ENSAIO EXPERIMENTAL DE CONECTORES DE CISALHAMENTO EM ESTRUTURAS MISTAS

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UNIVERSIDADE VALE DO RIO DOCE - UNIVALE FACULDADE DE ENGENHARIA - FAENG

BRENO GUERRA DA ROCHA EWANDRO LEAL DE MORAES COELHO

RAFAEL CARDOSO DE SOUZA

ENSAIO EXPERIMENTAL DE CONECTORES DE

CISALHAMENTO EM ESTRUTURAS MISTAS

GOVERNADOR VALADARES-MG 2009

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ENSAIO EXPERIMENTAL DE CONECTORES DE

CISALHAMENTO EM ESTRUTURAS MISTAS

Trabalho de Conclusão de Curso de Graduação em Engenharia Civil apresentado à Faculdade de Engenharia, como requisito parcial para obtenção do título em Engenharia Civil, sob orientação do professor Oton S. Soares.

GOVERNADOR VALADARES-MG 2009

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ENSAIO EXPERIMENTAL DE CONECTORES DE

CISALHAMENTO EM ESTRUTURAS MISTAS

BANCA EXAMINADORA

Profº. Oton Silva Soares Orientador - UNIVALE

Profº. Rodrigo Rocha Carvalho

Profª. Adriana Coelho

__________________________________ Engenheiro Evaristo Ferreira

__________________________________ Engenheiro Samuel Gonzaga

Trabalho de conclusão de curso aprovado em ____/____/_______.

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DEDICATÓRIA

Breno Guerra da Rocha:

Dedico este trabalho à minha família, meu pai José Carlos da Rocha, minha mãe Marta Guerra da Rocha, por toda oportunidade proporcionada e por tudo que lutaram e renunciaram em prol desta oportunidade, às minhas irmãs, Brenda Guerra da Rocha e Irene Guerra Dantas, pelo apoio e compreensão.

Ewandro Leal:

Dedico aos meus pais pelo incentivo e apoio na realização desse trabalho e a Deus pela força nessa longa caminhada.

Rafael Cardoso:

Dedico este trabalho à minha família, principalmente aos meus pais Ademir de Souza Ferreira e Telma Renes Cardoso de Souza que foram meu estímulo durante esta caminhada, e principalmente a Deus que tornou este sonho realidade.

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AGRADECIMENTOS

Ao professor Oton S. Soares, nosso orientador, de quem admiramos qualidades pessoais e acadêmicas.

À ATA, INDÚSTRIA MECÂNICA LTDA, localizada na cidade de Timóteo, representada pelo diretor presidente Anízio Tavarez Filho e o Engenheiro Lucas Almeida Andrade, pelo imenso apoio e disponibilidade de materiais para realização do trabalho.

A Panda, pela disponibilidade de equipamentos e operários para a fabricação dos corpos-de-prova.

A Valemix, representada pelo engenheiro Anderson pela doação do concreto usinado utilizado nos corpos-de-prova ensaiados.

A Nacional Madeiras, representada pelo Sócio-Gerente Fabrício, pela ajuda na fabricação das formas para os corpos-de-prova.

A Locguel pela disponibilidade de equipamentos.

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“Ela faz esquecer o coral e as

pérolas; porque a aquisição da sabedoria é melhor que a dos rubis.”

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LISTA DE FIGURAS

Figura 01 – Conector Crestbond(CR50b-R12) ...20

Figura 02 – Perfil de barra em L ...20

Figura 03 – Primeiro conector proposto – conector espiral, Viest (1960) ...23

Figura 04 – Conectores rígidos, Chapman (1964) ...24

Figura 05 – Conectores tipo Stud ...25

Figura 06 – Conectores Perfobond e Crestbond ...26

Figura 07 – Comportamento misto aço-concreto em vigas ...27

Figura 08 – Tipos de fissuração causadas pelo conector em laje...27

Figura 09 – Relação força-deslocamento nos conectores ...28

Figura 10 – Conector Perfobond ...33

Figura 11 – Vantagem do conector CR e uso descontínuo do mesmo ...35

Figura 12 – Características de um ensaio push-out típico com conector stud, segundo a EN 1994-1-1:2004 ...40

Figura 13 – Fluxo das forças em um ensaio do tipo push-out ...41

Figura 14 – Modos de ruptura do ensaio tipo “Push-out” (segundo o EUROCODE 4)...43

Figura 15 – Solda intermitente do conector CR...44

Figura 16 – Conector CR50b-R12 ...45

Figura 17 – Dimensões da solda do conector CR50b-R12 ...45

Figura 18 – Dimensões do conector barra redonda em formato L ...46

Figura 19 – Solda com penetração total do conector barra redonda em formato L...46

Figura 20 – Armadura de ambos corpos-de-prova...47

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Figura 22 – Realização do Slump...48

Figura 23 – Perfil CRbond (CR50b-R12) e perfil de barra em L...48

Figura 24 – Detalhamento da armadura para conector CR...49

Figura 25 – Detalhamento da armadura para conector barra redonda em L...50

Figura 26 – Processo de concretagem...50

Figura 27 – Processo de vibração do concreto...51

Figura 28 – Prensa com acionamento manual e carga máxima de 100 toneladas...51

Figura 29 – Processo de acionamento manual da carga...52

Figura 30 – Aplicação da carga com excentricidade...54

Figura 31 – Imagem ilustrativa da carga excêntrica de 7,3 cm e esquema de carga...55

Figura 34 – Condições dos corpos-de-prova 01...58

Figura 35 – Condições dos corpos-de-prova 02...59

Figura 36 – Utilização do martelete para destruir os blocos de concreto...59

Figura 37 – Deformações nos conectores Crestbond tipo CR50b-R12...60

Figura 38 – Ensaios nos corpos-de-prova de conectores barra redonda em formato L...60

Figura 39 – Imagem ilustrativa da carga excêntrica de 11,3 cm em stud teste I e esquema de carga...65

Figura 40 – Imagem ilustrativa da carga excêntrica de 11,3 cm em stud teste II e esquema de carga...66

Figura 41 – Retirada do concreto...67

Figura 42 – Ensaios nos corpos-de-prova de conectores barra redonda em formato L...67

Figura 43 - Determinação da capacidade de deslizamento δ u (EN 1994-1-1:2004)...69

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Figura 45 – Conectores tipo barra redonda em formato L em viga mista...73 Figura 46 – Conectores tipo CR50b-R12 em viga mista...73

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LISTA DE TABELAS E GRÁFICOS

Tabela 01 – Tabela de deslocamentos ocorridos em conectores CR50b-R12...58

Tabela 02 – Tabela de deslocamentos ocorridos em conectores Stud...67

Tabela 03 – Comparação dos custos de conectores...74

𝑃𝑅𝑘 𝛾𝑣

≤

𝑃𝑅𝑘 𝛾𝑣 (Eq. 3.1)

𝐹𝑦𝑑 =

𝐹𝑢 1,15

(Eq. 3.2)

(12)

𝐹𝑐𝑑 =

𝐹𝑐𝑘_1,4

(Eq. 3.3) 𝐹𝑐 = 0,85 𝑥 𝑓𝑐𝑑 𝑥 𝑏 𝑥 𝑡𝑐 (Eq. 3.4)

𝐹𝑡 = 𝐴𝑎 𝑥 𝑓𝑦𝑑 (Eq. 3.5)

𝑛 =

0,85 𝑥 𝑓𝑐𝑑 𝑥 𝑏 𝑥 𝑡𝑐_q

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LISTA DE SÍMBOLOS E SIMBOLOGIAS

𝑞 resistência de um conector (lbf) 𝐴𝑐𝑐

área de cisalhamento do concreto por conector:

𝑑𝑐𝑠 diâmetro do conector (in)

𝐿𝑐𝑠 comprimento do conector (in)

𝑢𝑤

resistência do concreto tomada em corpo de prova cúbico (psi)

𝐴𝑡𝑟

área total de armadura transversal (in

2

) 𝑓𝑦𝑠

resistência ao escoamento do aço da armadura (psi)

𝑞𝑅𝑑1 resistência nominal do conector em função do concreto (N);

𝑞𝑅𝑑2 resistência nominal do conector em função do aço (N);

𝐴𝑠𝑐 área da seção transversal do conector (mm²);

𝑓𝑐𝑘 resistência à compressão do concreto (MPa);

𝛾𝑐𝑠 coeficiente de ponderação da resistência do conector, igual a 1,25 para

combinações últimas de ações normais, especiais ou de construção e igual a 1,10 para combinações excepcionais;

𝑓𝑢 resistência última do aço do conector (MPa);

𝐸𝑐 módulo de elasticidade do concreto (MPa);

𝑅𝑔 coeficiente para consideração do efeito de atuação de grupos de conectores.

