amostra em relação ao acelerômetro / vibrador.
• Quantidade de gel de contato utilizado no vibrador e acelerômetro.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 93
4.2. Simulação Computacional
A simulação computacional foi realizada no software DEFORM que utiliza o
método dos elementos finitos para a análise das deformações dos materiais. No
software simulou-se o comportamento dos materiais à compressão.
O Método dos Elementos Finitos (MEF) é uma análise matemática que consiste
na discretização de um meio contínuo em pequenos elementos, mantendo as
mesmas propriedades do meio original. Esses elementos são descritos por
equações diferenciais e resolvidos por modelos matemáticos, para que sejam
obtidos os resultados desejados (LOTTI et al., 2006).
Segundo GOMES (2001), as equações lineares ou não-lineares que descrevem
o equilíbrio da estrutura e que precisam ser resolvidas para se obter os
deslocamentos nodais, incógnitas do problema, que são aproximadas por funções
contínuas expressas em termos de variáveis nodais. Estas funções contínuas sobre
cada elemento finito são chamadas de funções de interpolação ou funções de forma
e escolhê-las adequadamente é fundamental para a precisão da análise.
Segundo GOIS e PITERI (2002), duas características devem ser realçadas em
relação ao MEF, ambas decorrentes do fato de ele utilizar uma abordagem
numérica. A primeira característica intrínseca ao MEF é a necessidade de uma
quantidade significativa de dados de entrada e de saída. A segunda está relacionada
ao fato de que numa malha de elementos finitos a regularidade dos elementos
influencia decisivamente o resultado final da solução obtida. Independente do
problema físico estudado, se o MEF estiver envolvido, a atividade de pré-
processamento é sempre necessária, e consiste, entre outras atividades, da
decomposição do domínio do objeto estudado no nível geométrico e topológico.
O desenvolvimento do Método dos Elementos Finitos teve suas origens no final
do século XVIII, quando Gauss propôs a utilização de funções de aproximação para
a solução de problemas matemáticos. Durante mais de um século, diversos
matemáticos desenvolveram teorias e técnicas analíticas para a solução de
problemas, entretanto, pouco se evoluiu devido à dificuldade e à limitação existente
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 94
no processamento de equações algébricas. O desenvolvimento prático desta análise
ocorreu somente muito mais tarde em conseqüência dos avanços tecnológicos, por
volta de 1950, com o advento da computação. Isto permitiu a elaboração e a
resolução de sistemas de equações complexas. Em 1956, Burner, Clough, Martins e
Topp, trabalhando em um projeto de aeronaves para a Boeing, propuseram um
método e análise estrutural, similar ao MEF. Mais tarde, em 1960, estes autores
utilizaram pela primeira vez o nome de Método dos Elementos Finitos, descrevendo-
o. A partir de então, seu desenvolvimento foi exponencial, sendo aplicado em
diversas áreas da Engenharia, Medicina, Odontologia e áreas afins (LOTTI et al.,
2006).
Atualmente, o método dos elementos finitos é uma parte importante e
indispensável em projetos de engenharia. Devido a sua confiabilidade, flexibilidade e
relativa facilidade de implementação computacional, o método é empregado
extensivamente na análise de sólidos e estruturas, transferência de calor e fluídos,
etc., sendo útil em praticamente todos os campos da engenharia (GOMES, 2001).
Geralmente, nos softwares de engenharia instalados em microcomputadores
que utilizam o MEF, encontram-se os seguintes tipos de elementos:
• Elementos de barras para modelar vigas, pilares e grelhas.
• Elementos de placa, onde o carregamento axial está atuando
perpendicularmente ao plano do elemento, que modelam lajes.
• Elementos de chapas onde o carregamento atua no mesmo plano do
elemento.
• Elementos de casca nas formas retangulares e triangulares onde os nós
encontram-se nos vértices ou com nós intermediários nos lados.
• Elementos sólidos para modelar blocos de fundações.
• Elementos especiais para simular recalques, ligações rígidas ou situações
especiais de rigidez.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 95
Para esse estudo, as simulações no DEFORM (software utilizado) foram
divididas em quatro séries:
• O método para a primeira série foi executar o carregamento em pilares
tubulares circulares preenchidos, sujeitos à compressão, somente no
núcleo de concreto.
• O carregamento, para a série 2, foi aplicando no conjunto (aço e
concreto).
• A série 3 teve o objetivo de estudar os comportamentos dos materiais
separadamente, aplicando o carregamento na amostra em concreto e no
perfil metálico.
• O método destinado para a série 4 foi simular os ensaios experimentais
utilizando as tensões de aderência obtidos para os perfis tubulares
circulares preenchidos sem costura.
A figura 73 apresenta o início do lançamento dos desenhos no software, os
passos seguidos para a simulação foram os seguintes:
• Desenho do núcleo de concreto.
• Desenho do perfil tubular envolvendo o núcleo de concreto.
• Definição da malha dos elementos.
• Definição das características dos materiais utilizados.
• Desenho das matrizes superiores e inferiores e determinação de seus
movimentos.
• Definição do atrito entre os materiais.
• Demais configurações internas do software.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 96
• Simulação do conjunto.
• Variação de alguns parâmetros para comparação de resultados.
• Nova simulação.
Figura 73 – Tela inicial do pré-processador do DEFORM.
A configuração do programa é definida no pré-processador caracterizando o tipo
de objeto a ser simulado (perfil tubular cilíndrico de aço preenchido com concreto), a
geometria dos elementos (axissimétrica), o espaçamento e distribuição dos
elementos na malha (4.240 elementos para a malha do núcleo de concreto e 640
para o perfil metálico distribuídos uniformemente) e a seleção do sistema de
unidades (Sistema Internacional de Unidades), conforme ilustrado na figura 74.
Figura 74 – Controle de simulação do pré-processador do DEFORM.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 97
A escolha do aço, através da biblioteca do DEFORM para o perfil tubular circular
sem costura, foi o aço com baixo teor de carbono AISI 1010 devido à proximidade
das características mecânicas em comparação com os aços utilizados nos ensaios
experimentais.
Apesar do traço elaborado para os ensaios experimentais estimar o fck do
concreto em 50 MPa, os concretos inseridos na biblioteca de materiais do DEFORM,
conforme figura 75, foi para as resistências à compressão de 35 MPa, 50 MPa e 65
MPa.
Figura 75 – Inserção dos concretos no DEFORM.
As características do concreto foram determinadas a partir dos ensaios de
módulo de elasticidade estático, com base na curva tensão-deformação, retiradas da
bibliografia de BEZERRA (2007) representado na figura 76.
Segundo AGUILAR et al. (2006), o módulo de elasticidade pode ser definido
através da lei de Hooke. Esta lei descreve matematicamente o comportamento dos
materiais, nos quais a deformação é praticamente proporcional à tensão quando as
deformações são pequenas.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 98
Figura 76 – Inserção da tensão e deformação do concreto no software DEFORM.
Os dados introduzidos no DEFORM, para as matrizes destinadas a simular o
efeito do carregamento axial do atuador hidráulico, serão materiais considerados
indeformáveis pelo software.
A simulação foi elaborada seguindo os seguintes requisitos:
• Pilares mistos circulares sem costura preenchidos com concreto de 35
MPa sob carregamento apenas no núcleo de concreto para os
coeficientes de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60
MPa.
• Pilares mistos circulares sem costura preenchidos com concreto de 35
MPa sob carregamento no conjunto (aço e concreto) para os coeficientes
de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60 MPa.
• Núcleo de concreto com fck de 35 MPa sob carregamento à compressão.
• Pilares mistos circulares sem costura preenchidos com concreto de 50
MPa sob carregamento apenas no núcleo de concreto para os
coeficientes de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60
MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 99
• Pilares mistos circulares sem costura preenchidos com concreto de 50
MPa sob carregamento no conjunto (aço e concreto) para os coeficientes
de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60 MPa.
• Núcleo de concreto com fck de 50 MPa sob carregamento à compressão.
• Pilares mistos circulares sem costura preenchidos com concreto de 65
MPa sob carregamento apenas no núcleo de concreto para os
coeficientes de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60
MPa.
