manual de pisos industriais - fibras de aço e protendido
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Manual de PISOS INDUSTRIAIS Fibras de Aço e Protendido
Públio Penna Firme Rodrigues
Públio Penna Firme Rodrigues
Engenheiro Civil, graduado pela Escola de Engenharia Mauá em 1979 e Mestre em Engenharia pela Escola Politécnica da Uni-versidade de São Paulo, 1989, com diversos cursos de aper-feiçoamento no exterior.
Tem mais de trinta trabalhos publicados em congressos na-cionais e internacionais, bem como em revistas técnicas, abrangendo principalmente os temas de piso industrial e tec-nologia de concreto. Ao longo de sua carreira de mais de 30 anos tem se dedicado ao estu-do e desenvolvimento dos pisos industriais e pavimentos rígidos, tendo sido responsável pela in-trodução de modernas metodo-logias de dimensionamento para pisos e pavimentos reforçados.
Nos últimos dezessete anos está à frente da Diretoria Técni-ca da LPE Engenharia e Consul-toria, com mais de 32 milhões de metros quadrados de obras, abrangendo mais de 3.500 pro-jetos (até 2009; visite o site www.lpe.eng.br). É membro do IBRACON, ACI, ABPv e é Conselheiro da ANAPRE - As-sociação Nacional de Pisos e Revestimentos.
Manual de PISOS INDUSTRIAIS Fibras de Aço e Protendido
Públio Penna Firme Rodrigues
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Revisão Ricardo Sanovick Shimada
Diogromoçõo Triall Composição Editorial Itda.
Este livro foi catalogado na Câmara 8rasileira do Livro.
Dados Internacionais de Catalogação na Publicação (CIP) (Câmara Brasileira do Livro, SP, Brasil)
Rodrigues, Públio Penna Firme Manual de pisos industriais: fibras de aço e protendido/Públio Penna Firme
Rodrigues. - São Paulo: Pini, 2010.
ISBN 978-85-7266-228-4
1. Concreto 2. Construção de concreto 3. Pavimentos de concreto 4. Pisos de concreto 5. Solos I. Título.
10-03989 CDD-690.16
índice para catálogo sistemático:
1. Pisos industriais de concreto: Construção civil: Tecnologia 690.16
PSSP EDITORA PINI LTDA Rua Arthaia, 964 - 01130-900 - São Paulo - SP - Brasil Telefone:(l I) 2173-2300 Fax:(l 1) 2173-2466 www.piniweb.com - manuais^pini.com.br
I a edição, I a tiragem, maio/2010
Dedicatória
Para Fê (Fernanda) e Cá (Camila), minhas filhas,
a quem um dia ensinei algo.
Com elas, hoje aprendo muito.
Agradecimento
Este manual não teria sido possível sem a cooperação da equipe técnica da LPE Engenharia e Consultoria, notadamente a Eng^. Silvia Maria Botacini, contribuindo com informações e sugestões valiosas, auxiliando nas minhas tarefas diárias, en-quanto me dedicava à elaboração deste trabalho. Agradeço especialmente ao Eng. Wagner Edson Gasparetto pela atenciosa revisão de todo o texto, com importantes contribuições e apoio na busca de patrocínio e divulgação do nosso trabalho. Ao Tecnólogo Jatir de Oliveira Filho por suas contribuições no capítulo 9 e ao Eng. Breno Macedo Faria pelas contribuições nos capítulos 6 e 7.
Sumário
Capítulo 1 Introdução 11
Capítulo 2 Tópicos de Solos 15
Introdução 15
Tipos de solo quanto à origem 16
Propriedades mecânicas dos solos 16
Solos tropicais 21
Avaliação da capacidade do solo como elemento de fundação .23
Interação entre solo e piso industrial 25
Compactação dos solos 28
Capítulo 3 Sub-base 31
Introdução 31
Tipos de sub-bases 32
Tensões em sub-bases cimentadas 42
Capítulo 4 Tecnologia de Concreto 45
Introdução 45
Propriedades do concreto fresco 46
Propriedades do concreto endurecido 52
Capítulo 5 Concreto Reforçado com Fibras de Aço 65
Introdução 65
Conceituação de materiais compósitos 66
Propriedades geométricas da fibra de aço 69
Propriedades mecânicas do concreto reforçado com fibras de aço 70
Adesão 73
Ensaio de tenacidade 74
Controle da fissuração 75
Capítulo 6 Sistema de Protensão para Pisos 79
Introdução 79
Cordoalhas engraxadas 80
Ancoragem 32
Capítulo 7 Dimensionamento 83
Introdução 83
Esforços atuantes na placa de concreto 85
Modelos genéricos de dimensionamento 95
Dimensionamento com fibras de aço 97
Pisos protendidos 98
Capítulo 8 Juntas 105
Introdução 105
Tipos de juntas 106
Mecanismos de transferência de carga 109
Materiais de preenchimento de juntas 110
Capítulo 9 Execução 113
Introdução 113
Preparo da fundação 1 14
Concretagem do piso 1 16
Fôrmas 123
Transporte, lançamento e adensamento do concreto 1 24
Acabamento superficial 126
Cura do concreto 131
Corte das juntas 133
Execução da protensão 133
Conceito de planicidade e nivelamento 134
Referências Bibliográficas 137
Prefácio
Reduzir os custos e os transtornos causados pela necessidade de manutenção constante em pisos industriais tem sido um dos principais enfoques de projetistas e empresas de execução no Brasil. Cada vez mais esse tipo de pavimento deixa de ser visto como uma tarefa ingrata no final do cronograma da obra para ganhar impor-tância estratégica nas plantas industriais, condomínios logísticos, centros de distri-buição etc. Junto com as dimensões e a complexidade dos equipamentos que por ali transitam, crescem também as exigências de desempenho e durabilidade por parte dos contratantes. Tempos de pisos delgados, de grandes dimensões livres de juntas e, ao mesmo tempo, de extrema planicidade, elevada resistência à abrasão e capacidade para suportar condições severas de esforço e impacto. 0 meio técnico nacional tem respondido à nova demanda com uma vasta gama de tecnologias para a execução de pavimentos. O alto nível de especialização dos profissionais brasi-leiros tem permitido explorar todo o potencial dos materiais e técnicas de reforço disponíveis no mundo. Para a PINI, é uma honra poder contribuir nesse proces-so, com a edição do Manual de Pisos Industriais - Fibras de Aço e Protendido, de autoria do Eng. Públio Penna Firme Rodrigues. Avaliação da capacidade do solo como elemento de fundação, tipos de sub-bases, propriedades do concreto fresco e endurecido, reforço com fibras de aço, controle de fissuração, sistemas de proten-são, dimensionamento, juntas e técnicas de execução constam entre os principais tópicos abordados pelo livro. O novo título complementa publicação anterior do IBTS (Instituto Brasileiro de Telas Soldadas), denominada Pavimentos de Concreto Armado - Projeto e Critérios Executivos. Com atuação há mais de 30 anos nas áreas de projeto e especificação de pisos e pavimentos, o autor discorre com propriedade sobre o tema, dando ênfase às peculiaridades do concreto protendido e reforçado com fibras. Em um momento de retomada do ciclo de crescimento econômico na-cional, que pressupõe a formação e a atualização constante de toda uma geração de engenheiros civis, a publicação promete se tornar referência para profissionais de projeto e construção, estudantes e contratantes de obras. A difusão do conheci-mento sobre as técnicas de execução, o desenvolvimento tecnológico dos materiais e os avanços nos critérios de dimensionamento nos permitem vislumbrar um novo salto de qualidade e desempenho aos pisos industriais no País.