𝑅𝑔 coeficiente para consideração da posição do conector,

𝑞𝑟𝑑 resistência nominal do conector (N);

𝑓𝑢 resistência última do aço do conector (MPa);

𝑑 diâmetro do conector (mm);

𝑓𝑐𝑘 resistência à compressão do concreto (MPa);

𝐸𝑐 módulo de elasticidade do concreto (MPa).

𝛾𝑣 coeficiente de segurança para o estado limite último, igual a 1,25;

𝜙 coeficiente de resistência igual a 0,8 𝑕, 𝑡 altura e espessura do perfil perfobond

𝐴𝑡𝑟 área das barras transversais que atravessam os furos

𝐷 e 𝜂1 diâmetro e número de furos

𝑓𝑐𝑘 resistência do concreto a compressão

𝑓𝑦 resistência à tração do aço do perfil perfobond

(14)

𝐴𝑐𝑐 área de cisalhamento do concreto por conector (é a área longitudinal da laje

menos a área do conector em mm

2

)

𝑓𝑐 resistência à compressão do concreto tomada em corpo de prova cilíndrico

(MPa)

𝐴𝑡𝑟 área total de armadura transversal (mm

2

)

𝑓𝑦𝑠 limite de escoamento do aço da armadura (MPa) 𝐴𝑐𝑑 área ao cisalhamento dos pinos de concreto (mm

2

) 𝛽1, 𝛽2e 𝛽3

coeficientes determinados a partir dos resultados de ensaios

𝑕𝑐𝑠 altura do conector (em mm)

𝑡𝑐𝑠 espessura do conector (em mm)

𝐹 capacidade de carga para uma laje do push-out (lbs.) 𝑏 espessura da laje (in.)

𝑕 altura da laje abaixo do conector (in.)

(psi)

𝑏𝑓 largura da mesa do perfil de aço (in.)

𝐿𝑐𝑜 comprimento de contato entre o concreto e o perfil de aço (in.)

𝑛 número de furos no conector 𝐷 diâmetro dos furos do conector (in.) 𝐴𝑡𝑟 área total de armadura transversal (in.

2

) 𝑓𝑦𝑠 limite de escoamento do aço da armadura (psi) 𝐹 capacidade de carga para uma laje do push-out (lbs.) 𝑏 espessura da laje (in.)

𝑕 altura da laje abaixo do conector (in.)

(psi)

𝑏𝑓 largura da mesa do perfil de aço (in.)

𝐿𝑐𝑜 comprimento de contato entre o concreto e o perfil de aço (in.) 𝑛 número de furos no conector

𝐷 diâmetro dos furos do conector (in.) 𝐴𝑡𝑟 área total de armadura transversal (in.

2

) 𝑓𝑦𝑠 limite de escoamento do aço da armadura (psi)

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RESUMO

As vigas mistas de aço-concreto tem sido amplamente empregadas em edifícios e pontes, baseado nisto o presente trabalho tem por finalidade realizar uma avaliação dos comportamentos de conectores de cisalhamento, sendo dois modelos, os conectores Crestbond tipo CR50b-R12 e os conectores tipo barra redonda em formato L, para sistemas de pisos mistos com pré-laje de concreto. O trabalho foi realizado através de programas experimentais e a formulação de um modelo semi-empírico para cálculo da resistência dos conectores. Na parte experimental foram realizados 4 ensaios tipo push-out, seguindo as especificações exigidas pela EUROCODE 4, sendo assim possível a avaliação do comportamento e determinação da resistência ao cisalhamento dos conectores sob o carregamento aplicado.

Palavras-chave: Estruturas mistas aço-concreto. Vigas mistas. Conectores de cisalhamento. Ensaio do tipo push-out.

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ABSTRACT

The composite beams of steel-concrete have been used thoroughly in buildings and bridges, based on that the present study has for purpose to accomplish an evaluation of an indented shear connectors, of two types, the connectors Crestbond type CR50b-R12 and the connectors type round bar in format L, for composite floor systems with precast concrete preslab. The study involves an experimental program and the formulation of an semi-empirical model to predict the connector capacity. In the experimental program 4 push-out tests were accomplished, according EUROCODE 4 specification, being possible to evaluate the behavior and to determinate the shear resistance to the connectors under the loading applied.

Keywords: Steel-concrete composite structures. Composite beams. shear connector, push-out test.

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SUMÁRIO

LISTA DE FIGURAS ...vi

LISTA DE TABELAS E GRAFICOS...ix

LISTA DE EQUAÇÕES ...x

LISTA DE SÍMBOLOS E SIMBOLOGIA ...xii

RESUMO ...xiv ABSTRACT ...xv CAP 1 – INTRODUÇÃO ...18 1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ...18 1.2 OBJETIVOS ...19 1.3 JUSTIFICATIVA ,,,,,,,,,,,,...20 1.4 METODOLOGIA ...21 1.5 APRESENTAÇÃO DO TRABALHO ...21

CAP 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ...23

2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ...23

2.2 HISTÓRICO ...23

2.3 CONECTORES DE CISALHAMENTO ...26

2.3.1 Conector Stud Bolt ...29

2.3.2 Conector em chapa contínua (Perfobond) ...32

2.3.3 Conector Crestbond ...34

CAP 3 – PROGRAMA EXPERIMENTAL ...39

3.1 PROGRAMA EXPERIMENTAL DE ENSAIO TIPO “PUSH-OUT”...39

3.2 CONSIDERAÇÕES PARA O ENSAIO ...41

3.3 CARACTERÍSTICAS DOS CORPOS-DE-PROVA ...44

(18)

3.5 EXECUÇÃO DO ENSAIO ...51

3.6 ANÁLISE DOS RESULTADOS ...68

CAP 4 – CONSIDERAÇÕES FINAIS E CONCLUSÕES...76

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CAPÍTULO 1 – INTRODUÇÃO

1.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

Nos dias de hoje têm-se notado em várias partes do mundo, bem como no Brasil, uma grande demanda para a utilização de sistemas estruturais mistos, como por exemplo, as lajes mistas, as vigas mistas, os pilares mistos, dentre outros.

Isto se dá pelo fato dos sistemas estruturais mistos possuírem uma série de vantagens em relação aos sistemas estruturais convencionais. Para conseguir essas vantagens, estes sistemas precisam ser projetados visando o melhor aproveitamento do desempenho de cada material.

Em MALITE (1990) é citado que os estudos referentes aos sistemas compostos tiveram seu início antes da primeira guerra mundial, na Inglaterra, com base em uma série de ensaios para pisos. Entre 1922 e 1939, foram construídos edifícios e pontes que adotaram o sistema de vigas compostas.

No Brasil, esse tipo de sistema misto só começou a ser utilizado na década de 50, juntamente com a elaboração da norma NB-14:1958. As pesquisas em estruturas mistas de aço e concreto no país, só tiveram início em 1990, na EESC-USP, onde simultaneamente foram desenvolvidos vários trabalhos inspirados na então recente ABNT NBR 8800:1986 – Projeto e execução de estruturas de aço e edifícios. Norma esta que foi revista no ano de 2008.

Para o melhor aproveitamento das principais características do aço, alto coeficiente em tração, e do concreto, alto coeficiente compressão, nos sistemas mistos, é necessário que este sistema trabalhe com uma interação completa de ambos os materiais. Entretanto, o atrito existente entre as superfícies do aço e do concreto não é suficiente para evitar o descolamento dos mesmos. Para que isto não ocorra, a utilização de dispositivos mecânicos se torna necessária.