• Pilares mistos circulares sem costura preenchidos com concreto de 65
MPa sob carregamento no conjunto (aço e concreto) para os coeficientes
de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60 MPa.
• Núcleo de concreto com fck de 65 MPa sob carregamento à compressão.
• Perfis tubulares circulares em aço com fy de 350 MPa sob carregamento
à compressão.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 100
5. RESULTADOS E ANÁLISE
5.1. Ensaio de Resistência à Compressão do Concreto
Os resultados dos ensaios de resistência à compressão, dos corpos-de-prova
com idade de 14, foram descritos na tabela 14.
Tabela 14 – Carga de ruptura dos corpos-de-prova aos 14 dias, capeados com enxofre.
Concreto 14 dias
Carga de ruptura
(N)
Tensão de ruptura
(MPa)
CP 1 474690 60
CP 2 317696 40
CP 3 396610 50
Média 396287 50,46
Desvio Padrão 78502 9,995
Coefic. Var. (%) 19,81 19,81
Mínimo 317735 40,45
Máximo 474642 60,44
A média das resistências apresentou dentro da expectativa, pois o concreto foi
elaborado para atingir um fck igual a 50 MPa. Aos 24 dias de idade foi executado o
ensaio à compressão de mais 3 corpos-de-prova. Os dados obtidos estão descritos
na tabela 15.
Tabela 15 – Carga de ruptura dos corpos-de-prova aos 24 dias, capeados com enxofre.
Concreto 24 dias
Carga de ruptura
(N)
Tensão de ruptura
(MPa)
CP 1 415351 53
CP 2 347773 44
CP 3 470386 60
Média 411193 52,35
Desvio Padrão 61409 7,819
Coefic. Var. (%) 14,94 14,94
Mínimo 347744 44,28
Máximo 470425 59,89
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 101
O comportamento do concreto com idade de 24 dias, à compressão, foi bem
semelhante ao encontrado no ensaio anterior, tanto na questão de variação de fck,
quanto no modo de ruptura. Apesar da idade, a média não aumentou
expressivamente, resultando em 52 MPa.
Apesar da média permanecer em um mesmo patamar, os resultados variaram
muito entre os corpos-de-prova para cada série, sendo que o primeiro CP da série
apresentou uma resistência à compressão de 53 MPa, o segundo de 44 MPa e o
terceiro de 60 MPa.
Mais 3 corpos-de-prova foram ensaiados à compressão com idade de 41 dias de
moldados. Os dados obtidos estão descritos na tabela 16.
Tabela 16 – Carga de ruptura dos corpos-de-prova aos 41 dias, capeados com enxofre.
Concreto 41 dias
Carga de ruptura
(N)
Tensão de ruptura
(MPa)
CP 1 409143 52
CP 2 614131 78
CP 3 458451 58
Média 493863 62,89
Desvio Padrão 97184 13,62
Coefic. Var. (%) 21,66 21,66
Mínimo 409133 52,09
Máximo 614092 78,19
O primeiro corpo-de-prova atingiu uma resistência à compressão de 52 MPa, os
CPs 2 e 3 apresentaram uma resistência de 78 MPa e 58 MPa respectivamente.
Os resultados encontrados para a resistência à compressão variaram muito
dentro de cada série entre os corpos-de-prova.
Um dos motivos pode estar relacionado com o processo de cura do concreto,
pois não houve, após a moldagem, nenhum tipo de cura para os corpos-de-prova. O
efeito de retração por secagem ou contração térmica, atuando na pasta e no
agregado, também pode ter originado microfissuras nos corpos-de-prova causando
essa variação de resistência.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 102
Outro fator relevante que deve ser considerado, está relacionado com a
porosidade do concreto, originada através da adição de aditivos para resultar em um
concreto auto-adensável. A porosidade dos constituintes provoca a propagação de
trincas, afetando assim, a propriedade do concreto.
Todos os corpos-de-prova apresentaram rupturas bruscas e com formato
geométrico cônico, conforme ilustrado na figura 77.
Figura 77 – Ruptura do CP1, capeado com enxofre, aos 14 dias de idade.
5.2. Módulo de Elasticidade Dinâmico
O resultado dos ensaios do módulo de elasticidade dinâmico é, na verdade, a
média das repetições de 10 séries para cada amostra.
A tabela 17 apresenta os resultados do módulo de elasticidade dinâmico para os
corpos-de-prova com 14 dias de moldados.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 103
Tabela 17 – Resultados dos ensaios de módulo de elasticidade dinâmico para 3 corpos-de-prova aos
14 dias da série 1.
Série_CP Tentativa
Fs
(Hz)
Fe
(Hz)
Fr Fl Fh Q
Ed
(MN/m²)
Ed
(GPa)
1_1 1 5000 15000 10200 10160 10740 17,59 38,388 38,39
1_1 2 5000 15000 10200 10160 10740 17,59 38,388 38,39
1_1 3 5000 15000 10200 10160 10740 17,59 38,388 38,39
1_1 4 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_1 5 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_1 6 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_1 7 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_1 8 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_1 9 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_1 10 5000 15000 10200 10160 10720 18,21 38,388 38,39
1_2 1 5000 15000 10.180 10.000 10.620 16,42 38.238 38,24
1_2 2 5000 15000 10.180 10.040 10.580 18,85 38.238 38,24
1_2 3 5000 15000 10.180 10.080 10.560 21,21 38.238 38,24
1_2 4 5000 15000 10.140 10.020 10.520 20,28 37.938 37,94
1_2 5 5000 15000 10.160 9.960 10.520 18,14 38.088 38,09
1_2 6 5000 15000 10.180 9.960 10.560 16,97 38.238 38,24
1_2 7 5000 15000 10.180 10.120 10.580 22,13 38.238 38,24
1_2 8 5000 15000 10.160 9.960 10.520 18,14 38.088 38,09
1_2 9 5000 15000 10.180 9.980 10.520 18,85 38.238 38,24
1_2 10 5000 15000 10.160 10.060 10.520 22,09 38.088 38,09
1_3 1 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.388 38,39
1_3 2 5000 15000 10.200 10.200 10.600 25,50 38.388 38,39
1_3 3 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.388 38,39
1_3 4 5000 15000 10.200 10.200 10.600 25,50 38.388 38,39
1_3 5 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.388 38,39
1_3 6 5000 15000 10.200 10.200 10.600 25,50 38.388 38,39
1_3 7 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.388 38,39
1_3 8 5000 15000 10.200 10.200 10.600 25,50 38.388 38,39
1_3 9 5000 15000 10.200 10.200 10.600 25,50 38.388 38,39
1_3 10 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.388 38,39
Considerando a média dos resultados, o módulo de elasticidade do concreto aos
14 dias é de 38,31 GPa.
A tabela 18 apresenta os resultados do módulo de elasticidade dinâmico para os
corpos-de-prova com 24 dias de moldados.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 104
Tabela 18 – Resultados dos ensaios de módulo de elasticidade dinâmico para 3 corpos-de-prova aos
24 dias da série 2.