E R I C C O Z Z A
Diretor de Redação PINI
maio de 2010
Introdução
A história do dimensionamento dos pisos industriais se confunde com a dos pavimentos de concreto, que começou na década de 1920 com os trabalhos teóri-cos, desenvolvidos por Westergaard (Westergaard, 1927), cujo dimensionamento baseia-se no limite elástico do concreto. A exatidão do trabalho desenvolvido por esse pesquisador vem sendo constantemente validada pelos modernos processos de elementos finitos.
Algumas décadas foram necessárias para a ocorrência de um novo salto, até que, na década de 1960, Anders Lõsberg (Lõsberg, 1962) lança a base teórica para o dimensionamento de placas apoiadas em meio elástico através do limite plás-tico do material. Para isso, Lõsberg trabalhou com placas de concreto armado, e seu trabalho tem sido fundamental para o desenvolvimento do concreto reforça-do com fibras de aço.
A evolução dos pisos industriais tem sido marcante nas últimas duas décadas, e o Brasil vem se destacando de maneira clara como detentor de conceitos firmes na área de projeto, tendo adotado a Escola Européia (Rodrigues, 2006) como op-ção em critérios de dimensionamento desde a década de 1990, e que só recente-mente vem paulatinamente sendo adotado na América do Norte (Roesler, 2007).
Essa escola prioriza os pisos industriais mais delgados, placas de dimensões ele-vadas, geralmente superiores a 100 m2 e providos de reforço estrutural, quer sejam fibras, telas soldadas ou cordoalhas protendidas, enquanto a Escola Americana bus-ca o ganho estrutural com o emprego de estruturas de maior rigidez, geralmente de concreto simples e placas de pequenas dimensões, da ordem de 20 m2 a 25 m2.
A adoção de estruturas mais delgadas permite a melhor acomodação da placa no terreno de fundação, reduzindo de modo significativo os esforços gerados por recalques diferenciais, tanto os elásticos, fruto de carregamentos parciais na placa de concreto, como aqueles provocados por adensamento do terreno de fundação.
O mesmo conceito já vem sendo adotado pelo IBTS (Instituto Brasileiro de Telas Soldadas), nos seus últimos manuais de dimensionamento (Rodrigues & Cassaro, 1998, e Rodrigues, 2007) para pisos com telas soldadas.
Este Manual tem como objetivo complementar a publicação desse Instituto: Pa-vimentes Industriais de Concreto Armado - Projeto e Critérios Executivos, que pode ser encontrada em cópia eletrônica anexada a esta publicação, que apresenta os reforços estruturais de fibra de aço e armação protendida e, como muitos dos con-ceitos são similares, será freqüentemente citada.
O pavimento industrial deve ser visto como um sistema, representado na figura 1.1, em que o desempenho final é fruto da adequada execução de cada uma das camadas: revestimento, placa de concreto, base, sub-base e subleito. Desse modo, cabe ao projetista analisar e dimensionar individualmente cada camada, de modo que o resultado final seja harmônico e eficiente.
A eficiência está atrelada à capacidade do piso em absorver as cargas atuantes, enquanto a harmonia do sistema esta ligada fundamentalmente à sua durabilidade, pois as diversas camadas do sistema devem trabalhar dentro das características es-truturais dos materiais que as compõem.
Carga Filme plástico
Sistema piso industrial.
• Subleito
Por exemplo, a adoção de sub-bases cimentadas com espessura mais elevada que a placa de concreto faz com que essas se tornem excessivamente rígidas e aca-bem absorvendo mais carga que a própria placa, o que pode levar a um processo de
fadiga precoce dessa camada. 0 mesmo pode ocorrer quando o módulo elástico das camadas inferiores for muito elevado1.
0 desenvolvimento desse manual será feito com base no conceito Sistema pisos industriais, e cada um dos componentes será analisado em um dos capítulos sub-sequentes.
Entretanto, neste Manual, serão tratadas de maneira mais simplificada as ques-tões relativas ao solo, mas levando-se em consideração a profundidade suficiente para a execução de projeto e as camadas de base e de tecnologia do concreto - com ênfase às peculiaridades do concreto com fibra. Maior profundidade poderá ser ob-tida na publicação do IBTS (Rodrigues, 2006).
Não são o objetivo deste manual as questões técnicas ligadas aos revestimentos de alto desempenho (RAD), empregados em alguns tipos de pisos industriais.
1 Esse conceito será melhor abordado no capítulo 7.
Tópicos de Solos
2.1 Introdução Os solos podem ter definições distintas em função da ciência que os classifi-
cam, uma vez que sua inteiração com o ser humano é ampla, presente em nossas vidas de maneiras distintas, como nosso próprio suporte, como fonte de alimen-tação, em que os alimentos são cultivados, como material de construção, tanto de habitações como rodovias etc.
Na engenharia civil, o solo pode ser considerado como qualquer depósito es-cavável por processos manuais, resultante da ação direta do intemperismo ou da degradação de rochas. Na categoria solos, são incluídos diversos materiais não consolidados, como sedimentos - areias, pedregulhos, siltes e argilas - turfas, cal-cários e areias oriundos de conchas, depósitos piroclásticos - resukantes da ação vulcânica - e os solos residuais, jovens ou maduros (Balbo, 2007).
Conhecer a origem do solo que será a fundação do piso industrial é essencial, pois muitos comportamentos poderão ser previstos antes mesmo da execução de ensaios físicos ou químicos do material. Por exemplo, um solo residual do cintu-
rão orogênico do Atlântico pode ser muitas vezes micáceo, dependendo do grau de intemperismo sofrido e, portanto, expansivo; em contrapartida, apresentam bom suporte, exceto os maduros, necessário para cargas elevadas presentes em pisos industriais. As areias finas argilosas da bacia do Paraná costumam ser excelentes materiais para pavimentação, mas costumam ser porosas, o que causa problemas quando o piso é submetido a cargas distribuídas elevadas.
Neste trabalho, serão focalizadas de modo superficial as propriedades mecâni-cas do solo para pavimentação; contudo, aqueles que quiserem se aprofundar mais no tema poderão fazê-lo com base na bibliografia indicada (Vargas, 1987; Pinto, 2002; Nogami & Villabor, 1995; Balbo, 2007; Rodrigues, 2007; DNIT, 2006).