No caso das vigas mistas, a completa interação do aço e do concreto é garantida por meio de elementos metálicos denominados conectores de cisalhamento, cujas principais funções consistem em transferir forças de cisalhamento longitudinais do concreto para o aço na interface entre laje e

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viga, bem como impedir a separação vertical entre laje de concreto e perfil metálico, movimento conhecido como “uplift”, como foi citado em TRISTÃO (2002).

Alguns ensaios podem ser realizados para obtenção dessas forças, como os ensaios de flexão em vigas mistas e os ensaios de cisalhamento direto do tipo Push-out. Destes, o primeiro resulta em dados obtidos indiretamente, como as forças longitudinais e as forças verticais, se tornando assim uma boa opção para o estudo do “uplift”. O segundo resulta em dados obtidos diretamente, como as forças de cisalhamento direto sofridas no conector quando solicitadas.

Vários conectores têm sido utilizados nas estruturas mistas atualmente, porém a maioria deles apresenta restrições importantes no que se refere à produção industrial, à instalação e ao próprio comportamento estrutural.

O mais utilizado na atualidade é o conector stud, tipo pino com cabeça. Este tem sido mais proposto em função da sua facilidade de produção. Outro modelo de conector que possui algumas vantagens interessantes é o Crestbond, denominado CR. Este é formado por uma chapa endentada, que se constitui em uma alternativa interessante ao Perfobond, pois permite a passagem com facilidade das barras de armadura da laje.

1.2 OBJETIVO

O presente trabalho tem como objetivo principal realizar uma análise experimental dos conectores de cisalhamento em vigas mistas de aço e concreto. Através de ensaios do tipo “Push-out”, busca-se comparar dois tipos diferentes de conectores, sendo eles, um conector de barra redonda em formato L, conector este derivado do tipo pino com cabeça, conhecido também como “stud bolt” brasileiro (Figura 02), e um perfil CRbond (CR50b-R12). (Figura 01)

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Figura 01 – Conector Crestbond (CR50b-R12) Figura 02 Perfil de barra em L.

1.3 JUSTIFICATIVA

O interesse pelas estruturas mistas de aço concreto veio com o objetivo de investigar o comportamento estrutural de vigas mistas e seus diversos tipos de conectores. Em virtude dos sistemas estruturais mistos unirem vantagens de ambos materiais, aço e concreto, como maior leveza e grande resistência à compressão respectivamente, a utilização destes em edifícios tem representado uma solução econômica viável e bem aceita no âmbito mundial.

Um dos principais aspectos a serem analisados para o cálculo das vigas mistas de aço-concreto é a relação da força no conector de cisalhamento e o deslocamento relativos do aço-concreto. Esses aspectos são obtidos através de ensaios experimentais de vigas mistas, ou através de um ensaio em modelo isolado, denominado “Push-out”, ensaio este que será realizado nesse estudo.

O ensaio do tipo “Push-out” tem sido muito utilizado para obtenção de dados, como os citados acima, e tem suas dimensões e especificações definidas pela EUROCODE 4:2001.

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1.4 METODOLOGIA

Para o estudo dos conectores de cisalhamento foi realizado no Laboratório de Engenharia Civil, situado no bloco CTC do Campus II da UNIVALE um ensaio experimental, por meio de ensaios de cisalhamento direto, tipo “Push-out”, conduzidos com controles de deformação e deslocamento, em quatro corpos-de-prova, agrupados em dois grupos. Sendo o primeiro grupo formado por perfis com conectores de barra redonda em formato L (“stud bolt” brasileiro) (Figura 02), e o segundo formados por perfis do modelo Crestbond, do tipo CR50b-R12 (Figura 01). Estes ensaios permitiram a avaliação da resistência e a ductilidade da conexão bem como de comparação entre ambos.

1.5 APRESENTAÇÃO DO TRABALHO

Este trabalho está divido em 4 capítulos, sendo apresentados a seguir juntamente com seus respectivos conteúdos.

O capítulo 1 apresenta uma visão geral da crescente utilização dos sistemas misto compostos de aço e concreto, bem como a importância de que esse sistema trabalhe com completa interação de ambos materiais, que é garantida pelos conectores de cisalhamento. Neste capítulo também, são apresentados os objetivos, as justificativas e a metodologia do trabalho.

No capítulo 2 é apresentada a revisão bibliográfica, enfocando diversos pontos importantes defendidos por outros autores a partir de ensaios de cisalhamento em conectores do tipo stud-bolt, conectores de chapa contínua (Perfobond), conectores do tipo Crestbond e ensaios diretos de cisalhamento do tipo “Push-out”.

O programa experimental realizado na pesquisa está descrito no capítulo 3. Neste é detalhado o ensaio experimental de cisalhamento direto do tipo “Push-out”, bem como suas considerações para execução do mesmo. Nele também são detalhado as características dos corpos-de-prova e a modelagem dos mesmos. Logo em seguida é relatada a execução do ensaio realizado e também as análises referentes aos resultados obtidos.

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As conclusões e considerações finais da presente pesquisa são apresentadas no capítulo 4.

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CAPÍTULO 2 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS

A revisão bibliográfica foi focada nos seguintes temas: programas experimentais de cisalhamento de conectores do tipo Stud-bolt, conectores em chapa contínua, conectores do tipo Crestbond e ensaios diretos de cisalhamento do tipo Push-Out.

2.2 HISTÓRICO

Na Europa, especificamente na Suíça, e em parceria com o projeto chamado “Sistema Alpha”, foi onde realizaram os primeiros estudos com conectores de cisalhamento.

Nestes estudos a transferência de cisalhamento horizontal da laje de concreto para a viga de aço era realizada por meio de barras redondas em formato de hélice. Esta hélice, denominada de “conector espiral”, era soldada no topo da mesa superior da viga de aço em pontos de contato ao longo do comprimento da viga, conforme ilustra a figura 03.

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Mais tarde, pesquisadores europeus dedicaram seus estudos a dois novos tipos de conectores: conectores feitos de barras de reforço na forma de ganchos ou presilhas, e conectores rígidos feitos de barras retangulares de aço soldadas a viga de aço. (Figura 03). Esses dois conectores eram utilizados com a finalidade de evitar o deslizamento horizontal e o afastamento vertical entre o aço e o concreto.

Enquanto na Europa as pesquisas eram realizadas com conectores rígidos combinados com ganchos ou presilhas, os engenheiros americanos preferiram dar mais importância aos estudos com conectores flexíveis, entre os principais testados eram os conectores com perfis U e os do tipo stud.

Figura 04: Conectores rígidos, Chapman (1964)

Foi mencionado em Viest (1960), que estudos teóricos com referência ao comportamento e resistência de vigas mistas aço-concreto foram desenvolvidos e basicamente seguiam as teorias aplicadas ao concreto armado. Após os estudos experimentais indicarem a ausência de interação completa entre laje de concreto e viga de aço, novas teorias foram apresentadas levando-se em consideração o escorregamento relativo entre os dois materiais.

Na Inglaterra consolidou-se a primeira teoria com base na análise elástica de vigas mistas, onde foram apresentadas equações para cálculos das tensões na seção de aço e na seção de concreto, considerando-se apenas as tensões referentes à flexão. Após a execução de testes em vigas mistas com conectores de cisalhamento, concluiu-se que a interação entre os materiais, aço e concreto, é indispensável para uma boa eficiência estrutural. As tensões residuais no aço e a não linearidade do

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concreto tornam praticamente impossível determinar no conector por meio da medição as deformações longitudinais do aço e concreto, Bradford e Oehlers (1995).

Em Viest (1956) são apresentados resultados de ensaios em conectores tipo pino com cabeça com o objetivo de investigar a influência da resistência do concreto, o espaçamento e o diâmetro dos conectores. (Figura 05)

Figura 05: Conectores tipo Stud

Após a década de 50 as pesquisas a respeito dos conectores continuaram, tendo como variáveis de interesse tipos de concretos mais leves, tipos diferentes de lajes, tipos diferentes de carregamento, entre outros.

Em Leonhart et. al (1987) é apresentado um novo tipo de conector denominado perfobond. O perfobond é constituído de uma chapa de aço retangular com vários furos, apresenta grande resistência à fadiga e por isso é indicado para uso em pontes. Um dos pontos negativos desse conector é a dificuldade para o posicionamento da armadura inferior da laje quando as barras de aço têm que passar por dentro das aberturas. O Departamento de Transporte da Universidade de Lowa e a Universidade das Forças Armadas de Munique (Universitat der Bundeswehr Munchen) ainda continuam realizando estudos a respeito desse tipo de conector.