Série_CP Tentativa
Fs
(Hz)
Fe
(Hz)
Fr Fl Fh Q
Ed
(MN/m²)
Ed
(GPa)
2_1 1 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.369 38,37
2_1 2 5000 15000 10.200 10.200 10.640 23,18 38.369 38,37
2_1 3 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.369 38,37
2_1 4 5000 15000 10.200 10.200 10.640 23,18 38.369 38,37
2_1 5 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.369 38,37
2_1 6 5000 15000 10.200 10.200 10.620 24,29 38.369 38,37
2_1 7 5000 15000 10.200 10.200 10.640 23,18 38.369 38,37
2_1 8 5000 15000 10.200 10.200 10.640 23,18 38.369 38,37
2_1 9 5000 15000 10.200 10.200 10.640 23,18 38.369 38,37
2_1 10 5000 15000 10.200 10.200 10.640 23,18 38.369 38,37
2_2 1 5000 15000 10.260 10.220 10.640 24,43 38.822 38,82
2_2 2 5000 15000 10.260 10.220 10.620 25,65 38.822 38,82
2_2 3 5000 15000 10.260 10.200 10.680 21,38 38.822 38,82
2_2 4 5000 15000 10.260 10.200 10.680 21,38 38.822 38,82
2_2 5 5000 15000 10.280 10.220 10.620 25,70 38.973 38,97
2_2 6 5000 15000 10.280 10.220 10.620 25,70 38.973 38,97
2_2 7 5000 15000 10.280 10.220 10.620 25,70 38.973 38,97
2_2 8 5000 15000 10.260 10.200 10.680 21,38 38.822 38,82
2_2 9 5000 15000 10.260 10.200 10.640 23,32 38.822 38,82
2_2 10 5000 15000 10.260 10.200 10.640 23,32 38.822 38,82
2_3 1 5000 15000 10.220 10.220 10.620 25,55 38.520 38,52
2_3 2 5000 15000 10.240 10.220 10.620 25,60 38.671 38,67
2_3 3 5000 15000 10.220 10.220 10.620 25,55 38.520 38,52
2_3 4 5000 15000 10.240 10.220 10.620 25,60 38.671 38,67
2_3 5 5000 15000 10.220 10.220 10.620 25,55 38.520 38,52
2_3 6 5000 15000 10.240 10.220 10.640 24,38 38.671 38,67
2_3 7 5000 15000 10.240 10.220 10.640 24,38 38.671 38,67
2_3 8 5000 15000 10.240 10.220 10.620 25,60 38.671 38,67
2_3 9 5000 15000 10.220 10.220 10.620 25,55 38.520 38,52
2_3 10 5000 15000 10.220 10.220 10.620 25,55 38.520 38,52
A média considerada para o concreto na idade dos ensaios, 24 dias, é de 38,54
GPa. Comparando com os resultados anteriores, não houve acréscimo expressivo
no valor da média obtida.
A tabela 19 apresenta os resultados do módulo de elasticidade dinâmico para os
corpos-de-prova com 41 dias de moldados.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 105
Tabela 19 – Resultados dos ensaios de módulo de elasticidade dinâmico para 3 corpos-de-prova aos
41 dias da série 3.
Série_CP Tentativa
Fs
(Hz)
Fe
(Hz)
Fr Fl Fh Q
Ed
(MN/m²)
Ed
(GPa)
3_1 1 5000 15000 10220 10200 10680 21,29 38,502 38,50
3_1 2 5000 15000 10220 10200 10680 21,29 38,502 38,50
3_1 3 5000 15000 10220 10200 10660 22,22 38,502 38,50
3_1 4 5000 15000 10220 10200 10660 22,22 38,502 38,50
3_1 5 5000 15000 10220 10200 10660 22,22 38,502 38,50
3_1 6 5000 15000 10240 10200 10680 21,33 38,653 38,65
3_1 7 5000 15000 10240 10200 10680 21,33 38,653 38,65
3_1 8 5000 15000 10240 10200 10680 21,33 38,653 38,65
3_1 9 5000 15000 10240 10200 10680 21,33 38,653 38,65
3_1 10 5000 15000 10240 10200 10680 21,33 38,653 38,65
3_2 1 5000 15000 10.320 10.200 10.800 17,20 39.259 39,26
3_2 2 5000 15000 10.300 10.200 10.780 17,76 39.107 39,11
3_2 3 5000 15000 10.320 10.200 10.800 17,20 39.259 39,26
3_2 4 5000 15000 10.320 10.200 10.800 17,20 39.259 39,26
3_2 5 5000 15000 10.340 10.200 10.800 16,68 39.411 39,41
3_2 6 5000 15000 10.340 10.200 10.820 16,68 39.411 39,41
3_2 7 5000 15000 10.340 10.200 10.820 16,68 39.411 39,41
3_2 8 5000 15000 10.340 10.200 10.820 16,68 39.411 39,41
3_2 9 5000 15000 10.320 10.200 10.820 16,65 39.259 39,26
3_2 10 5000 15000 10.320 10.200 10.800 17,20 39.259 39,26
3_3 1 5000 15000 10.380 10.260 10.780 19,96 39.717 39,72
3_3 2 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 3 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 4 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 5 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 6 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 7 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 8 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 9 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
3_3 10 5000 15000 10.380 10.300 10.780 21,62 39.717 39,72
Aos 41 dias, a média dos valores obtidos é de 39,20 GPa, como esperado, o
módulo de elasticidade dinâmico cresceu com o aumento da idade do concreto.
5.3. Análise Experimental
Os resultados obtidos nos ensaios estão descritos nas tabelas 20, 21 e 22. Os
comportamentos para o deslizamento, carregamento máximo alcançado e
características das curvas, carregamento versus deslizamento, serão discutidos
nesse capítulo, assim como os resultados analisados. Os resultados experimentais
para todos os modelos ensaiados estão documentados no Apêndice I.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 106
Tabela 20 – Resultados experimentais da série 1 (perfis tubulares retangulares preenchidos).
Série Costura Oxidação
Comprimento
Tubo (mm)
Distância
sem concreto
(mm)
Carga máx.
(N)
Deslizamento
DT máx.(mm)
Tempo
(s)
Tensão de
Aderência
(MPa)
1_R1 Não Não 800 55 246766 23,56 1620,0 0,93
1_R2 Não Não 800 55 230610 13,03 968,00 0,87
1_R3 Não Não 800 55 192729 20,07 433,00 0,73
1_R4 Não Sim 805 55 426940 10,00 766,60 1,60
1_R5 Não Sim 800 60 463384 2,58 1160,0 1,76
1_R6 Não Sim 800 55 292623 19,29 383,40 1,11
1_R7 Sim Sim 805 65 311144 10,29 244,20 1,16
1_R8 Sim Sim 805 55 323858 19,95 238,00 1,19
1_R9 Sim Sim 805 55 341404 11,17 379,80 1,26
1_R10 Sim Não 800 55 212646 16,32 298,80 0,79
1_R11 Sim Não 800 55 256689 14,33 423,60 0,95
1_R12 Sim Não 805 70 246620 15,23 251,00 0,93
Tabela 21 – Resultados experimentais da série 2 (perfis tubulares circulares preenchidos).
Série Costura Oxidação
Comprimento
Tubo (mm)
Distância
sem concreto
(mm)
Carga máx.
(N)
Deslizamento
DT máx.(mm)
Tempo
(s)
Tensão de
Aderência
(MPa)
2_R13 Não Não 800 85 370839 9,13 384,80 1,55
2_R14 Não Não 805 100 266532 10,61 166,60 1,13
2_R15 Não Não 800 80 366669 10,51 253,60 1,53
2_R16 Não Sim 800 75 356779 10,00 267,80 1,47
2_R17 Não Sim 800 90 402734 10,42 456,60 1,70
2_R18 Não Sim 800 75 402597 10,27 516,40 1,66
2_R19 Sim Não 805 85 220914 10,80 229,20 0,93
2_R20 Sim Não 800 90 175734 10,46 144,20 0,75
2_R21 Sim Não 800 95 359633 10,88 287,00 1,55
2_R22 Sim Sim 805 90 450957 10,54 414,40 1,92
2_R23 Sim Sim 800 85 499871 2,75 460,20 2,12
2_R24 Sim Sim 800 70 396804 10,79 325,00 1,65
Tabela 22 – Resultados experimentais da série 3 (perfis tubulares quadrados preenchidos).
Série Costura Oxidação
Comprimento
Tubo (mm)
Distância
sem concreto
(mm)
Carga máx.
(N)
Deslizamento
DT máx.(mm)
Tempo
(s)
Tensão de
Aderência
(MPa)
3_R25 Não Não 800 75 406989 10,00 277,80 1,58
3_R26 Não Não 800 80 333412 10,51 336,80 1,30
3_R27 Não Não 800 80 357223 10,00 234,60 1,40
3_R28 Não Sim 800 80 357142 10,00 315,00 1,40
3_R29 Não Sim 800 70 523354 2,05 625,60 2,02
3_R30 Não Sim 790 65 524201 10,26 603,40 2,04
3_R31 Sim Não 800 70 100733 11,04 137,00 0,38
3_R32 Sim Não 800 65 158344 10,50 202,00 0,60
3_R33 Sim Não 805 75 163738 10,52 142,80 0,62
3_R34 Sim Sim 800 75 336165 10,62 305,00 1,28
3_R35 Sim Sim 805 75 319861 11,43 236,40 1,21
3_R36 Sim Sim 800 75 360760 10,16 190,60 1,37
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 107
As áreas de cada material que compõe o perfil tubular preenchido seguem
descritas na tabela 23:
Tabela 23 – Área de cada material que compõe o perfil tubular preenchido.