Tipos de solo quanto à origem Segundo Vargas (Vargas, 1986), os solos são sempre originários da decomposi-
ção de rochas, sendo os sedimentares aqueles que se originaram em lugar remoto e foram transportados pela ação dos ventos (eólicos), pela água (aluvices) ou pela gravidade (colúvios). Os solos transportados apresentam-se geralmente na forma de depósitos pouco consolidados (DNIT, 2006).
Os solos residuais, como o próprio nome sugere, são aqueles que sofreram alte-ração e permanecem no local de origem; os solos residuais maduros estão em um processo maior de evolução, são homogêneos e não guardam mais feições da rocha matriz. Em outro extremo, estão os saprólitos, que, mesmo mantendo a estrutura da rocha matriz, não apresentam consistência e podem ser facilmente desmontá-veis (Vargas, 1986).
Portanto, é evidente que a composição e o comportamento de urr solo estão relacionados à rocha mãe. Por exemplo, o granito dá origem a solos arenosos argilo-sos (micáceos), o basalto a solos argilosos arenosos (terra roxa), os arenitos a areias etc. (DNIT, 2006).
Propriedades mecânicas dos solos O subleito é a interface do terreno de fundação e o sistema piso, sendo a pri-
meira camada do solo a receber os esforços gerados pelos carregamentos atuantes no pavimento.
As tensões atuantes, graças à ação redistribuidora de esforços que a placa de concreto permite, salvo condições especiais de carregamentos elevados, é inferior a 50 kN/m2 (5 tf/m2), valor relativamente confortável e que pode ser atingido por solos de qualidade mediana.
De maneira simplificada, o subleito pode ser imaginado como um conjunto de molas discretas, uniformemente distribuídas sob a placa de concreto, as quais, à medida que a placa é carregada, sofrem deformação, que é maior sob o ponto de atuação do esforço e que, gradativamente, vai diminuindo à medida que se afasta desse ponto.
0 que nos interessa é saber o valor do coeficiente de mola do solo, representado pelo coeficiente de recalque k (MPa/m ou kPa/m). Quanto maior o valor desse coe-ficiente, menor será a deformação que a placa vai sofrer para determinado carrega-mento e, consequentemente, menores serão as tensões atuantes no pavimento.
Da mesma forma, valores baixos do coeficiente de recalque podem levar à ne-cessidade de placas mais espessas, para compensar a maior deformidade do solo. É possível uma melhoria do coeficiente de mola do solo, compenssndo-se a defi-ciência com o emprego de sub-bases mais rígidas, que produzirá um coeficiente de recalque equivalente maior, chamado k$ - coeficiente de recalque do sistema subleito -sub-base.
O valor de k é uma propriedade intrínseca do solo em determinada energia de compactação, que pode ser reduzido pela deficiência dessa energia, por excesso de umidade ou outros fatores; pode ser determinado através de um ensaio direto (DNIT, 2004), por meio carregamento controlado do solo, através de uma placa cir-cular, obtendo-se a curva tensão X deformação exemplificada na Figura 2.1.
Define-se como k a relação entre a tensão que a placa aplica ao solo para uma deformação padrão de 1,27 mm. Por ser um ensaio caro e de difícil execução, pode ser correlacionado com outras propriedades, como o CRR (Califórnia Rearing Tpst) ou simplesmente índice de Suporte Califórnia, ou modernamente com o MR (Mó-dulo resiliente).
O ensaio do CBR do solo mede, em essência, a resistência à penetração de um cilindro no solo - que pode ser tomado como a tensão de cisalhamerto do material - comparando-a com um solo definido como padrão, que se assemelha a uma brita graduada1. O valor do ensaio é dado em porcentagem em relação ac solo padrão e correlaciona-se ao k, de acordo com a Figura 2.2 (Pitta, 1996).
Função linear ideal
Variação esquemática de lensão e deformação do solo.
Deformação medida 6
1 Ver capítulo 3.
• FIGURA 2.2
k em função do CBR.
0 módulo resiliente pode ser considerado como o módulo de elasticidade con-finado do solo, sendo, portanto, dependente da tensão de confinamento a que é submetido (Medina & Motta, 2005), de acordo com a equação 2.1, a seguir.
Em que é a tensão de desvio - tensão vertical menos a tensão horizontal em determinado ponto do solo - e é a deformação vertical observada nesse mesmo ponto. Seu emprego vem ganhando força graças à maior facilidade de determinação no campo, por meio de ensaios do tipo FWD (Falling Weight Deflectometer), viga Benkelman ou mesmo de outros ensaios mais específicos para o solo. Além disso, o conceito - relacionado à curva tensão x deformação do solo - é mais familiar ao engenheiro do que o próprio coeficiente de recalque.
Os ensaios de campo citados, na realidade, determinam uma bacia de defor-mação para determinado carregamento e, por meio de retroanálise - que emprega programas de elementos finitos - pode ser obtido um valor para o módulo resiliente, que representa o solo ou os solos formadores da camada do subleito, um vez que a mobilização da deformação do solo é limitada a algumas dezenas de centímetros.
O módulo resiliente pode ser empregado diretamente no cálculo do raio de rigi-dez da placa de concreto, por meio de expressão específica, que será abordada no Capítulo 7, ou correlacionada com k pela expressão (AASHTO, 1999):
k{kN/m3) = MR(kPo) x 2,03 <2-2)
O módulo resiliente, propriedade intrínseca, é geralmente mais baixo para solos finos - siltes e argilas - sendo mais crítico para o silte, aumentando para materiais granulares, como as areias e os pedregulhos. Para solos de comportamento late-rítico (Alvarez, 1997), solos com areia fina, atingem valores de módulo resiliente próximos à da brita graduada.
O modo mais prático de determinação do MR é através dos ensaios de campo já mencionados, pois o valor final pode ser influenciado por espessura do solo, porosi-dade, existência de camada mais rígida sotoposta à camada em estudo etc.
Outro grande mérito no uso do módulo resiliente é a resposta riais adequada obtida com os solos tropicais, como os lateríticos ou de comportamento laterítico (ver item 2.7), fruto de intemperismo úmido e quente, que leva a solos de excelente capacidade e elevado módulo, quando bem compactados, e que não são percebi-dos normalmente pelo ensaio de CBR.
Com base no módulo resiliente, foi desenvolvida metodologia de classificação, denominada resiliente2, que visa separar os diversos tipos de solos, de acordo com o seu comportamento (Pinto & Preussler, 2002).
Para solos granulares, que apresentam menos de 35% de material que passa pela peneira 0,075mm, a Figura 2.3 apresenta os três grupos de solos, que podem ser definidos pelo modelo (DNIT, 2006):
Mr=K1x O3k2 (2.3)
onde « ! e K2 são parâmetros resilientes determinados no ensaio triaxial, MR o módulo resiliente, e a 3 a tensão de confinamento.
Os solos do grupo A são de elevada resiliência e não devem ser empregados em estruturas de pavimentos, além de serem subleitos sofríveis. No grupo B, de resiliên-cia intermediária, solos com K2 inferior ou igual a 0,5, apresentam bom compor-tamento, enquanto para K2 superior a 0,5, o comportamento será cependente da espessura da camada e da qualidade do subleito. Os solos do grupo C, que são con-siderados de baixa resiliência, são excelentes para confecção de bases e sub-bases.