Em Veríssimo (2007) foi apresentado um projeto e seus resultados de ensaios de cisalhamento direto em um conector formado por uma chapa dentada, denominada Crestbond, que se constituiu em uma alternativa interessante ao Perfobond, pois o Crestbond facilita a passagem das barras de armaduras da laje. A figura 06 ilustra os dois tipos de conectores.

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Figura 06: Conectores Perfobond e Crestbond

Através de analises dos resultados de ensaios realizados em ambos os conectores, percebeu-se que os conectores Crestbond demonstraram que sua resistência é menor que a de um conector Perfobond de dimensões similares. Outro aspecto importante desses conectores é o fato deles possibilitarem um aumento da resistência da conexão mediante a colocação de uma maior quantidade de armadura transversal. Em geral, os conectores em chapa contínua apresentam maior rigidez para cargas de serviços do que os studs.

2.3 CONECTORES DE CISALHAMENTO

Os conectores de cisalhamento são elementos estruturais responsáveis por garantir que haja a total interação necessária para que os sistemas estruturais mistos atuem como se fosse praticamente uma peça única. Eles criam forças longitudinais de cisalhamento na interface entre o aço e concreto, que resistem aos esforços causados na utilização das vigas mistas. Além das forças de cisalhamento longitudinais, os conectores também estão sujeitos a forças transversais ao plano de concreto, que tendem a causar a separação entre o mesmo e o perfil metálico, efeito esse conhecido como “uplift”.

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Figura 07: Comportamento misto aço-concreto em vigas

O colapso do sistema misto geralmente ocorre quando o material do conector atinge a ruptura devido à redução gradual da resistência e rigidez do concreto na zona de compressão triaxial (zona de influência), localizada imediatamente em frente ao conector, como ilustra a figura 08. A redução da restrição triaxial desta zona é conseqüência da fissuração que ocorre no concreto quando o conector aplica uma força concentrada na laje.

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Oehlers (1989) cita que existem três tipos de fissuração na laje, descritos como:  fissuração devida ao rasgamento, propagando-se nas laterais do conector, e que

depende da força de compressão no plano da laje. Quando este modo de fissuração ocorre na direção da zona de influência, tem-se pouco efeito na resistência do conector.

 fissuração que se propaga na direção das bielas de compressão do concreto.

 fissuração por fendilhamento em frente ao conector. A propagação dessas fissuras diminui a restrição triaxial na zona de influência.

Dentre essas três citadas, a mais nociva ao concreto é a fissuração por fendilhamento, que tem como conseqüência a ruptura do conector. A utilização da armadura transversal ajuda no limite da propagação das fissuras, porém não evita o fendilhamento no concreto. Conclui-se então que a resistência ao cisalhamento do conector esta diretamente ligada à resistência e a rigidez do material do conector e da laje, fazendo com que a armadura transversal tenha um papel importante apenas no seu confinamento.

Os conectores podem ser classificados como rígidos ou flexíveis, sendo classificado de acordo com a resposta do conector a ação da força de cisalhamento longitudinal que surge na ação mista entre a laje de aço e o concreto, como mostrado na figura 09.

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Analisando esses dados é citado em Chaves (2009), que um conector flexível sob carregamento crescente pode continuar a deformar-se mesmo após atingir sua resistência máxima sem que ocorra sua ruptura. Isto permite admitir que os conectores vizinhos passem a receber maior força de corte e também atinjam a sua capacidade total. Essa consideração possibilita o uso dos conectores igualmente espaçados sem que ocorra perda na resistência máxima da conexão.

2.3.1 CONECTOR STUD BOLT

O estudo de DAVIES (1969) foi um dos primeiros estudos relevantes sobre a análise experimental do comportamento de conectores stud e apresentou uma metodologia de composição de uma equação analítica de resistência, que é obtida a partir da contribuição dos principais fatores que influenciam a capacidade resistente do conector. DAVIES investigou a capacidade do conector stud levando em conta a resistência da laje de concreto à ruptura longitudinal a partir do ensaio de modelos de vigas em escala reduzida.

O principal modo de colapso em modelos com conectores stud é a ruptura por cisalhamento na interface, na base dos studs. A laje de concreto permanece intacta com pequena ou nenhuma fissuração superficial (VELDANDA e HOSAIN, 1992). Esse modo de ruptura é o mais desejável para os studs, pois é a condição em que o conector pode contribuir com a máxima resistência ao cisalhamento (JAYAS e HOSAIN, 1988).

Nos modelos apresentados em DAVIES (1969) observou-se a formação de uma fissura longitudinal ao longo da linha de conectores de cisalhamento mesmo antes de ser atingida a carga última. Essa fissura longitudinal tem seu início na face inferior da laje, devido à alta concentração de tensões de compressão na base do conector stud. A tendência de a laje romper totalmente é resistida pelo concreto e por alguma armadura transversal existente. Com base nos resultados de ensaios, DAVIES (1969) propôs então a seguinte expressão (Eq. 2.1):

𝑞 = 8,5 × 𝐴_𝑐𝑐 × √𝑢_𝑤 + 2,4𝐴_𝑡𝑟 × 𝑓_𝑦𝑠 (Eq. 2.1) onde:

𝑞 é a resistência de um conector (lbf)

𝐴𝑐𝑐 a área de cisalhamento do concreto por conector: A_cc= d_csL_cs(in 2

)

d

cs é o diâmetro do conector (in)

L

(31)

𝑢_𝑤 é a resistência do concreto tomada em corpo de prova cúbico (psi) 𝐴𝑡𝑟 é a área total de armadura transversal (in

2

)

𝑓𝑦𝑠 é a resistência ao escoamento do aço da armadura (psi)

Muitos trabalhos sobre o conector stud e sobre outros protótipos de conectores de cisalhamento foram apresentados durante esses anos. Uma das variações do conector stud é o conector de barra redonda em formato de L, conector esse que é estudado nesse trabalho.

Segundo a norma brasileira NBR – 8800:2008, para o cálculo da resistência do conector tipo pino com cabeça se dá no menor valor das expressões abaixo (Eq. 2.2; 2.3, 2.4):

𝑞

_𝑅𝑑1

=

1₂

×

𝐴𝑠𝑐× 𝑓𝑐𝑘×𝐸𝑐 𝛾_𝑐𝑠 (Eq. 2.2)

𝑞

_𝑅𝑑2

=

𝑅𝑔×𝑅𝑝_𝛾×𝐴𝑠𝑐×𝑓𝑢 𝑐𝑠 (Eq. 2.3) 𝐸𝑐 = 40,5 × (₁₀₀𝛾𝑐 )1,5× √𝑓𝑐𝑘 (Eq. 2.4) sendo:

𝑞𝑅𝑑1 a resistência nominal do conector em função do concreto (N);

𝑞_𝑅𝑑2 a resistência nominal do conector em função do aço (N); 𝐴𝑠𝑐 a área da seção transversal do conector (mm²);

𝑓𝑐𝑘 a resistência à compressão do concreto (MPa);

𝛾_𝑐𝑠 é o coeficiente de ponderação da resistência do conector, igual a 1,25 para combinações últimas de ações normais, especiais ou de construção e igual a 1,10 para combinações excepcionais; 𝑓𝑢 a resistência última do aço do conector (MPa);

(32)

𝑅_𝑔 é um coeficiente para consideração do efeito de atuação de grupos de conectores, como descrito em 2.3.2.1

𝑅_𝑔 é um coeficiente para consideração da posição do conector, dado em 2.3.2.2

2.3.2.1 Deve-se tomar para o coeficiente 𝑅_𝑔 os seguintes valores:

a) 1,00 (a1) para um conector soldado em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço; (a2) para qualquer número de conectores em uma linha soldados diretamente no perfil de aço; (a3) para qualquer número de conectores em uma linha soldados através de uma fôrma de aço em uma nervura paralela ao perfil de aço e com relação 𝑏𝑓 _𝑕

𝑓

igual ou superior a 1,5;

b) 0,85, (b1) para os dois conectores soldados em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço; (b2) para um conector soldado através de uma fôrma de aço em uma nervura paralela ao perfil de aço e com relação 𝑏𝑓 _𝑕

𝑓

inferior a 1,5;

c) 0,70, para três ou mais conectores soldados em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço.