Perfil Tubular Área Total (mm²) Área Aço (mm²) Área Concreto (mm²)
Retangular sem costura 9677,40 2437,12 7240,28
Retangular com costura 9600,00 1809,75 7790,25
Circular sem costura 10260,85 1386,07 8874,78
Circular com costura 10260,85 1634,77 8626,08
Quadrado sem costura 10322,56 2437,12 7885,44
Quadrado com costura 10000,00 1809,75 8190,25
A partir dos dados tabulados e analisados, foram elaborados os gráficos de
carregamento versus deslizamento de todas as séries. O objetivo foi comparar de
maneira objetiva, os resultados entre os corpos-de-prova com as mesmas
características e analisar a possibilidade de agrupar os de comportamentos
semelhantes.
A medida do comprimento de cada corpo-de-prova, assim como a distância sem
concreto no interior do perfil metálico, foram coletadas utilizando uma trena antes
dos ensaios no laboratório.
As figuras 78 e 79 apresentam os gráficos para os perfis tubulares retangulares
sem e com costura, respectivamente, sendo 3 amostras contendo a oxidação interna
e 3 com a superfície interna limpa para cada figura. A denominação de cada CP está
descrita na tabela 20.
Nota-se a semelhança no comportamento entre as curvas, carregamento versus
deslizamento, para perfis com as mesmas características apesar da não
uniformidade durante a formação da pátina. Além disso, os perfis oxidados
internamente alcançaram valores de carregamento superiores aos dos perfis sem a
formação da pátina.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 108
Figura 78 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova retangulares sem costura.
Figura 79 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova retangulares com costura.
Percebe-se um aumento significativo do carregamento para os perfis
retangulares sem costura com pequenos deslocamentos. A perda da aderência por
adesão é instantânea com o início dos deslocamentos, a partir deste ponto, a
aderência química e a aderência mecânica atuam no conjunto. Nota-se a perda da
atuação da aderência química quando a curva do carregamento atingi o pico e
mantém a força para os deslocamentos subseqüentes.
Os valores da tensão de aderência foram semelhantes para perfis com as
mesmas características. Comparando os perfis oxidados com os não oxidados
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 109
internamente, as diferenças dos valores foram bem visíveis. É recomendado na NBR
14323 – Dimensionamento de estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio
– Procedimento, para a determinação da resistência de cálculo devida à aderência
entre o aço e o concreto, o valor da tensão de aderência de 0,4 MPa para seções
preenchidas com concreto. Analisando os resultados obtidos na série 1, o menor
valor para a tensão foi superior a 82% em relação à norma brasileira. Observa-se
que o valor recomendado é bem conservador conforme ilustrado nas figuras 80 e 81.
Figura 80 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova retangulares sem
costura.
Figura 81 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova retangulares com
costura.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 110
Os perfis sem e com costura, oxidados internamente, apresentaram
aproximadamente valores 4 e 3 vezes maiores em relação aos sugeridos na norma
NBR 14323:99, respectivamente.
A figura 82 apresenta o gráfico Carregamento versus Deslizamento da série 2
para os perfis tubulares circulares sem costura. Os valores, apesar de maiores para
os perfis com a formação de pátina superficial interna, apresentaram comportamento
das curvas bem semelhantes aos dos perfis sem a presença de oxidação.
A série 2 teve menos variabilidade nos corpos-de-prova. Os perfis apresentam
os mesmos diâmetros, variando apenas, a espessura das paredes dos perfis em
0,75 mm. Conseqüentemente a área do núcleo de concreto para o perfil com costura
é de 8626,08
mm² e a área do perfil sem costura é de 8874,78 mm².
Analisando o comportamento das curvas dos modelos CP1_R17 e CP1_R18 na
figura 82, percebe-se que houve um decréscimo no carregamento de forma
acentuada após a perda da aderência química. O previsto seria manter o
carregamento em valores constantes por causa da atuação da aderência mecânica.
Esse fato pode estar relacionado à não uniformidade da formação da pátina interna
ocorrendo um desprendimento localizado da camada de oxidação. Desse ponto, até
o início da uniformidade do carregamento, é possível afirmar a existência da
aderência dos materiais por atrito e mecânica.
Figura 82 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova circulares sem costura.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 111
A figura 83 apresenta o gráfico Carregamento versus Deslizamento da série 2
para os perfis tubulares circulares com costura.
Os valores dos carregamentos para o CP1_R19 e CP1_R20 apresentaram
valores bem próximos. O comportamento da curva do CP1_R21, apesar da
semelhança com os outros corpos-de-prova com as mesmas características (sem a
formação da oxidação interna), atingiu o valor de carregamento equivalente ao
patamar dos perfis com a presença de oxidação interna.
Figura 83 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova circulares com costura.
O gráfico Carregamento versus Tensão de Aderência da série 2 para os perfis
tubulares circulares sem costura estão representados na figura 84. A proximidade
dos valores para a tensão de aderência é a principal característica dessa série.
Esse fato se deve à seção geométrica e a proximidade das áreas internas,
resultado da transferência uniforme e distribuída do carregamento através do núcleo
de concreto para as paredes dos tubos. Os resultados foram entre 3 a 4 vezes
superiores ao valor estabelecido na norma brasileira para o cálculo de estruturas
tubulares preenchidas com concreto.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 112
Figura 84 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova circulares sem
costura.
O gráfico Carregamento versus Tensão de Aderência da série 2 para os perfis
tubulares circulares com costura estão representados na figura 85.
Os valores para a tensão de aderência apresentaram valores bem discrepantes
aos observados para os perfis circulares sem costura. Os resultados foram entre 4 a
5 vezes superiores ao valor estabelecido na norma brasileira para o cálculo de
estruturas tubulares preenchidas com concreto.
Figura 85 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova circulares com
costura.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 113
Os corpos-de-prova com a presença da pátina interna, maior espessura e menor
área de confinamento do concreto apresentaram maiores carregamentos em relação
à aderência.
O comportamento da série 3, perfis tubulares com seção quadrada, seguiu a
mesma linha das outras séries. O gráfico Carregamento versus Deslizamento está
representado nas figuras 86 e 87 para os tubos sem e com costura.
Figura 86 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova quadrados sem costura.
As curvas, na figura 86, para os CP1_R25, CP1_R27 e CP1_R28 não foram
representadas no gráfico por erro na transferência de dados entre o coletor de dados
e o software adotado. Os valores descritos na tabela 22 foram coletados durante o
ensaio para o maior carregamento e deslocamento final.
O comportamento dos modelos CP1_R25 e CP1_R27 foram semelhantes ao
comportamento do CP1_R26, sendo os valores de carregamento bem próximos. A
característica da curva do CP1_R28 foi semelhante ao do CP1_R30, mas o valor do
carregamento obtido apresentou-se no patamar dos perfis sem a presença da
formação interna da oxidação.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 114
Figura 87 – Gráfico Carregamento x Deslizamento dos corpos-de-prova quadrados com costura.
A principal característica da série com costura foi a grande variação na resposta
da aderência, entre o aço e o concreto, comparando os perfis tubulares com e sem a
formação da oxidação superficial interna.
Apesar do CP R31 apresentar o valor da tensão de aderência menor que o
recomendado na norma brasileira, a média dos três corpos-de-prova com as
mesmas características foi de 0,53 MPa.
Para os 3 perfis com costura, sem a formação da pátina, a aderência por adesão
e a química foram eliminadas antes de atingir 1 mm de deslizamento do concreto.
Esse fato não ocorreu em nenhum modelo, apresentando assim, valores bem abaixo
em relação a todos ensaios.
A explicação para o ocorrido está relacionada com o processo de produção do
perfil tubular metálico. Para a transformação do perfil tubular com seção cilíndrica
para a seção quadrada é utilizado um lubrificante para reduzir o desgaste excessivo
das matrizes durante o processo. Esse óleo permanece impregnado na superfície do
perfil metálico, tanto internamente quanto externamente após a fabricação.