2 Resiliência é a capacidade de um material se deformar quando sob ação de carregamento; quando se diz que um solo é altamente resiliente, ele sofrerá grandes deformações e, portanto, seu módulo resiliente será baixo.
• FIGURA 2.3
Classificação resilienfe de solos granulares (DNIT, 2006).
10.000
Ê 5 OCO cn
to
Z3 O •O
1000
2 0 0
0 ,1
GRUP0C
GRUPO B
GRUPO A
0.2 0,3 0.4 0.5 1,0 U 1.4 1.61.8 2.D
TENSÃO C0NFINANTE, o.íkgf/crr1)
Para os solos finos, com mais de 35% de material passando pela peneira 0,075 mm, com predominância de siltes ou argilas, são classificados três tipos de solos (Pinto & Preussler, 2002):
Solo tipo I: de bom comportamento quanto à resiliência, tanto para subleito como para camada de reforço, cujo comportamento é regido pela expressão:
mr-SL = 4874 x Gd"1,129 (2'4)
Solo tipo II: de comportamento regular quanto à resiliência, não sendo permiti-do seu emprego como camada do pavimento, somente como reforço, seu compor-tamento é regido pela expressão:
M R _ $ L = 1286 x a / 0 ' 5 4 7 8 (2.5)
Solo tipo III: de comportamento deficiente quanto à resiliência, não sendo per-mitido seu emprego como camada do pavimento e, quando constituinte do sublei-to, suas características devem ser consideradas cuidadosamente em projeto; seu comportamento é definido por módulo resiliente único, MR.SL = 53MPa.
Solos tropicais Os solos formados pelo intemperismo tropical, em que predominam altas tem-
peraturas e índices pluviométricos elevados, apresentam características diferentes dos não tropicais submetidos a processos semelhantes de formação.
Essas características permitem que os solos tropicais apresentem comportamen-tos estruturais que, muitas vezes, não são diferenciados pelos ensaios tradicionais da mecânica dos solos.
Coube ao Prof. Job S. Nogami o pioneirismo no estudo dos solos tropicais bra-sileiros, que culminou na apresentação de uma nova sistemática de classificação, denominada M C T - miniatura, compactado, tropical (Nogami & Villabor, 1995), com a adoção de conceitos não usuais na mecânica tradicional dos solos, como cor, ma-croestrutura e composição mineralógica (Balbo, 2007), que será apresentada resu-midamente e que pode ser consultada nas bibliografias citadas.
Os solos tropicais podem ser divididos em dois grandes grupos: solos lateríticos ou de comportamento laterítico e os saprolíticos. Os de comportamento laterítico são aqueles que possuem características definidas pela metodologia MCT como ge-ologicamente laterítico (Nogami & Villabor, 1995), sendo designados por L.
Os saprolíticos são solos tipicamente residuais e preservam a estrutura da rocha que lhes deu origem; na terminologia MCT, são designados por N. Ambos podem ser constituídos por solos arenosos, siltosos ou argilosos.
A classificação MCT é conduzida por meio de ensaios de compactação e hidráu-licos, para a determinação dos coeficientes c' e e\ que permitem o enquadramento do solo (ver Figura 2.4) em sete subclasses, cujas principais características são for-necidas na Tabela 2.1 (DNIT, 2006)
A Tabela 2.2 apresenta uma correlação entre os solos avaliados pelas classifica-ções MCT e Resiliente, na qual se pode constatar a qualidade superior dos solos de comportamento laterítico com os saprolíticos.
A Figura 2.5 apresenta a mesma classificação MCT, mas indica a correlação entre osMReo CBR. Embora seja comum o emprego de correlações únicas para MRx CBR, ela pode variar expressivamente em razão de: formato dos grãos, ligantes, campo elétrico entre as partículas etc., bastante útil para compreender o comportamento dos solos.
Classificação MCT (DNIT, 2C0ó).
CLASSES N - SOLOS DE COMPORTAMENTO "NÃO LATERÍTICO" L - SOLOS DE COMPORTAMENTO ) "LATERÍTICO'
GRUPOS NA AREIAS
NA' ARENOSOS
B 9
r m r r M
NG' ARGILOSOS
LA AREIAS
LA' ARENOSOS
LG' ARGILOSOS
GRANULOMETRIA TÍPICA (MINERAIS) (1) Areias, areias siltosas, siltes
(q)
Areias siltosas, areias argilosas
Silte (k, m), siltes arenosos e argilosos
Argilas, argilas arenosas, argilas
siltosas
Areias com pouca argila
Areias argilosas, argilas arenosas
Argilas, argilas arenosas
Muito oito >30
MINI CBR Alto 12-30 Alto ò médio Alto Médio ò oito Alta Alta Alto à muito alta Alta
CAPACIDADE OE SUPORTE(2)
sem imeisõo (%) Médio 4-12 Alto ò médio Alto Médio ò oito Alta Alta Alto à muito alta Alta
CAPACIDADE OE SUPORTE(2)
Boix) <4 CAPACIDADE OE SUPORTE(2)
Alto >70 remo ae suporte por imersao (%)
Médio 40-70 Médio ò boixo Baixo Alta Alto Boixo Boixa Boixa remo ae suporte por imersao (%)
BOÍXD <40
EXPANSÃO (%) Altc > 3
Boixo Boixo Alto Alto à médio Boixo Boixo Boixo EXPANSÃO (2) Médio 0,5-3
Boixo Boixo Alto Alto à médio Boixo Boixo Boixo
CONTRAÇÃO (%) Médio 0,5-3
Boixo à médio Boixo à média Médio Alto à médio Boixo Boixo à médio Médio ò oito CONTRAÇÃO (2) BOÍXD <0,5
Boixo à médio Boixo à média Médio Alto à médio Boixo Boixo à médio Médio ò oito
PERMEABILIDADE log (k(cm/s))
Altc > ( - 3 )
PERMEABILIDADE log (k(cm/s)) (2) Médio
BOÍXD
( - 3 ) 0 (-6)
<(-6)
Médio ò oito Boixo Médio ò boixo Boixo ò médio Médio ò boixo Boixo Boixo
(%) IP LL
PLASTICIDADE Alto >30 >70
Boixo à NP Médio ò NP Médio à alto Alto NP ò boixa Boixo ò médio Médio ò olta PLASTICIDADE Médio Jul./30 30-70
Boixo à NP Médio ò NP Médio à alto Alto NP ò boixa Boixo ò médio Médio ò olta
Boixo <7 <30
Propriedxíes rfpicos (tos grupos dos solos (1) q = quoitw, m = mkos, t = «wlniro; (2) (cfpos-detfowx comportados no umidode ótimo de «rego "rormol", com sobrecarga podrõo qxrào peithefite, sem fração rendo ra peneira de 2mm cte obertvo.
Classificação de solos MCT (DNIT, 2006). N - não laleríticos, L - lateríticos, A' - arenosos, S' - siltosos, G ' -argilosos.