2.3.2.2 Deve-se tomar para o coeficiente 𝑅𝑝 os seguintes valores:

a) 1,00 para conectores soldados diretamente no perfil de aço e, no caso de haver nervuras paralelas a esse perfil, pelo menos 50% da largura da mesa deve estar em contato direto com o concreto;

b) 0,75 (b1) para conectores soldados em uma laje mista com as nervuras perpendiculares ao perfil de aço e 𝑒𝑚𝑕 igual ou superior a 50 mm; (b2) para conectores soldados através de uma

fôrma de aço e embutidos em uma laje mista com nervuras paralelas ao perfil de aço;

c) 0,60, para conectores soldados em uma laje mista com nervuras perpendiculares ao perfil de aço e 𝑒𝑚𝑕 inferior a 50 mm.

Na norma européia EUROCODE 4: 1994, a resistência de cálculo do conector pode ser tomada como o menor valor entre aqueles obtidos por meio dos seguintes cálculos (Eq. 2.6; 2.7; 2.8):

𝑞

_𝑟𝑑

=

0,8×𝑓𝑢( 𝜋×𝑑2 4 ) 𝛾_𝑣 (Eq. 2.5)

(33)

𝑞

_𝑟𝑑

=

0,29×𝛼×𝑑2×√(𝑓𝑐𝑘×𝐸𝑐)

𝛾_𝑣

(Eq. 2.6)

onde:

𝑞𝑟𝑑 a resistência nominal do conector (N);

𝑓_𝑢 a resistência última do aço do conector (MPa); 𝑑 é o diâmetro do conector (mm);

𝑓𝑐𝑘 a resistência à compressão do concreto (MPa);

𝐸_𝑐 o módulo de elasticidade do concreto (MPa).

𝛾_𝑣 é o coeficiente de segurança para o estado limite último, igual a 1,25;

𝑎 = 0,2 ×

𝑕𝑐𝑠 𝑑

+ 1 𝑝𝑎𝑟𝑎 3 ≤

𝑕𝑐𝑠 𝑑

≤ 4; 𝑎 = 1,0 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑕𝑐𝑠 𝑑

> 4

(Eq. 2.7) onde: 𝑕𝑐𝑠 é a altura do conector (mm).

Porém no final da década de 80, em função das limitações do conector stud sob condições de fadiga, foram propostas outras abordagens visando um melhor desempenho à fadiga para aplicação em pontes. Foi nesse contexto que se deu o desenvolvimento dos conectores em chapa contínua, e seus derivados como o

Perfobond e o Crestbon.

2.3.2 CONECTOR EM CHAPA CONTÍNUA (PERFOBOND)

Descobertas recentes em relação ao comportamento das conexões mistas têm motivado o desenvolvimento de conectores de cisalhamento em chapa contínua. Estudos sobre esse tipo de conector tiveram seu início graças à necessidade da criação de um tipo de conector que fosse menos susceptível aos efeitos da fadiga.

(34)

Devido à necessidade da criação da 3º Ponte sobre o rio Caroni, na Venezuela, a empresa alemã Leonhardt, Andrã and Partners desenvolveu na década de 80 um conector de cisalhamento de chapa contínua chamado de Perfobond.

O conector Perfobond consiste de uma chapa plana de aço, com furos circulares, soldada sobre a mesa superior da viga de aço e foi idealizado a partir da necessidade de um conector que não permitisse atrito entre o aço e o concreto e, ao mesmo tempo, só envolvesse deformações elásticas para cargas de serviço. Uma desvantagem desse conector é a dificuldade para o posicionamento da armadura inferior da laje, pois as chapas constituem um obstáculo físico e as barras devem ser posicionadas no centro dos furos do perfil. (Figura 10)

Figura 10: Conector Perfobond

Uma das vantagens desse conector é a possibilidade de substituir vários conectores do tipo pino com cabeça por um perfil Perfobond e a facilidade da sua instalação, que dispensa equipamentos especiais. Sua utilização em edifícios requereu a redução de sua altura devida à altura da laje de concreto. (FERREIRA 2000)

OGUEJIOFOR e HOSAIN (1996) cita que a capacidade resistente e a ductibilidade da ligação aço-concreto advindas do perfil Perfobond são fortemente influenciadas pela resistência do aço-concreto da laje e pela quantidade de armadura que atravessa os furos do Perfobond. Segundo Veríssimo et al. (2006) a utilização do Perfobond permite controlar a capacidade resistente da ligação aço-concreto variando a resistência do concreto e a armadura passante, o que constitui em uma vantagem com relação aos conectores tipo pino com cabeça.

(35)

Em estudos experimentais, tais como: OGUEJIOFOR e HOSAIN (1996), ANDRADE et al. (2007), VELLASCO, et al. (2007) é mostrado que a resistência da ligação aço-concreto recebe contribuição de alguns componentes, como: laje do aço-concreto ao cisalhamento, armadura transversal e volume de concreto que atravessa os furos, provocando efeito pino. Considerando esses três parâmetros, OGUEJIOFOR e HOSAIN (1996) elaboraram uma expressão para estimar a capacidade resistente de conectores tipo Perfobond (Eq. 2.9). Expressão esta descrita abaixo:

𝑞𝑢 = 𝜙 × 4,5 × 𝑕 × 𝑡 × 𝑓𝑐𝑘 + 0,91 × 𝐴𝑡𝑟 × 𝑓𝑦 + 3,31 × 𝜂1 × 𝐷2 × √𝑓𝑐𝑘 (Eq. 2.8)

onde:

𝑞𝑢 resistência do conector

𝜙 coeficiente de resistência igual a 0,8 𝑕 altura do perfil perfobond

𝑡 espessura do perfil perfobond

𝐴_𝑡𝑟 área das barras transversais que atravessam os furos 𝐷 𝑒 𝜂₁ diâmetro dos furos

𝜂1 número de furos

𝑓𝑐𝑘 resistência do concreto a compressão

𝑓𝑦 resistência à tração do aço do perfil perfobond

Buscando manter que um conector fosse menos susceptível aos efeitos da fadiga e procurando solucionar os problemas observados na execução dos perfis Perfobond, um novo conector foi elaborado, chamado de Crestbond.

2.3.3 CONECTOR CRESTBOND

VERÍSSIMO (2004) desenvolveu um conector de cisalhamento formado por uma chapa dentada, com saliências e reentrâncias trapezoidais que proporcionam resistência ao cisalhamento longitudinal e ao uplift. Esse conector, denominado Crestbond, apresentou elevada resistência ao cisalhamento e grande ductilidade nos resultados experimentais (VERÍSSIMO et al., 2005).

(36)

Uma das principais vantagens dos conectores Crestbond com relação aos conectores Perfobond está ligada ao fato de que graças às aberturas entre os dentes do conector CR, não existe mais a dificuldade da disposição das barras de armadura. Este pode ser usado contínuo ou descontínuo. (Figura 11)

Figura 11: Vantagem do conector CR e uso descontínuo do mesmo

Em OLIVEIRA (2007) é citado que do ponto de vista do comportamento mecânico, a conexão com Crestbond trabalha de modo muito similar à conexão com Perfobond, na qual o efeito de pino no concreto contribui com uma parcela bastante significativa para a capacidade da conexão. A resistência última da conexão decorre de quatro fenômenos principais observados: (a) a resistência à tração da laje de concreto; (b) a influência das barras de armadura transversais ao conector; (c) o contato frontal entre o conector e a laje de concreto, e; (d) o corte dos pinos de concreto confinado dentro dos furos do conector.

Os perfis Crestbond são caracterizados por cortes em forma de C ou S, através dos quais é possível passar tanto as armaduras positivas quanto as negativas. Em situação de serviço os conectores tipo pino com cabeça têm comportamento menos rígido que os perfis Perfobond e Crestbond. Depois de atingida a força de pico, o comportamento do perfil com abertura em O, o Perfobond, tende a ser elasto-plástico perfeito, apenas com suave queda da relação 𝐹 𝐹 em função do aumento _𝑢 do escorregamento na interface. Em geral, os perfis com abertura em O, C e S apresentam capacidade resistente duas vezes maior que os conectores do tipo pino com cabeça.