Para os ensaios, todos os perfis foram lavados e separados devido a sua
utilização, mas para esse caso, a limpeza superficial interna pode ter deixado algum
vestígio de oleamento na parede interna desses tubos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 115
A maior probabilidade de resquícios de óleo estaria nos perfis separados e
estocados em ambiente coberto e seco, destinados a não formação da oxidação
superficial interna. Para os perfis expostos às intempéries (variações do tempo como
chuva e sol), destinados a formação da pátina, e adicionado à aplicação da solução
de percloreto de ferro para acelerar o processo, caso houvesse algum oleamento na
superfície do aço, o mesmo seria eliminado naturalmente.
Analisando os resultados e comparando com o processo de limpeza executado
nos perfis após o recebimento, com água e sabão em pó diluído, é recomendado
fazer novos ensaios experimentais para os perfis tubulares quadrados com costura
preenchidos com concreto de 50 MPa a fim de verificar os dados obtidos nesse
trabalho.
As figuras 88 e 89 ilustram os gráficos Carregamento versus Tensão de
Aderência dos corpos-de-prova da série 3, sem e com costura, respectivamente.
Figura 88 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova quadrados sem
costura.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 116
Figura 89 – Gráfico Carregamento x Tensão de Aderência dos corpos-de-prova quadrados com
costura.
Comparando os 2 gráficos acima, para os perfis com e sem costura, os valores
dos corpos-de-prova CP1_R31, CP1_R32 e CP1_R33 estão bem discrepantes dos
outros valores obtidos na série 3, que apresentam no mínimo, 150% do valor
sugerido na norma brasileira.
Todas as séries apresentaram evidências em comum. A capacidade de retenção
de carga na fase pós-pico, para todos os corpos-de-prova foram bem significativas,
demonstrando assim, a importância da relação entre carregamento e deslizamento
no comportamento de pilares mistos.
A resistência média dos 3 corpos-de-prova da série 1 foi de 223.368,81 N e
238.652,08 N para os perfis sem e com costura, respectivamente, ambos sem a
formação da oxidação interna, enquanto a média dos 3 com a formação da pátina
foram de 394.316,47 N e 325.468,88 N para perfis sem e com costura.
A resistência média dos 3 corpos-de-prova da série 2 foi de 334.680,37 N e
252.093,66 N para os perfis sem e com costura, respectivamente, ambos sem a
formação da oxidação interna, enquanto a média dos 3 com a formação da pátina
foram de 387.369,93 N e 449.210,86 N para perfis sem e com costura.
A resistência média dos 3 corpos-de-prova da série 3 foi de 365.875,03 N e
140.938,72 N para os perfis sem e com costura, respectivamente, ambos sem a
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 117
formação da oxidação interna, enquanto a média dos 3 com a formação da pátina
foram de 468.232,39 N e 338.929,00 N para perfis sem e com costura.
É possível afirmar, comparando os perfis tubulares com costura (seções
geométricas diferentes com áreas de confinamento do concreto aproximadas), que
os perfis circulares apresentam maiores valores de carregamento em relação aos
perfis quadrados e os perfis retangulares.
O resultado da série dos perfis tubulares com seção quadrada demonstrou a
relação entre a área de confinamento do concreto com o carregamento. Quanto
menor a área do núcleo de concreto, maior será o carregamento para deslizar o
concreto.
Comparando os perfis tubulares quadrados sem costura (área de concreto de
7885,44 mm² e espessura de parede do aço de 6,4 mm) com os perfis retangulares
com costura (área de concreto de 7790,25 mm² e espessura de parede do aço de
4,75 mm) é possível afirmar que a seção e a espessura influenciam na tensão de
aderência entre os materiais.
5.4. Análise Numérica
A simulação computacional foi dividida em 3 séries:
• A série 1 é destinada à aplicação de carregamento axial, apenas no
núcleo de concreto de pilares tubulares circulares preenchidos, para
verificar a resistência à compressão.
• A série 2 é caracterizada pelo carregamento no conjunto dos pilares
tubulares circulares preenchidos (aço e concreto) sujeitos à compressão.
• A série 3 é destinada à aplicação do carregamento nos indivíduos
separadamente, foi verificado o comportamento dos perfis metálicos
isoladamente e dos núcleos de concreto com as variações de fck.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 118
A simulação computacional teve início com o desenho da série 1. Essa série
contém 15 simulações por causa da variação da resistência à compressão do
concreto e do coeficiente de atrito entre o aço e o concreto. Foram simulados os
concretos com resistência à compressão de 35 MPa, 50 MPa e 65 MPa e para cada
um, coeficiente de atrito de 0,12 MPa, 0,24 MPa, 0,36 MPa, 0,48 MPa e 0,60 MPa.
Os valores adotados para a simulação no software foram adotados a partir da
recomendação da norma brasileira NBR 14323 – Dimensionamento de estruturas de
aço de edifícios em situação de incêndio – Procedimento, que define a tensão de
aderência entre 0,2 a 0,6 MPa para pilares mistos, sendo que, o valor para pilares
preenchidos é de 0,4 MPa. Os dados da simulação da série 1, como resistência à
compressão e deslocamento do conjunto, estão descritos na tabela 24.
Tabela 24 – Resultados da simulação do pilar tubular circular preenchido com carregamento atuando
somente no núcleo de concreto.
Série fck (MPa) Atrito (MPa) Carga (N) Raio (mm) Tensão (MPa) Deslocamento (mm)
1_35_12 35 0,12 405x10³ 0,53 45,89 1,19
1_35_24 35 0,24 502 x10³ 0,53 56,89 1,55
1_35_36 35 0,36 519 x10³ 0,53 58,81 1,67
1_35_48 35 0,48 526 x10³ 0,53 59,61 1,58
1_35_60 35 0,60 525 x10³ 0,53 59,49 1,55
1_50_12 50 0,12 560 x10³ 0,53 63,46 1,48
1_50_24 50 0,24 548 x10³ 0,53 62,10 1,27
1_50_36 50 0,36 631 x10³ 0,53 71,50 1,67
1_50_48 50 0,48 665 x10³ 0,53 75,36 1,66
1_50_60 50 0,60 642 x10³ 0,53 72,75 1,55
1_65_12 65 0,12 699 x10³ 0,53 79,21 1,63
1_65_24 65 0,24 781 x10³ 0,53 88,50 1,79
1_65_36 65 0,36 778 x10³ 0,53 88,16 1,78
1_65_48 65 0,48 774 x10³ 0,53 87,71 1,90
1_65_60 65 0,60 749 x10³ 0,53 84,87 1,63
As resistências à compressão e deformações foram extraídas com base nos
gráficos de carregamento versus deslocamento, gerados por todas as opções da
série 1 pelo software (Figura 90).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 119
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 90 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 1 para tensões
de aderência de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 120
O DEFORM gera vistas axissimétricas, após as simulações, são gerados dados
capazes de verificar o comportamento de cada material envolvido no estudo. Para a
série 1, foi analisada a tensão efetiva em todos os componentes dos pilares
tubulares preenchidos.
Apesar da aplicação do carregamento só ocorrer no núcleo de concreto, o
software consegue simular a situação real do comportamento das paredes do perfil
metálico por causa da transferência de tensões (Figura 91).
A transferência do carregamento ocorre de modo uniforme e distribuído na parte
central do perfil tubular por parte do núcleo de concreto. Nota-se que na extremidade
onde o perfil é mais solicitado, o carregamento do núcleo de concreto é mínimo.
Percebe-se que a resistência à compressão dos corpos-de-prova aumentou com
o aumento do valor do coeficiente de atrito entre o aço e o concreto até os 0,48
MPa, após esse valor, a resistência manteve-se em um valor menor bem próximo.
Em todos os casos da série 1, o núcleo de concreto apresentou, na região
próxima às extremidades em direção ao centro, uma não uniformidade de
carregamento. Os valores dessas regiões são próximos de zero.