• TABELA 2.2
Infer-relação entre classificação resiliente e MCT
MCT Resiliente Predominôncio Comportomento
NA III III Grou de resiliêncio oito
U\ III III Grou de resiliêncio oito
NA' 11 - III II Grou de resiliêncio médio o oito
NS' II-III II Grou de resiliêncio médio o oito
NG' ll-l II Grou de resiliêncio médio o boto
IA' II-j ll-l Grou de resiliêncio médio o baixo
LG' 1-11 1 Grou de resiliêncio boixo
2.5 Avaliação da capacidade do solo como elemento de fundação
Diferentemente dos pavimentos rodoviários, onde apenas uma pequena cama-da do solo, situada a até 1,5 m de profundidade, percebe efetivamente a ação do carregamento móvel, nos pisos industriais, há carregamentos estáticos, que acabam solicitando as camadas mais profundas do horizonte.
Nessas condições, é necessário o conhecimento dessas camadas, que se faz por meio de sondagens à percussão, que permitem avaliar a capacidade, através do do SPT. Esse valor, denominado N, é obtido por meio de um amostrador padrão que indica o número de golpes dados com energia, também padrão, para penetrar 30 cm no solo.
Variação da relação Me/C BR com a classificação MCT.
A capacidade estrutural do solo, baseia-se em correlações empíricas, que aca-bam sendo bastante úteis para a maioria das situações de projetos. Uma delas, vá-lida para 5<N<20:
o = 20 N(kPa) (2.6)
Vale lembrar que o valor é uma estimativa da tensão de ruptura do solo, que é adotada para uma deformação de 25 mm. No valor encontrado, devem ser aplica-dos os devidos coeficientes de segurança, que variam entre 2 e 3 para condições normais de projeto de fundações e que, para pisos, podem ser adotados similar-mente.
Em situações mais críticas, por exemplo, para valores de SPT abaixo ce 5 ou para sobrecargas elevadas, como as acima de 100 kN/m2, deve-se empregar ensaios mais específicos, como as provas de carga direta ou outros tipos de ensaios, como CPT, DMT (Dilatômetro de Marchetti) etc.
Os valores de N permitem classificar as diversas camadas do solo, argiloso ou are-noso. No primeiro caso, define-se a consistência das argilas, podendo ser de muito mole à dura, enquanto as areias são classificadas pela compacidade, de fofa à muito compacta. A Tabela 2.3 apresenta as variações dos estados desses tipos de solo.
Ainda de acordo com o estado do solo, a norma NBR 6122 (ABNT, 1996) informa a tensão básica admissível para diversos tipos e estados de solos, apresentada na Tabela 2.4.
Consistência e compacidade de solos {adaptado de Godoy, 1972 -citação de Cintra, et al., 2003]
Solos argilosos Solos arenosos
N (golpes) Consistência Massa específica (kg/m3) N (golpes) Compacidade Massa específica
seca (kg/m3)
2 Muito mole 1300 <5 Fofa 1600
3-5 Mole 1500 5-8 Pouco compacto 1600
6-10 Médio 1700 9-18 Medionomente compacta 1700
11-19 Rijo 1900 19-40 Compacto 1800
20 Duro 2100 >40 Muito compacto 2100
• TABELA 2.4
Tensão básico de solos (ABNT, 1996).
Classe Descrição (MPa)
1 Rocho sã, maciço, sem delominaçõo ou sinal de decomposição 3,0
2 Rochas lominodos, com pequenos fissuras, estrotificados 1,5
3 Rochos olterodos ou em decomposição (*)
4 Solos granulares conaecionados, conglomerados 10
5 Solos pedregulhosos compoctos o muito compactos 0,6
6 Solos pedregulhosos fofos 0,3
7 Areios muito compoctos (N > 40) 0,5
8 Areios compoctos (N: 19-40) 0,4
9 Areios medionomente compactos (N: 9-18) 0,2
10 Argilos duros (N > 19) 0,3
11 Argilos rijos (N: 11-19) 0,2
12 Argilos médios (N: 6—10) 0,1
13 Siltes duros (muito compactos) 0,3
14 Siltes rijos (compactos) 0,2
15 Siltes médios (medionomente compactos) 0,1 (*) Deve-se levor em conVideroçõo o natureza e o grau de decomporão ou alteração do rocho motriz.
2.6 Interação entre solo e piso industrial A interação da placa de concreto com a fundação - o solo - é um dos capítulos
mais importantes do projeto dos pavimentos industriais, mas ainda pouco estuda-do, e a engenharia nacional é rica em exemplos negativos sobre a interpretação do comportamento dos solos por parte de alguns técnicos do setor.
No Brasil, essa interação começou a ser estudada nas disciplinas de pavimenta-ção (Senço 1997, Medina & Mota, 2005, e Balbo, 2007), em que a ação das cargas
móveis na fundação do pavimento atinge poucos metros, aproximadamente 1,5 m para rodovias e 3,0 m para aeroportos.
Na pavimentação industrial, além das cargas móveis, há as de longa duração, e estas podem atingir camadas muito mais profundas, o que altera bastônte o com-portamento do piso.
Atualmente, observam-se falhas de projeto, quando se emprega as teorias de dimensionamento de pavimentos rodoviários em obras com presença de solos mo-les em camadas inferiores de pisos industriais, nas quais é feita apenas uma troca superficial à semelhança das rodovias; contudo, nos pisos, as cargas estáticas vão atingir profundidades substancialmente maiores.
À medida que a profundidade aumenta, as tensões diminuem até chegar a va-lores desprezíveis, isto é, que não perturbam de modo significativo o estado de tensão do solo. Como será visto mais adiante, essa profundidade depende da área de aplicação da carga.
Coube a Boussisneq (Pinto, 2002) criar a primeira teoria de previsão das tensões e deformações causadas em um meio elástico, homogêneo e isotrópico, em razão de um carregamento aplicado na superfície:
Sendo P a carga aplicada, z a profundidade e r a distância do ponto ce aplicação de carga até o em análise. Para r = 0, tem-se:
(2.8,
Portanto, a tensão no solo sob a carga é inversamente proporcional ao quadra-do da profundidade. A partir de Boussisneq, foram criados diversos modelos de resolução numérica para o cálculo da tensão no solo. A Figura 2.6 indica curvas de isotensões no solo a diversas profundidades, para duas condições de caregamento: sapatas corrida e quadrada (Bowles, 1996).
Desse modo, é fácil perceber que, para uma área de carregamento pequena, como a da roda de um caminhão (cerca de 30 cm), a 60 cm a tensão no solo será pouco mais de 10 % da tensão inicial e a 1 metro de profundidade, da ordem de 0,5%.
Já para uma área de logística, onde os carregamentos pontuais podem ser trans-formados em uma carga uniformemente distribuída para avaliação de deformações, a profundidade de ação das tensões acaba sendo bastante grande, e os recalques podem vir a ser influenciados por camadas profundas.