(37)

OGUEJIOFOR e HOSAIN (1994) propuseram uma equação para o cálculo da resistência do Perfobond, com base numa análise de regressão sobre resultados de ensaios push-out seguindo o mesmo procedimento que DAVIES (1969) utilizou para propor uma expressão para a resistência do conector stud.

Em todos os push-out ensaiados por OGUEJIOFOR (1990, 1994) e VELDANDA (1991), observou-se um modo de ruptura muito similar ao reportado por DAVIES (1969). Levando isso em conta, OGUEJIOFOR e HOSAIN (1994) investigaram um modelo de regressão com base na mesma abordagem, a fim de chegar numa expressão para o cálculo da resistência do Perfobond. A partir das observações experimentais, introduziram um termo adicional para considerar a contribuição dos pinos de concreto que se formam através dos furos do conector. Além disso, OGUEJIOFOR e HOSAIN (1994) consideraram a resistência do concreto referida a corpos de prova cilíndricos e não cúbicos. A expressão resultante tem a seguinte forma (Eq. 2.10):

𝑞 = 𝛽₁× 𝐴_𝑐𝑐 × √𝑓_𝑐+ 𝛽₂× 𝐴_𝑡𝑟 × 𝑓_𝑦𝑠 + 𝛽₃× 𝐴_𝑐𝑑 × √𝑓_𝑐 (Eq. 2.9) onde:

𝑞 é a resistência de um conector (N)

𝐴𝑐𝑐 a área de cisalhamento do concreto por conector (é a área

longitudinal da laje menos a área do conector em mm

2

)

𝑓𝑐 é a resistência à compressão do concreto tomada em corpo de

prova cilíndrico (MPa)

𝐴𝑡𝑟 é a área total de armadura transversal (mm 2

)

𝑓𝑦𝑠 é o limite de escoamento do aço da armadura (MPa)

𝐴𝑐𝑑 é a área ao cisalhamento dos pinos de concreto (mm 2

)

𝛽1, 𝛽2𝑒 𝛽3 são coeficientes determinados a partir dos resultados de ensaios

Utilizando uma análise de regressão múltipla, OGUEJIOFOR e HOSAIN (1994) chegaram à expressão abaixo (Eq. 2.11):

(38)

𝑞 = 0,59 × 𝐴_𝑐𝑐 × √𝑓_𝑐+ 1,233 × 𝐴_𝑡𝑟 × 𝑓_𝑦𝑠 + 2,871 × 𝑛 × 𝐷2_{× √𝑓}

𝑐 (Eq. 2.10)

Em 1997, OGUEJIOFOR e HOSAIN (1997) propuseram um segundo modelo (Eq. 2.12), no qual introduziram um quarto termo que contabiliza a resistência frontal do conector.

𝑞 = 𝛽₁× 𝑕_𝑐𝑠 × 𝑡_𝑐𝑠 × 𝑓_𝑐+ (𝛽₂× 𝐴_𝑐𝑑 + 𝛽₃× 𝐴_𝑐𝑐) × √𝑓_𝑐 + 𝛽₄× 𝐴_𝑡𝑟 × 𝑓_𝑦𝑠 (Eq. 2.11) onde:

𝑕𝑐𝑠 altura do conector (em mm) 𝑡𝑐𝑠 espessura do conector (em mm)

MEDBERRY e SHAHROOZ (2002) compararam os resultados dos push-out realizados na Universidade de Cincinnati com os da Universidade de Saskatchewan e constataram que para grande parte dos modelos analisados a equação de OGUEJIOFOR (1994) superestima a resistência do conector.

A partir dos resultados de ensaios MEDBERRY e SHAHROOZ (2002) propuseram outra equação (Eq. 2.13) para estimar a resistência do Perfobond em ensaios

push-out, apresentada na seguinte forma:

𝐹 = 9 × 𝑏 × 𝑕 × √𝑓_𝑐 + 60 × 𝑏_𝑓 × 𝐿_𝑐𝑜 + 20 × 𝑛 × 𝜋 × √𝑓_𝑐 _{× (𝐷 2} )2_{+ 0,9 × 𝐴}

𝑡𝑟 × 𝑓𝑦𝑠

(Eq. 2.12) onde:

𝐹 é a capacidade de carga para uma laje do push-out (lbs.) 𝑏 é a espessura da laje (in.)

𝑕 é a altura da laje abaixo do conector (in.)

𝑓𝑐 é a resistência à compressão do concreto tomada em corpo de prova cilíndrico (psi)

(39)

𝑏𝑓 é a largura da mesa do perfil de aço (in.)

𝐿𝑐𝑜 é o comprimento de contato entre o concreto e o perfil de aço

(in.)

𝑛 é o número de furos no conector

𝐷 é o diâmetro dos furos do conector (in.) 𝐴𝑡𝑟 é a área total de armadura transversal (in.

2

)

𝑓𝑦𝑠 é o limite de escoamento do aço da armadura (psi)

Nessa nova equação foi introduzido um quarto termo referente à resistência por adesão química entre a laje de concreto e o perfil metálico.

Resultados experimentais evidenciam diversos aspectos importantes da conexão com o Crestbond em relação ao que se observa nas conexões com stud e

Perfobond (VERÍSSIMO et al., 2006). Esses aspectos estão relacionados ao modo

de ruptura, à carga máxima aplicada durante o ensaio e à capacidade de deformação da conexão. O limite de proporcionalidade é bastante elevado, de forma que para as condições usuais de serviço a conexão trabalha em regime elástico.

(40)

CAPÍTULO 3 – PROGRAMA EXPERIMENTAL

3.1 PROGRAMA EXPERIMENTAL DE ENSAIO TIPO “PUSH-OUT”

Para caracterizar um conector de cisalhamento é de extrema importância que se conheça o comportamento força-deslizamento da conexão. Um dos métodos para obtenção e avaliação deste dado se dá através de ensaios tipo “push-out” padronizados (JOHNSON, 2004; EN 1994-1-1:2004). O ensaio “push-out” consiste em um perfil metálico tendo duas lajes de concreto conectadas ao mesmo. Seguindo as especificações da EN 1994-1-1;2004, é demonstrado na Figura 12 um ensaio “push-out” típico para conectores stud.

Segundo a EN 1994-1-12004, utiliza-se o ensaio “push out” para a caracterização de conectores, determinando que a relação força-deslizamento que deve ser medida até que a força aplicada decresça 20% em relação à força máxima atingida no ensaio. Para que se consiga dado relevantes como o monitoramento da evolução do comportamento pós pico, é necessário para a realização do ensaio um equipamento que permita executar o ensaio com controle de deslocamentos.

Os dados a serem investigados incluem a geometria e as propriedades mecânicas da laje de concreto, dos conectores de cisalhamento, da armadura da laje e da pré-laje. Para o ensaio push-out padrão, as dimensões dos corpos de prova, a seção de aço e a armadura devem atender as indicações da Figura 12.

(41)

Figura 12 – Características de um ensaio push-out típico com conector stud, segundo a EN 1994-1-1:2004

Os ensaios dos corpos de prova devem ser executados de forma que as lajes e a armadura sejam devidamente dimensionadas, considerando as vigas para as quais os ensaios são projetados.

Sendo:

 L o comprimento de cada laje que deve estar relacionado com o espaçamento longitudinal dos conectores no elemento estrutural misto;

 bc a largura de cada laje que não deve exceder a largura efetiva da laje da viga real;  hc a espessura de cada laje que não de exceder a espessura mínima da laje na vida

real (EUROCODE 4, 2004).

Sendo que o deslizamento relativo entre o perfil metálico e as duas lajes de concreto deve ser medido sempre relacionado à força aplicada.

Os ensaios do tipo push-out são mais adequados para o estudo da conexão aço-concreto, pois permitem obter as relações entre forças aplicadas e deformações

(42)

correspondentes de forma mais simples e direta do que se consegue em ensaios de flexão.

Na figura 13 está representado o fluxo de forças num modelo para ensaio padrão

push-out com conectores stud. Uma grande vantagem deste ensaio é que os esforços instalados nos conectores resultam diretamente das forças P introduzidas pelo atuador, sendo possível a medição do correspondente deslizamento relativo entre a laje do concreto e o perfil metálico. Assim os resultados são obtidos de forma direta.