Outro fator importante observado foi à transferência do carregamento através do
núcleo de concreto para as paredes do perfil tubular. Quanto maior o atrito, maior é
a tensão efetiva nas extremidades do perfil metálico. Outro fato relevante é a
uniformidade da tensão, distribuída na parte central do tubo, para as simulações dos
perfis circulares.
O efeito de confinamento do concreto também pode ser observado nesse caso.
Todos os valores encontrados foram maiores que a resistência à compressão
prevista para o concreto. O corpo-de-prova com o menor coeficiente de atrito atingiu
um carregamento superior a 20% e o corpo-de-prova com o maior coeficiente de
atrito foi superior a 55% do valor esperado para o concreto.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 121
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 91 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1 para tensões de aderência de (a) 0,12
MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 122
As figuras 92 e 93 ilustram em 3-D o efeito do dano e a atuação da tensão
máxima principal nos corpos-de-prova da série 1, respectivamente.
O efeito do dano ilustra o comportamento da malha estrutural sob a atuação do
carregamento à compressão, simulando assim, a situação real do concreto e do
perfil metálico durante o ensaio.
Nota-se a concentração de forças nas extremidades do núcleo de concreto,
partindo das paredes do perfil tubular, com mais intensidade, para o centro em
formação cônica.
A tensão principal é caracterizada pela aplicação de tensões perpendiculares ao
corpo-de-prova, onde, a tensão normal é máxima ou mínima no plano quando a
tensão de cisalhamento for nula.
Nota-se a uniformidade das tensões no núcleo de concreto e a transferência de
carregamento do concreto para o perfil tubular. Outro fator observado é que, para a
parede do perfil tubular, a tensão vem crescendo gradualmente do centro do modelo
para as extremidades.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 123
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 92 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1. Tensões de aderência de (a) 0,12 MPa,
(b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 124
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 93 – Tensão Máxima Principal em 3-D para os corpos-de-prova da série 1. Tensões de
aderência de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 125
Dados da simulação como resistência à compressão e deslocamento do
conjunto estão descritos na tabela 25.
Tabela 25 – Resultados da simulação do pilar tubular circular preenchido com carregamento atuando
no conjunto (aço e concreto).
Série fck (MPa) Atrito (MPa) Carga (N) Raio (mm) Tensão (MPa) Deslocamento (mm)
2_35_12 35 0,12 840 x10³ 0,53 95,18 2,20
2_35_24 35 0,24 840 x10³ 0,53 95,18 2,20
2_35_36 35 0,36 841 x10³ 0,53 95,30 2,20
2_35_48 35 0,48 842 x10³ 0,53 95,41 2,21
2_35_60 35 0,60 842 x10³ 0,53 95,41 2,20
2_50_12 50 0,12 968 x10³ 0,53 109,69 2,24
2_50_24 50 0,24 970 x10³ 0,53 109,91 2,25
2_50_36 50 0,36 967 x10³ 0,53 109,57 2,25
2_50_48 50 0,48 972 x10³ 0,53 110,14 2,26
2_50_60 50 0,60 970 x10³ 0,53 109,91 2,24
2_65_12 65 0,12 1100 x10³ 0,53 124,64 2,57
2_65_24 65 0,24 1100 x10³ 0,53 124,64 2,56
2_65_36 65 0,36 1100 x10³ 0,53 124,64 2,57
2_65_48 65 0,48 1100 x10³ 0,53 124,64 2,56
2_65_60 65 0,60 1100 x10³ 0,53 124,64 2,56
A simulação da série 2 demonstra que a variação do coeficiente de atrito não
influencia de forma expressiva em relação ao ganho de resistência à compressão.
Os valores para o concreto com fck de 35 e 50 MPa obtiveram aumentos de
aproximadamente 0,5%, valor esse, insignificativo para o comportamento estrutural
em campo. Para o concreto com fck de 65 MPa, os valores mantiveram os mesmos
apesar da variação do coeficiente de atrito.
Observa-se que o efeito de confinamento aumenta em 2,7 vezes o valor da
resistência à compressão do concreto para o fck de 35 MPa, assim como aumenta
em 2,2 vezes para o concreto de 50 MPa e 2 vezes para o concreto de 65 MPa.
Os gráficos de todas as simulações demonstraram comportamentos bem
próximos, sendo assim, a figura 94 representará todos os resultados da amostra do
concreto com fck de 35 MPa, com 0,60 MPa de coeficiente de atrito e carregamento
atuando simultaneamente no perfil tubular circular e no núcleo de concreto.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 126
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 94 – Série 2_35_ 0,60. Gráfico carregamento versus deslocamento (a) Efeito do dano (b)
Pressão Normal (c) Tensão efetiva (d) Tensão principal (e).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 127
Na figura 94 (b) é interessante observar o comportamento nas extremidades do
perfil, quando núcleo do concreto é menos solicitado, a parede de aço sofre as
maiores tensões.
A letra (c) ilustra a pressão normal atuando de forma intensa na extremidade do
perfil e de forma gradual na área central, concentrado na extremidade do núcleo de
concreto com a parede do perfil metálico.
A letra (d) representa a tensão efetiva que atua no conjunto, sendo que, o perfil
tubular sofrerá as maiores tensões.
A tensão principal será distribuída por toda a amostra de forma equivalente
conforme ilustrado na letra (e).
Para a simulação dos materiais isoladamente, foram executadas 4 simulações.
A primeira utilizou o núcleo de concreto com 35 MPa, a segunda com 50 MPa, a
terceira com o fck de 65 MPa e a quarta simulação abordou o perfil tubular circular
de aço. Os resultados obtidos encontram-se descritos na tabela 26.
Tabela 26 – Resultados da simulação para carregamento dos elementos isolados, corpos-de-prova
de concreto e perfil metálico.
Série 3 fck (MPa) fy (MPa) Carga (N) Área (mm²) Tensão (MPa) Deslocamento (mm)
Concreto 35 0 292 x10³ 8824,75 33,08 2,11
Concreto 50 0 415 x10³ 8824,75 47,02 2,14
Concreto 65 0 541 x10³ 8824,75 61,30 2,44
Aço 0 350 558 x10³ 1386,07 402,59 12,4
A figura 95 representa o comportamento das amostras da série 3 para cada tipo
de concreto, 35 MPa, 50 MPa e 65 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 128
(a) (b)
(c) (d)
(e) (f)
Figura 95 – Série 3_Concretos. Gráfico carregamento versus deslocamento 35 MPa (a) Efeito do
dano 35 MPa (b) Gráfico carregamento versus deslocamento 50 MPa (c) Efeito do dano 50 MPa (d)
Gráfico carregamento versus deslocamento 65 MPa (e) Efeito do dano 65 MPa (f).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 129
Os resultados demonstram que os comportamentos dos concretos escolhidos no
software apresentaram características bem próximas às esperadas, como valores de
resistência à compressão (fck) para os concretos de 35, 50 e 65 MPa.
Como os resultados apresentaram semelhanças para todas as amostras dessa
série, a figura 96 ilustra o comportamento do concreto de 35 MPa simulado na série
3 podendo ser extrapoladas para os outros componentes da série em concreto.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 96 – Série 3_Concreto_35. Pressão Normal (a) Tensão Principal (b) Tensão efetiva (c) Efeito
do dano (d).
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 130
Na figura 96 (a) é demonstrada a pressão normal atuando de forma uniforme e
distribuída no topo da amostra.
A tensão principal apresenta, no topo da amostra, concentrada na região central,
um valor distribuído menor que o apresentando no restante da amostra simulada (b).
A letra (c) representa a tensão efetiva, obtendo um comportamento semelhante
às demonstradas sobre a atuação da tensão principal.
O efeito do dano (e) demonstra a concentração do carregamento no topo da
amostra formando um tronco de cone na amostra.
A escolha do tipo de aço na biblioteca do DEFORM também condiz com a
condição real de trabalho do material metálico apresentado para a tensão de
escoamento do aço (fy) de 350 MPa. A figura 97 ilustra o comportamento do aço
simulado na série 3.
A letra (a) ilustra o gráfico carregamento versus deslocamento do perfil metálico
solicitado à compressão isoladamente. A tensão de escoamento registrou o valor de
402,59 MPa para o perfil sem costura circular, valor esse, válido para o aço
escolhido para os ensaios experimentais.