Para as cargas dinâmicas, como a de veículos pesados, alterações mais expres-sivas no estado de tensões do solo só são percebidas a pequenas profundidades, aproximadamente de 1,5 m para, por exemplo, veículos comerciais pesados ou 3,0 m para veículos especiais - como as carregadeiras pesadas - ou aeronaves de gran-de porte.
Curvos de isolensões para sapata quadrada e sapata corrida.
Sapata Quadrada 1B
+ Bt2*| /contínua 1B
T B B/2
q
« U2 •
T M B
A extensão dessa ação pode ser vista pela simulação das tensões no solo gerada pela operação do equipamento denominado Log-Stacker, que atua na descarga de caminhões de toras de madeira na indústria de papel e celulose. A carga por se-mieixo desse equipamento é da ordem de 600 kN, o que conduz a C3rgas de rodas equivalentes a uma aeronave do porte do Boeing 747 - 700.
A Tabela 2.5 apresenta o acréscimo de tensão efetiva com a profundidade, para o equipamento citado que opera sobre um piso de concreto reforçado com fibras de aço com 35 cm de espessura. Observa-se que para três metros de profundidade,
considerando-se que o solo apresente peso específico de 17 kN/m3 (1,7 tf/m3), a tensão em razão do peso próprio do solo será da ordem de 50 kPa (0,5 kgf/cm2), enquanto a tensão gerada pelo equipamento é de 13kPa, o que indica um acréscimo de 20% na tensão efetiva, que contribui pouco para a deformação do solo.
Profundidade em m Acréscimo na tensão (piso acabado = 0,0) efetivo, kPa (kgf/cm2)
• TABELA 2.5
Acréscimo da tensão efetiva com a profundidade.
0,35 (subleilo) 38 (0,38)
0,50 35 (0,35)
0,70 31 (0,31)
1,00 27 (0,27)
150 21 (0,21)
2,00 18(0,18)
3,00 13(0,13)
2.7 Compactação dos solos O solo é composto por um sistema com três fases: ar, sólidos e água; quanto
mais próximas estiverem as partículas sólidas, mais resistente e estável estará o solo. A compactação é a operação que resulta na aproximação das partículas sóli-das, com o conseqüente aumento de sua massa específica.
Pode ser conduzido por vibração, pressão ou impacto, de modo que diminui o volume de vazios, o que traz também como benefício a maior estabilidade pela re-dução da variação da umidade.
Embora seja prática secular, a compactação foi conduzida em termos científicos somente na década de 1940 por R. R. Proctor e O. J. Porter, que definiram a energia de compactação ao trabalho executado para a redução do volume de um solo em determinada umidade:
Em que n é o número de golpes, P o peso do soquete, H a altura da queda e V o volume de solo. Dependendo da energia aplicada e da umidade do solo, obtém-se determinada massa específica para o solo em análise. Como referência, ela é sem-pre tomada seca.
Os princípios que regem a compactação dos solos são (DNIT, 2006):
• A massa específica aparente seca ys de um solo, obtida com determinado nível de energia, depende da natureza do solo, da massa específica absoluta dos grãos e da granulometria, podendo variar entre 1.400 kg/m3 a 2.300 kg/m3.
• Para um dado solo e determinada energia de compactação, variando-se o teor de umidade é possível traçar a sua curva de compactação (Figura 2.7); nesta, observa-se que há um ponto de massa específica máxima, obtida com uma umidade denominada ótima (hot).
• FIGURA 2.7
Curvo de compactação do solo.
• Para um mesmo solo, quanto maior for a energia de compactação, maior será o y s e menor será hot (Figura 2.8).
• Para determinada umidade, quanto maior for a energia de compactação, maior será oy s .
• A linha de ótimos é o lugar geométrico dos vértices das curvas obtidas com diferentes energias para um mesmo solo e é ela que separa os ramos secos dos úmidos das curvas de compactação (Figura 2.8).
• Para um dado solo, v s varia linearmente com o logaritmo da energia de com-pactação.
A compreensão da curva de compactação é bastante intuitiva, pois a água atua como lubrificante entre as partículas sólidas, o que facilita a expulsão do ar e au-menta vs; contudo, a partir de determinado ponto, tanto a água como o ar tendem a manter as partículas afastadas, hot. A partir desse ponto, toda água acrescentada vai afastar ainda mais as partículas, diminuindo ys.
Curva de compactação para diferentes energias.
O incremento de ys com o aumento da energia de adensamento é mais facil-mente percebido no ramo seco das curvas de compactação, onde a quantidade de ar do sistema trifásico é mais expressiva.
Curvas com pontos de máximo bem definidos definem solos bem graduados, caso típico dos solos arenosos finos lateríticos da Bacia Sedimentar do Paraná, en-quanto os monogranulares apresentam curvas mais achatadas, onde pequenas va-riações da umidade não alteram de modo significativo ys.
Há normalizados três níveis de energia: a normal - PN (Proctor Normal) - equi-valente a 6kgf.cm/cm3, a modificada - PM (Proctor Modificado) - equivalente a 25 kgf.cm/cm3 e a intermediária - PI - esta desenvolvida e empregada basicamente no Brasil. Solos granulares aceitam bem a energia modificada e nessa devem ser compactados para garantir sua estabilidade, enquanto os siltosos e argilosos são geralmente compactados na normal.
curva de saturação
3
o = ) i -
•
CL < u Sub-base
3.1 Introdução As sub-bases são os elementos intermediários entre a placa de concreto e o
subleito e apresentam diversas funções, algumas conhecidas, outras pouco explo-radas. Como definição clássica, as sub-bases apresentam as seguintes funções:
• Homogeneizar as condições de apoio: o solo é um material heterogêneo e, por isso, pode apresentar características mecânicas variadas na superfície do subleito e a sub-base tem como função - talvez a mais importante -uniformizar o suporte de modo que se tenha coeficiente de recalque do sistema praticamente constante ou o mais constante possível.
• Eliminar o bombeamento: quando o solo apresenta finos olásticos e en-contra-se saturado, com os movimentos verticais na junta da placa, acaba liqüefazendo e sendo expelido, juntamente à água, pela ação de cargas móveis sobre o piso.
• Controlar solos expansivos: por ação física do peso, reduz ou impede a movimentação de solos expansivos.
• Impedir a umidade ascendente: sub-bases granulares, com granulometria adequada, funcionam como camada de bloqueio da umidade ascendente, que ocorre por movimentos da água nos capilares do solo.
• Drenagem: em áreas abertas, a sub-base pode funcionar como camada dre-nante, que impede que o acúmulo de água sob o pavimento venha causar danos ao subleito.
Além dessas funções, pode-se citar outra importante, que é atuar como elemento de rigidez intermediário entre o solo e a placa de concreto. Os solos apresentam mó-dulo elástico (resiliente) entre 50 MPa e 80 MPa; concretos, da ordem de 30.000 MPa, enquanto as sub-bases granulares, entre 300 a 500 MPa. Observa-se que há uma tran-sição gradativa entre os módulos das três camadas, em uma razão próxima a dez.