Figura 13 – Fluxo das forças em um ensaio do tipo push-out

Então os ensaios tipo push-out são bastante adequados para a análise do processo de carga em conectores, quando convenientemente instrumentados.

3.2 CONSIDERAÇÕES PARA O ENSAIO

Segundo EN 1994-1-1;2004 é recomendado que as lajes de concreto dos corpos de prova sejam concretadas na posição horizontal, da mesma forma na prática para vigas mistas, sendo que alguns pesquisadores realizam a concretagem dos corpos de prova na vertical, afim de agilizar o processo de fabricação. Existem boas

(43)

indicações de que o fato de concretar as lajes na vertical não causam modificações importantes, já que as lajes nos modelos possuem dimensões reduzidas (VELDAND A, 1991; MEDBERRY e SHAHROZ, 2002; VERÍSSIMO, 2005).

A aderência na interface entre as mesas do perfil de aço e o concreto deve ser eliminada, lubrificando-se a mesa do perfil ou usando outro meio apropriado.

É necessária a retirada de amostras do concreto utilizado (corpos de prova de concreto) no momento da realização do serviço, a fim de determinar a resistência à compressão do material. A resistência do concreto f

cm deve ser definida como a

média dos corpos de prova na época do ensaio que deve atender de 70% ± 10% de resistência especificada f

ck das peças para as quais o ensaio é projetado.

Podendo assim determinar a resistência ao escoamento, a resistência a tração e o alongamento máximo de uma amostra representativa do material utilizado no corpo de prova.

Além desses fatores que influenciam os ensaios do tipo “Push-out”, outros são citados por JOHNSON (1994), como:

 Número de conectores no modelo de ensaio;

 Tamanho, arranjo, e resistência da armadura da laje na vizinhança dos conectores;

 Tensões longitudinais médias na laje de concreto em torno dos conectores;  Espessura do concreto junto aos conectores;

 Aderência na interface mesa da viga de aço e laje de concreto;

 Vinculação lateral na base das lajes, pois deslocamentos laterais podem provocar forças de arrancamento (efeito alavanca);

 Resistência à compressão do concreto;

(44)

O concreto e sua resistência influenciam diretamente tanto no modo de ruptura como no valor da força de ruptura do modelo, afirmou JOHNSON (1994). Como exemplo, podemos notar que os conectores do tipo pino com cabeça (stud), têm-se diferentes modos de ruptura em função do diâmetro do conector. Com conectores com diâmetro acima de 16mm ocorre ruptura no concreto circundante ao conector, já nos diâmetros menores ocorre o cisalhamento do conector (shearing off). Na figura 14 podemos notar esquematicamente os modos de ruptura no ensaio tipo “Push-out”, podendo ocorrer separadamente ou de forma combinada.

Figura 14 – Modos de ruptura do ensaio tipo “Push-out” (segundo o EUROCODE4) .

Segundo a EN 1994-1-1;2004 recomenda-se que o ensaio siga os seguintes procedimentos:

(45)

 A força deve ser aplicada de início em incrementos, até 40% da carga de ruptura estimada, e então oscilada 25 vezes entre 5% e 40% da carga de ruptura estimada. Os incrementos de força subseqüentes devem ser aplicados de forma que a ruptura não ocorra em menos de 15 minutos.

 O deslizamento longitudinal entre a laje de concreto e a seção de aço deve ser medido continuamente durante o carregamento ou a cada incremento de força. O deslizamento deve ser medido pelo menos até que a força atuante tenha caído 20% abaixo da força máxima.

 A separação transversal entre a seção de aço e as lajes deve ser medida tão próximo quanto possível de cada grupo de conectores.

3.3 CARACTERÍSTICAS DOS CORPOS-DE-PROVA

Os corpos-de-prova montados para os ensaios são compostos por 4 perfis laminados HP 250 x 62 padrão Açominas utilizando o aço ASTM A-36, com dimensões d = 246mm, bf = 256mm, tw = 10,5mm e tf = 10,7mm. Destes, dois são constituídos de conectores do tipo Crestbond, o CR, sendo especificadamente do tipo CR50b-R12, como descrito na Figura 16, com chapa de 8mm de espessura e aço ASTM A36. Este conector foi soldado ao perfil com solda intermitente, sendo mostrada na figura 15 e tendo suas dimensões descritas na figura 17.

(46)

Figura 16 – Conector CR50b-R12

Figura 17 – Dimensões da solda do conector CR50b-R12

Os outros dois corpos-de-prova são constituídos de conectores de barra redonda em formato L, o “stud bolt brasileiro”, com diâmetro de 19 mm e aço SAE 1020, como descrito na figura 18. Estes foram soldados ao perfil com solda com penetração total em todo o contorno (figura 19).

(47)

Figura 18 – Dimensões do conector barra redonda em formato L

Figura 19 – Solda com penetração total do conector barra redonda em formato L

As armaduras utilizadas na fabricação dos corpos-de-prova foram do tipo gaiola com diâmetro de 10mm, como mostrado na figura 20 e com a finalidade de diminuir a fissuração do concreto. As formas foram produzidas com dimensões livres de 60x65x15, utilizando madeira resinada (figura 21).

(48)

Figura 20 – Armadura de ambos corpos-de-prova.

Figura 21 – Detalhe da forma.

O concreto utilizado nos corpos-de-prova foi o concreto usinado ARI de 25 MPa com resistência máxima alcançada em 3 dias e com slump médio de 10 cm (figura 22). A superfície do perfil em contato com o concreto foi engraxada, eliminando-se com isso a aderência e a força de atrito existente.

(49)

Figura 22 – Realização do Slump.

3.4 MODELAGEM DOS CORPOS-DE-PROVA

Os perfis utilizados na pesquisa, bem como os conectores analisados e também a solda dos mesmos foram executados e doados para o trabalho de pesquisa pela ATA INDÚSTRIA MECÂNICA. Os perfis soldados e montados pela empresa são mostrados na figura 23.

(50)

As armaduras utilizadas no trabalho foram montadas com a ajuda de armadores, que utilizaram os equipamentos necessários para a obtenção da fabricação das mesmas o mais próximo possível dos projetos. Estes são mostrados na figura 24 e na figura 25. As formas foram produzidas e montadas com ajuda de carpinteiros. A produção das armaduras e das formas, bem como os profissionais para produção das mesmas, foram cedidas e produzidas pelas empresas patrocinadoras.

(51)

Figura 25 – Detalhamento da armadura para conector barra redonda em L.

A concretagem dos corpos-de-prova foi realizada em um dia parcialmente nublado e com temperatura média de 28°C (figura 26). O processo foi executado manualmente levando aproximadamente 2 horas. A vibração do mesmo, também foi executada manualmente utilizando um bastão metálico (figura 27).

(52)

Figura 27 – Processo de vibração do concreto.

3.5 EXECUÇÃO DO ENSAIO

Utilizamos uma prensa com acionamento manual, que atinge carga máxima de 100 toneladas, mostrada na figura 28.

(53)

Para conseguir atingir a carga necessária para romper os corpos-de-prova no equipamento, houve a necessidade de aplicarmos a carga com excentricidade. Sendo necessária a realização de cálculos para obtenção da carga final exercida sobre os conectores.

Para locomoção dos corpos-de-prova, foram soldados aos perfis metálicos ganchos de aço sendo utilizados também equipamentos como: uma talha com a finalidade de elevar e assentar os corpos-de-prova, uma mesa de aço com roldanas para movê-los e um pórtico para instalação da talha. Contamos com a ajuda de funcionários da UNIVALE para movimentar os corpos-de-prova.

Seguimos as recomendações citadas nesta pesquisa para aplicação da carga nos ensaios do tipo push-out. A figura 29 demonstra o processo de acionamento manual da carga na prensa utilizada.

Figura 29 – Processo de acionamento manual da carga.

Antes da realização dos ensaios referentes aos conectores Crestbond tipo CR50b-R12, foram realizados cálculos teóricos afim de se obter a resistência máxima ao cisalhamento dos mesmos.