O comportamento do aço a flambagem local de alma (FLA) está representado
na letra (b), efeito do dano, onde se pode observar a deslocamento da parede do
perfil metálico nas extremidades da amostra.
A tensão efetiva representa o fy, tensão de escoamento do aço distribuída
uniformemente por toda a amostra (c).
A letra (d), tensão principal, ilustra o comportamento semelhante ao
representado na ilustração do efeito do dano, podendo ser caracterizado pelos
valores médios da tensão e distribuição de concentrações onde ocorreu a
flambagem local de alma.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 131
(a) (b)
(c) (d)
Figura 97 – Série 3_Aço. Gráfico carregamento versus deslocamento (a) Efeito do dano (b) Tensão
efetiva (c) Tensão principal (d).
Todos os resultados obtidos na análise computacional são encontrados nas
referências bibliográficas analisadas para este trabalho. A figura dos estudos de
HAN (2002) para o modo típico de falha de pilares mistos é um exemplo que os
resultados obtidos nas simulações computacionais sejam válidos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 132
6. CONCLUSÕES
Após avaliar a influência do estado superficial interno sobre a aderência entre o
aço e o concreto em perfis tubulares preenchidos ensaiados experimentalmente, no
presente trabalho concluiu-se que:
• No início de todos os ensaios, os três tipos de aderências (por adesão,
por atrito e mecânica) influenciam no acréscimo do valor do
carregamento. A aderência por adesão foi considerada local e
eliminada assim que ocorreu o deslocamento do núcleo de concreto. A
partir desse ponto, o atrito e a aderência mecânica promoveram o
crescimento da curva até o pico. O pós-pico (após ter atingido a carga
máxima) é caracterizado pela perda da aderência por atrito, sinalizado
com o leve declínio do carregamento. A atuação isolada da aderência
mecânica foi caracterizada por manter os valores de carregamento
constantes apesar dos deslocamentos.
• A presença da oxidação superficial interna nos perfis metálicos
contribuiu para o aumento da resistência ao deslizamento entre o aço e
o concreto conforme resultados apresentados no programa
experimental. Existiu um evidente efeito benéfico da tensão de
aderência com a presença da pátina interna.
• A transferência do carregamento do núcleo de concreto para as
paredes do perfil metálico foi maior nos perfis circulares do que nos
perfis quadrados e retangulares. Apesar da área do núcleo de concreto
ser maior na série circular (prejudicial para a transferência de
carregamento), o resultado da força suportada pelos modelos, em
comparação às outras séries, demonstrou que a transferência ocorre
de maneira uniforme devido à geometria dos perfis circulares.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 133
• A tensão de aderência foi influenciada pela espessura do perfil tubular
e conseqüentemente pela maior área de aço. Nos ensaios, o perfil com
maior área de aço apresentou um dos maiores carregamentos. A maior
espessura apresentou a maior resistência do perfil metálico à
transmissão do carregamento pelo núcleo de concreto.
• A tensão de aderência foi influenciada pela área de confinamento do
concreto. Nos ensaios, o perfil com maior confinamento (menor área de
concreto), apresentaram um dos maiores carregamentos. Houve uma
melhor transmissão do carregamento e conseqüentemente maior força
para vencer a tensão de aderência.
• Qualquer tipo de impureza na camada superficial do perfil metálico irá
influenciar na tensão de aderência entre o aço e o concreto. Nos
ensaios, os resquícios do óleo da produção para a fabricação dos
perfis tubulares quadrados com costura, interferiram de forma negativa
no comportamento da tensão de aderência. Toda impureza deve ser
totalmente removida para o preenchimento de pilares tubulares mistos.
• A norma vigente no Brasil para o cálculo de pilares mistos tubulares
preenchidos adota valores conservadores para a tensão de aderência.
Todas as médias obtidas nos ensaios em laboratório foram superiores
aos valores sugeridos na NBR 14323:99 – Dimensionamento de
estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio – Procedimento
e na revisão da norma NBR 8800:2003.
• Apesar de todo o esforço de ambas as empresas envolvidas no
processo de doação do material, houve uma pequena variação dos
perfis solicitados (pequena variação da área de aço), o que não
invalida os resultados obtidos.
O presente trabalho conclui, após análise numérica de pilares tubulares
circulares preenchidos solicitados ao carregamento axial, que:
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 134
• O efeito de confinamento aumenta o desempenho dos concretos com
relação a resistência à compressão. As análises demonstram um
ganho na resistência do concreto devido ao confinamento do perfil
metálico. Em todas as modelagens os resultados apresentaram valores
superiores aos do fck determinados.
• A tensão de aderência contribui para o aumento da resistência ao
deslizamento. Na análise numérica, o carregamento aumenta com o
aumento da tensão de aderência principalmente para fck menores.
• A resistência do pilar à compressão aumenta com o aumento do fck
(resistência característica à compressão) do concreto. As modelagens
mostraram, que o modelo com fck de 65 MPa apresentou um
acréscimo mínimo na resistência, ao contrário do modelo de 35 MPa
que apresentou um aumento significativo resistência à compressão.
• As diferentes tensões de aderência para modelagens com as mesmas
características pouco influenciam na resistência à compressão do
conjunto (aço e concreto).
• O fenômeno de confinamento transfere o carregamento do núcleo de
concreto para as paredes do perfil metálico. As figuras geradas pelo
software demonstram essa transferência em todas as simulações.
• Com a geração das figuras em 3D foi possível analisar o
comportamento das paredes do perfil tubular metálico vazado,
deformações localizadas, após atingir a tensão de escoamento do aço.
• É possível simular o comportamento real dos materiais aço e concreto,
em pilares tubulares metálicos preenchidos com concreto, através de
análise numérica.
É possível concluir que o estudo sobre o tema contribuiu para ampliar as
pesquisas relacionadas às estruturas mistas que utilizam pilares tubulares
preenchidos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 135
7. SUGESTÕES DE PESQUISAS FUTURAS
Algumas sugestões para futuros trabalhos relacionados ao tema:
• Comparação da resistência à compressão, experimentalmente, em
perfis tubulares preenchidos com a presença da oxidação interna.
• Comparação dos resultados computacionais à compressão com
valores de ensaios experimentais.
• Comportamento da aderência com a utilização de concretos com
diferentes resistências e adensamentos.
• Influência do concreto de alta resistência no comportamento da
resistência à compressão em pilares mistos.
• Influência do concreto de alta resistência no comportamento da
resistência ao incêndio para pilares mistos.
• Características dos agregados no comportamento do concreto para
uso em pilares mistos.
• Características do Slump e Flow no comportamento do concreto para
uso em pilares mistos.
• Características da aeração no comportamento do concreto para uso
em pilares mistos.
• Características do tempo de cura no comportamento do concreto para
uso em pilares mistos.