Espera-se, portanto, que as sub-bases apresentem evolução significativa de re-sistência com relação ao solo sobre a qual repousam; parâmetro indicativo dessa resistência é o CBR, sendo indicados os valores a partir de 60% quando as condições de solicitação são leves e CBR superiores a 80% para solicitações mais irtensas.
A escolha da sub-base deve ser primordialmente feita pela avaliação dos carre-gamentos cíclicos, pois são eles que vão causar danos por fadiga do subleito. Muitas vezes, cargas freqüentes de empilhadeiras leves podem ser mais prejudiciais ao solo do que a ação de cargas de estanterias mais elevadas.
A presença da sub-base, de módulo resiliente mais elevado do que o solo, vai melhorar as condições de apoio do piso, mais precisamente, levando a um novo coeficiente de recalque, chamado k$ - coeficiente de recalque do sistema subleito/ sub-base - cuja magnitude será função da rigidez da sub-base.
Nos itens seguintes, são apresentadas tabelas práticas para alguns tipos de sub-bases, indicando k$ em função da espessura adotada e do CBR do terreno de funda-ção. Valores mais precisos podem ser calculados por simulação com programas de elementos finitos, como o ElsynS.
Para isso, é preciso trabalhar com valores do módulo resiliente do terreno e da sub-base, simulando a ação de uma carga de mesma magnitude da de projeto. Processa-se por elementos finitos e verifica-se a deformação causada pelo carrega-mento; com essa deformação, busca-se, por processamentos repetitivos, o módulo resiliente do solo equivalente que terá a mesma deformação em camada única, que o solo real e sub-base apresentaram.
Com esse novo valor de módulo resiliente, pode-se determinar o ks por meio da expressão 2.2 ou mesmo empregá-la diretamente no cálculo do raio de rigidez da placa de concreto.
Podem-se definir três tipos básicos de sub-bases:
• Solo tratado: ou solo melhorado, são as sub-bases em que se emprega o pró-prio solo local, com algum reforço ou adição, de modo que aumente a rigidez e a capacidade de suporte do material.
• Granulares: geralmente obtidas com material produzido industrialmente -britas - ou naturais, como seixos e cascalhos lateríticos.
• Cimentadas: são aquelas que podem ser produzidas com o próprio solo local - solo cimento - ou com material britado, como as de concreto compactado com rolo ou as de brita graduada tratada com cimento.
Há outros tipos, não muito empregadas no Brasil, como as beturrinosas, consti-tuídas por camadas de concreto asfáltico de dosagens diversas, com boas proprieda-des mecânicas, mas que são pouco competitivas sob o ponto de vista econômico.
3.2.1 Solo tratado A grande vantagem dessas sub-bases é aproveitar o próprio solo local, melho-
rando-o com reforço de materiais granulares, que dão origem ao solo-brita ou com aditivos à base de escórias, cales, pozolanas etc., que dão origem às sub-bases esta-bilizadas quimicamente. O solo melhorado com cimento, a rigor, enquadra-se nessa categoria, mas será tratado no item 3.2.2.
É possível também produzir sub-bases com adição de reforço e aditivo químico, como o solo-brita-cal, que leva a misturas resistentes mesmo a partir de solos de qualidade ruim, como os do tipo III da classificação resiliente.
A tendência no emprego das sub-bases de solo tratado é aumentar, primeiro em razão dos custos dos materiais britados e também em virtude ca preservação ambiental que essa utilização proporciona, conservando fontes importantes de ma-térias-primas e dando destino a subprodutos industriais que, sem essa aplicação, estariam contaminando o meio ambiente.
Solo-brita Para sub-bases de solo-brita, é recomendável que o teor de solo na mistura seja
no máximo de 50%, sendo o teor de brita determinado a partir de ersaios de dosa-gem, com base na medição do CBR, que deve ser superior a 80%, medida na energia compactada.
Preferencialmente, o reforço deve ser feito com material de granulometria con-tínua, como a bica corrida, indicada tanto pelo seu preço mais baixo como pelo teor de material pulverulento que apresenta.
É possível o emprego de britas para concreto, como a brita 1 ou brita 2, mas o uso desses materiais nobres não traz nenhum benefício aparente à mistura. Em regiões carentes de materiais britados, como a região amazônica, são empregados seixos como material de reforço - solo-seixo - com excelentes resultados.
As misturas de solo-brita devem ser conduzidas com solos que apresentem as seguintes características (DNIT, 2006):
• Os materiais finos dos solos, isso é, com diâmetro inferior a 0,42 mm devem satisfazer às seguintes condições:
• ter limite de liquidez (LL) determinado, conforme NBR 6459; inferior a 25%;
• ter índice de plasticidade (IP) inferior a 6%.
Para solos com IP e LL que não cumprem o especificado, é possível o emprego desde que atendam às condições específicas e podem ser obtidas na especificação técnica citada (DNIT, 2006).
A brita deve atender aos seguintes requisitos (DNIT, 2006):
• Os agregados utilizados obtidos a partir da britagem e classificação de rocha sã devem ser constituídos por fragmentos duros, limpos e duráveis, livres de excesso de partículas lamelares ou alongadas, macias ou de fácil desintegra-ção, assim como de outras substâncias ou contaminações prejudiciais;
• A granulometria da brita deve ser tal que passe 100% na peneira ce 19,0 mm;
• O desgaste no ensaio de abrasão Los Angeles, conforme NBR NM 51, deve ser inferior a 50%; a perda no ensaio de durabilidade, conforme DNER ME 089(5), em cinco ciclos, com solução de sulfato de sódio, deve ser inferior a 20%, e com sulfato de magnésio, inferior a 30%.
• índice de forma superior a 0,5 e porcentagem de partículas lamelares infe-rior a 10%, conforme NBR 6954(6).
Solo-aditivo As sub-bases de solos tratados quimicamente são aquelas em q ie é adicio-
nado aditivo cuja função é atuar quimicamente sobre as partículas de solo, em processos que envolvem, inicialmente, floculação, trocas catiônicas etc., que re-duzem a plasticidade do solo. Em um segundo estágio, ocorrem reações de cimen-tação entre as partículas e até do tipo pozolânicas, dependendo da natureza do solo e do aditivo.
Um dos processos mais conhecido é a estabilização do solo com cal, principal-mente a hidratada, que permite o ganho expressivo da capacidade estrutural do solo com adições da ordem de 4% a 8% em média, que permite, por exemplo, que um solo medíocre, de CBR de 5%, salte para patamares de CBR superiores a 40% (Santos & Pomatti, 2000), onde a reação pozolânica é a predominante.
O princípio de dosagem do solo-aditivo pode ser feito variando-se teores na mistura e medindo-se as alterações nas características físicas do solo - limites de Atterberg e granulometria - bem com do CBR, até que este atinja as características de projeto.
Como muitas vezes são empregados subprodutos industriais na estabilização de solos, como escórias e cinzas volantes, não raro é necessário empregar um cataliza-dor para promover as reações químicas do solo com o aditivo, mas sempre é neces-sário verificar e comprovar a compatibilidade química do solo-aditivo-catalizador, não apenas em curto prazo, mas também em ensaios de longa duração.