(54)

A partir dos resultados de ensaios do tipo Push-out realizados por MEDBERRY e SHAHROOZ (2002), foi proposto a seguinte equação para estimar a resistência do Crestbond, como demonstrado a seguir:

𝐹 = 9 × 𝑏 × 𝑕 × √𝑓𝑐+ 60 × 𝑏𝑓× 𝐿𝑐𝑜 + 20 × 𝑛 × 𝜋 × √𝑓𝑐× (𝐷 2 )2+ 0,9 × 𝐴𝑡𝑟 × 𝑓𝑦𝑠

(Eq. 2.12) onde:

𝐹 é a capacidade de carga para uma laje do push-out (lbs.) 𝑏 é a espessura da laje (in.)

𝑕 é a altura da laje abaixo do conector (in.)

𝑓𝑐 é a resistência à compressão do concreto tomada em corpo de prova cilíndrico (psi)

𝑏𝑓 é a largura da mesa do perfil de aço (in.)

𝐿𝑐𝑜 é o comprimento de contato entre o concreto e o perfil de aço (in.)

𝑛 é o número de furos no conector 𝐷 é o diâmetro dos furos do conector (in.) 𝐴𝑡𝑟 é a área total de armadura transversal (in.

2

) 𝑓𝑦𝑠 é o limite de escoamento do aço da armadura (psi)

então temos: 𝐹 = 9 × 5,91 × 7,28 × √3625,94 + 60 × 10,08 × 21,65 + 20 × 3 × 𝜋 × √3625,94 × 2,17 2 2 + 0,9 × 1,46 × 55114,34 𝐹 = 122193,09 𝑙𝑏𝑠 𝐹 = 55.542,31 𝐾𝑔 𝑜𝑢 𝐹 = 55,54 𝑡𝑜𝑛

Sendo um número total de 2 conectores por corpos-de-prova, obtemos uma resistência final de:

(55)

Em seguida foram realizados os ensaios em laboratório. A figura 30 demonstra a aplicação da carga com a excentricidade seguida dos cálculos realizados para obtenção da carga máxima aplicada ao conector.

(56)

Carga excêntrica aplicada à 7,3cm do centro

Figura 31 – Imagem ilustrativa da carga excêntrica de 7,3 cm e esquema de carga

𝛴𝑀𝐴 = 0 𝑉𝐵 𝑥 24,6𝑐𝑚 − 70𝑡𝑜𝑛 𝑥 19,6𝑐𝑚 = 0 24,6 𝑥 𝑉𝐵 = 1.372 𝑡𝑜𝑛. 𝑐𝑚 𝑉𝐵 = 1.372 𝑡𝑜𝑛. 𝑐𝑚 24,6𝑐𝑚 𝑽𝑩 = 𝟓𝟓, 𝟕𝟕𝒕𝒐𝒏 𝛴𝑉 = 0 𝑉𝐴 + 𝑉𝐵 − 70𝑡𝑜𝑛 = 0 𝑉𝐴 + 55,77𝑡𝑜𝑛 − 70𝑡𝑜𝑛 = 0 𝑉𝐴 = 70𝑡𝑜𝑛 − 55,77𝑡𝑜𝑛 𝑽𝑨 = 𝟏𝟒, 𝟐𝟐𝒕𝒐𝒏

(57)

Carga excêntrica aplicada à 9,8cm do centro

ΣMA = 0 22,1cm x 70ton − 24,6cm x VB = 0 VB x 24,6cm = 1.547ton. cm VB = 1.547ton. cm 24,6cm 𝐕𝐁 = 𝟔𝟐, 𝟖𝟗𝐭𝐨𝐧 Σ𝑉 = 0 𝑉𝐴 + 𝑉𝐵 − 70𝑡𝑜𝑛 = 0 𝑉𝐴 + 62,89𝑡𝑜𝑛 − 70𝑡𝑜𝑛 = 0 𝑉𝐴 = 70𝑡𝑜𝑛 − 62,89𝑡𝑜𝑛 𝑽𝑨 = 𝟕, 𝟏𝟏𝒕𝒐𝒏

(58)

Carga excêntrica aplicada à 11,3cm do centro

Σ𝑀𝐴 = 0 23,6𝑐𝑚 𝑥 70𝑡𝑜𝑛 − 24,6𝑐𝑚 𝑥 𝑉𝐵 = 0 24,6𝑐𝑚 𝑥 𝑉𝐵 = 1.652𝑡𝑜𝑛. 𝑐𝑚 𝑉𝐵 =1.652𝑡𝑜𝑛. 𝑐𝑚 24,6𝑐𝑚 𝑽𝑩 = 𝟔𝟕, 𝟏𝟓𝒕𝒐𝒏 Σ𝑉 = 0 𝑉𝐴 + 𝑉𝐵 − 70𝑡𝑜𝑛 = 0 𝑉𝐴 + 67,15𝑡𝑜𝑛 − 70𝑡𝑜𝑛 = 0 𝑉𝐴 = 70𝑡𝑜𝑛 − 67,15𝑡𝑜𝑛 𝑽𝑨 = 𝟐, 𝟖𝟒𝒕𝒐𝒏

(59)

Os dados obtidos através dos ensaios são: CORPO DE PROVA CONECTOR fck (MPa) EXPESSURA (mm) ARMADURA (mm) Prk (kN) DESLOCAMENTO DA LAJE EM RELAÇÃO AO PERFIL (mm) DESLOCAMENTO LONGITUDINAL DO CONECTOR (mm) A 01 CR50b-R12 25 8 10 671 9 5 A 02 CR50b-R12 25 8 10 671 10 5,5

Tabela 01 – Tabela de deslocamentos ocorridos em conectores CR50b-R12

As figuras 34 e 35 demonstram as condições dos corpos-de-prova com conectores do tipo CR50b-R12 após realização dos ensaios. Utilizou-se um martelete rompedor (figura 36) para destruir os blocos de concreto para uma possível análise dos conectores.

(60)

Figura 35 – Condições do corpo-de-prova 02.

(61)

Na figura 37 são mostradas as deformações sofridas pelos conectores.

Figura 37 – Deformações nos conectores Crestbond tipo CR50b-R12.

No dia seguinte foram realizados os ensaios referentes aos conectores do tipo barra redonda em formato L. A figura 38 mostra a carga excêntrica sendo aplicada aos perfis contendo os conectores.

(62)

Primeiramente foram realizados cálculos teóricos a fim de se obter a resistência máxima ao cisalhamento dos conectores barras redonda em formato L .

Segundo a norma NBR 8800:2008, a resistência do conector é dada pelo menor valor resultado das expressões abaixo:

𝑞

_𝑅𝑑1

=

1 2

×

𝐴_𝑠𝑐× 𝑓𝑐𝑘×𝐸𝑐 𝛾_𝑐𝑠 (Eq. 2.2)

𝑞

_𝑅𝑑2

=

𝑅𝑔×𝑅𝑝_𝛾×𝐴𝑠𝑐×𝑓𝑢 𝑐𝑠 (Eq. 2.3) 𝐸𝑐 = 40,5 × (₁₀₀𝛾𝑐 )1,5× √𝑓𝑐𝑘 (Eq. 2.4) sendo:

𝑞𝑅𝑑 a resistência nominal do conector (N);

𝐴𝑠𝑐 a área da seção transversal do conector (mm²);

𝑓_𝑐𝑘 a resistência à compressão do concreto (MPa);

𝛾_𝑐𝑠 é o coeficiente de ponderação da resistência do conector, igual a 1,25 para combinações últimas de ações normais, especiais ou de construção e igual a 1,10 para combinações excepcionais; 𝑓𝑢 a resistência última do aço do conector (MPa);

𝐸_𝑐 o módulo de elasticidade do concreto (MPa);

𝑅𝑔 é um coeficiente para consideração do efeito de atuação de

grupos de conectores, como descrito em 2.3.2.1

𝑅𝑔 é um coeficiente para consideração da posição do conector,

dado em 2.3.2.2

2.3.2.1 Deve-se tomar para o coeficiente 𝑅𝑔 os seguintes valores:

d) 1,00 (a1) para um conector soldado em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço; (a2) para qualquer número de conectores em uma linha soldados diretamente no perfil de aço; (a3) para qualquer número de conectores em uma linha soldados através de