• Uso de concreto leve para preenchimento dos pilares metálicos.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 136
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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Programa de Pós-graduação em Construção Civil 137
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Programa de Pós-graduação em Construção Civil 143
9. APÊNDICE I – RESULTADOS EXPERIMENTAIS
Devido à grande quantidade de dados gerados nos ensaios experimentais,
através do software AqDados 7.02 da LYNX Eletrônica ligada à central de coleta de
dados que registrou todo o tempo de duração dos ensaios, assim como o
carregamento atingido e o deslizamento do concreto no interior dos tubos, foram
anexados abaixo os gráficos de carregamento versus deslizamento para todos os
corpos-de-prova.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 144
Figura 98 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R1.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 145
Figura 99 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R2.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 146
Figura 100 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R3.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 147
Figura 101 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R4.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 148
Figura 102 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R5.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 149
Figura 103 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R6.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 150
Figura 104 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R7.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 151
Figura 105 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R8.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 152
Figura 106 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R9.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 153
Figura 107 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R10.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 154
Figura 108 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R11.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 155
Figura 109 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R12.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 156
Figura 110 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R13.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 157
Figura 111 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R14.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 158
Figura 112 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R15.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 159
Figura 113 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R17.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 160
Figura 114 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R18.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 161
Figura 115 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R19.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 162
Figura 116 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R20.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 163
Figura 117 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R21.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 164
Figura 118 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R22.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 165
Figura 119 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R23.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 166
Figura 120 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R24.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 167
Figura 121 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R26.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 168
Figura 122 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R29.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 169
Figura 123 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R30.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 170
Figura 124 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R31.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 171
Figura 125 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R32.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 172
Figura 126 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R33.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 173
Figura 127 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R34.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 174
Figura 128 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R35.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 175
Figura 129 – Gráfico Carregamento versus Deslizamento do corpo-de-prova R36.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 176
10. APÊNDICE II – RESULTADOS COMPUTACIONAIS
Devido à grande quantidade de dados simulados em todas as séries, através
do método de elementos finitos pelo software DEFORM, foram anexados as figuras
que representam o comportamento dos pilares tubulares circulares sem costura
preenchidos com concreto ao efeito do dano, à tensão principal, à tensão efetiva, à
pressão normal e os gráficos de carregamento versus deslizamento para todas as
amostras.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 177
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 130 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 1_35 para
coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 178
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 131 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1_35 para coeficientes de atrito de (a) 0,12
MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 179
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 132 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1_35. Coeficiente de atrito de (a) 0,12 MPa,
(b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 180
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 133 – Tensão efetiva em 3-D para os corpos-de-prova da série 1_35. Coeficiente de atrito de
(a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 181
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 134 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 1_50 para
coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 182
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 135 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1_50 para coeficientes de atrito de (a) 0,12
MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 183
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 136 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1_50. Coeficiente de atrito de (a) 0,12 MPa,
(b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 184
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 137 – Tensão efetiva em 3-D para os corpos-de-prova da série 1_50. Coeficiente de atrito de
(a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 185
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 138 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 1_65 para
coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 186
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 139 – Vista axissimétrica da tensão efetiva da série 1_65 para coeficientes de atrito de (a) 0,12
MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 187
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 140 – Efeito do dano nos corpos-de-prova da série 1_65. Coeficiente de atrito de (a) 0,12 MPa,
(b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 188
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 141 – Tensão efetiva em 3-D para os corpos-de-prova da série 1_65. Coeficiente de atrito de
(a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 189
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 142 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 2_35 para
coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 190
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 143 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 2_50 para
coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 191
(a) (b)
(c) (d)
(e)
Figura 144 – Gráfico carregamento versus deslocamento dos corpos-de-prova da série 2_65 para
coeficientes de atrito de (a) 0,12 MPa, (b) 0,24 MPa, (c) 0,36 MPa, (d) 0,48 MPa e (e) 0,60 MPa.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 192
11. APÊNDICE III – CARACTERIZAÇÃO DOS MATERIAIS
Com o propósito de obter a dosagem do concreto adequado para a utilização
em pilares tubulares preenchidos, concreto auto-adensável com slump e flow altos
para eliminar a necessidade de vibração e de alta resistência à compressão, foi
elaborado o traço e a caracterização de todos os materiais constituintes conforme
figuras anexadas a seguir.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 193
DESCRI
Ç
ÃO DA EXPERIÊNCI
A
Concreto Água
Mpa
prop. obtido
n/a n/a
mcc descrição / fornecedo
r
m.e. m.u. m.f
obtido
n/a n/a
cimento
Duracem AD300 2,950 1,000 4±1 n/a n/a
adt. a
2,950 1,000 n/a n/a
adt. F 1,000 1,000 n/a n/a
areia 1
Areia Natural Irineu 2,637 1,420 2,513
% a
g
ua em
p
êso
8,6 8,6
areia 2
Areia Arificial Ical 2,677 1,684 2,760
obtido
% á
g
ua volume
23,3 23,3
pedra 0 2,660 1,000 6,051 22±2 á
g
ua
(
litros
)
185 189
p
edra 1
Brita 0 - Gnaisse 2,682 1,000 6,949
ar
g
. real
64,0 64,0
pedra 2
2,703 1,000 7,700
ar incorp.
2,0
á
g
ua
1,000 1,000
m.f. do tra
ç
o
3,415 3,418
adt.1
TEC MULT 562
obtido
% ar
g
. ref.
64,0 64,0
adt.2
GLENIUM 3010
ca
adt.3 ra
adt. x
7,000 1,000
aplicação
á
g
ua / a
g_
te
0,450 0,450
adt.
y
1,000 FLUIDO densidade 2340 2390
p
ro
p
corri
g
idas tra
ç
o obtido: a/c = 0,450 tra
ç
o
p
ara a/c = 0,450
mcc m.f 1 m³ unit pes 1 m³ % parciais unit pes unit vol 1 m³ unit pes unit vol 1 m³
cimento
411 k
g
1,000 k
g
1,000 1,000 420 k
g
1,000 1,000 420 k
g
adt. a
s/ cim. s/ cim.
adt. F
s/a
g
lt. s/a
g
lt.
areia 1
2,513 40,0 s/a
g
m 390 k
g
0,948 k
g
40,0 s/a
g
m 0,948 0,667 398 k
g
0,945 0,666 397 k
g
areia 2
2,760 2,66 (agm) 60,0 593 kg 1,443 kg 60,0 1,443 0,857 606 kg 1,438 0,854 604 kg
p
edra 0
6,051 100,0 761 k
g
1,850 k
g
100,0 1,850 1,850 777 k
g
1,855 1,855 779 k
g
p
edra 1
6,949 6,05
(
0+1
)
s/a
gg
pedra 2 7,700 6,05
(
0+1+2
)
á
g
ua
185 lts 0,450 lts 0,450 0,450 189 lts 0,450 0,450 189 lts
adt.1
0,800 s/a
g
lt 3289 ml 0,799 s/a
g
lt 3356 ml 3356 ml
adt.2 0,900 s/a
g
lt 3700 ml 0,899 s/a
g
lt 3776 ml 3776 ml
adt.3
s/a
g
lt s/a
g
lt
adt. x
g
adt.
y
g
Fixar A/C
ajuste água redosagem 1 redosagem 2 redos. pers. Traço Obtido : a/c = 0,450
Corrigir Aditivo
volume custo do traço proposto
130,0 L L L L custo do traço obtido
mcc umid unid. qtd água qtd água qtd água qtd água CPR - Custo por Mpa
cimento
kg 53,444
KPR - Consumo por Mpa
adt. a
kg
custo do traço para a/c = 0,450
adt. F
kg
areia 1
kg 50,7
areia 2
kg 77,1
Obtido Corrig.
pedra 0
kg 99,0
pedra 1 kg
pedra 2 kg
água
lts 24,050
adt.1
ml 428
adt.2
ml 481
adt.3
ml
adt. x
g
adt. y
g
Abat. Obtido / Corr. (cm)
Tempo (minutos)
descrição
finos
f.a.a.
f.t.a.
idendificação dos materiais
abatimento na
central (cm)
custo (R$)
ver. densidade
dif arg / compl dif arg / compl
p#4.8/agrt
p#4.8
prev.
prev.
abatimento após 2º
aditivo (cm)
abatimento na obra
(cm)
prev.
Detalhamento das correções
horário
um
id
.
rel. ar
(%)
t
emp
concreto
(
°
C)
Temperaturas
CimentoAmbiente
abatim.
(cm)
tempo
(min.)
Tempo
(min)
traço proposto
t
emp
amb.
(
°
C)
Abatimento
LABORATÓRIO DE CONCRETO - CTEC
DOSAGEM DE CONCRETO
Versão 2.7
HOR
A
Resistência
proposta
AUTO ADENSAVEL TESTE UFMG
NÚMERO
5328
EXECUÇÃO
DATA
s/agg
30/1/2008
m.f.c
% parciais
Agregado Miúdo?
gran
piso
Figura 145 – Planilha elaborada pela Holcim Brasil S.A. para a execução do traço dos concretos para
os ensaios experimentais em laboratório.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 194
Figura 146 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado miúdo natural, areia especial.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 195
Figura 147 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado miúdo artificial, areia média.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 196
Figura 148 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado graúdo, pedra 12,5 mm.
Programa de Pós-graduação em Construção Civil 197
Figura 149 – Planilha da Holcim Brasil para caracterização do agregado graúdo, pedra 19,0 mm.
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