No mercado, existem marcas consolidadas de tratamentos químicos, com es-tudos de dosagem para os diversos tipos de solos. Caso não se disponha de tempo e tecnologia para desenvolver aditivos específicos para determinado solo, é mais seguro o emprego desses produtos industrializados.
Outro dado importante a ser considerado é que os aditivos químicos precisam ser fixados quimicamente ao solo, não podendo ser lixiviados, sob pena de conta-minação do meio ambiente e deve-se tomar cuidado especial com produtos com pouca tradição de utilização.
3.2.2 Sub-bases granulares As sub-bases granulares são as mais empregadas nos pisos industriais, princi-
palmente pela facilidade que proporcionam no tocante à facilidade de execução e emprego de equipamentos relativamente simples, basicamente motoniveladora e rolo compactador liso.
Entretanto, ainda é comum a especificação de britas, normalmente empregadas na confecção de concreto, que apresentam faixa granulométrica muito estreita, sen-do praticamente monogranulares. Esses materiais não apresentam características que permitem sua estabilização granulométrica, com baixa capacidade de suporte.
Portanto, a primeira consideração a ser feita é quanto à granulometria, contí-nua, de modo que ocorra um preenchimento regular dos vazios entre as partículas, da mais grossa até as mais finas.
Embora seja possível a execução de camadas estabilizadas granulometricamen-te com a mistura de materiais diversos, o mais comum é o emprego de materiais britados. Contudo, mesmo nesses casos podem estar presentes algurs contaminan-tes e, adicionalmente à granulometria, principalmente para controle do fenômeno de bombeamento.
É necessário que o material que passa pela peneira n^ 40 (0,42mm), apresente limite de liquidez inferior a 25% e índice de plasticidade inferior a 6%; no caso de serem ultrapassados, o equivalente em areia deverá ser maior a 30%. A quantidade de material passando na peneira 0,075mm deve ser inferior a 35%.
A capacidade de suporte dessas misturas vai variar em função do teor de finos, pois quando este é muito baixo, ocorrem muitos vazios na mistura, cuja estabilidade depende exclusivamente do contato entre partículas; à medida que o teor de finos aumenta, tanto a massa específica seca e o CBR aumentam, até que, em determina-do ponto, as partículas maiores perdem o contato entre si, passando a flutuar nas partículas finas, levando a um decréscimo tanto da massa específica seca como do CBR (Rodrigues, 2007).
A compactação da sub-base deverá ser executada em camadas de 15 a 20 cm de espessura, empregando a energia intermediária ou modificada, devendo-se evitar es-pessuras totais muito espessas, como as superiores a 30 cm; a dimensão característica máxima não deverá ser superior a um terço da espessura da camada. As curvas granu-lométricas recomendadas são apresentadas na Tabela 3.1 (DNER, 1997).
A faixa tipo A é denominada de graduação aberta e permite o ráp do escoamen-to das águas que permearam as juntas, sendo recomendável para áreas externas, mas observando-se o limite de dimensão máxima inferior a um terço da espessura da camada. A faixa C, de graduação densa, é menos permeável e tem bom desem-penho em áreas cobertas, e seu diâmetro máximo é compatível às espessuras usu-ais de 10 cm.
• TABELA 3.1
Faixas granulométricas admissíveis para brita graduada.
50
25
9,5
4,8
2
75 o 90 100 100 100
30 o 65 40 o 75 50 o 85 60o 100
25 o 55 30 o 60 35 o 65 50 a 85 55 o 100 70 o 100
15 o 40 20 o 45 25 o 50 40 a 70 40 o 100 55 o 100
100 100
100
0,425 8 a 20 15 o 30 15 o 30 25 o 45 20 o 50 30 o 70
0,075*** 2 o 8 5 o 15 5o 15 10o25 6 o 20 8 a 25
(*) a porcentagem de material que passa pela peneira 0,075 (#200) deverá ser inferior a dois terços da porcentagem que possa pe!a peneira 0,425mm (#40).
A presença da sub-base granular vai promover um aumento no coeficiente de recalque, denominado k$, que será função da espessura da sub-base e do coefi-ciente de recalque do solo; na Tabela 3.2 são sugeridos alguns valores (Rodrigues & Pitta, 1997). Para o módulo resiliente, pode-se adotar a faixa de valores entre 200 a 400 MPa.
3.2.3 Sub-bases tratadas com cimento As sub-bases tratadas com cimento incorporam um ganho de qualidade ao pa-
vimento como um todo, visto que, quando comparadas às sub-bases de material granular, diminuem significativamente as tensões transmitidas ao subleito e, por conseqüência, as deformações do terreno de fundação.
A eficiência da sub-base pode ser, a priori, avaliada pelo módulo de elasticidade ou resiliente dos materiais que as formam. Na Tabela 3.3 (Pitta, 1996), são apresen-tadas faixas de variação do módulo de elasticidade para alguns materiais emprega-dos em sub-bases de pavimentos rígidos.
Solo melhorado com cimento (SMC) como já mencionado, o SMC pode ser considerado como um caso especial de
solos aditivados, tendo sido derivado do solo do cimento, muito empregado nas décadas de 1940 e 1950, mas que, por apresentar problemas em serviço, foi grada-tivamente abandonada.
O SMC foi uma alternativa simples e eficaz, tendo sido muito empregada no pre-paro de sub-bases com solos arenosos finos, abundantes no Brasil.
Incremento do coeficiente de recalque do sistema em razão da sub-base de brita graduada
• TABELA 3.3
Módulos de materiais para sub-base de pavimentos industriais
Valor de suporte do subleito
(MPa/m)
Coeficiente de recolque no topo do sistema (MPa/m), para espessura de sub-base igual a ( c m )
16 19 22 27 33
24 27 31 37 45
30 34 38 44 54
34 38 42 49 59
38 42 46 53 65
41 45 50 56 69
44 48 53 60 72
47 52 56 63 76
49 54 58 65 79
51 56 60 67 81
53 58 62 69 84
54 59 63 70 85
56 61 65 72 87
57 62 66 73 88
59 64 68 75 91
60 65 69 76 92
61 66 70 77 93
62 67 71 78 94
20 63 68 72 79 96
Moteriol Variação do módulo de elasticidade MPa
Concreto compoctodo com rolo 7.000 o 14.000
Brito graduado tratodo com cimento 3.500 a 7.000
Boses trotodos com asfolto 2.100 a 2.500
Misturas estobilizados com osfolto 280 o 2.100
Solo col 140 a 300
Boses gronulores 200 o 400
A dosagem do cimento é sempre considerada em massa, podendo-se teorica-mente trabalhar com valores desde 2%, até 6%. Acima desse valor, começa-se a invadir os domínios do solo-cimento, onde as retrações por secagem são elevadas; observar que no limite inferior, na prática, é difícil a execução sem que ocorram problemas de homogeneização.
Não há restrição quanto ao tipo de cimento, podendo ser o comum, o pozolâ-nico ou o de alto forno. Quanto ao solo, é recomendável que atenda aos seguintes requisitos (DNIT, 2006):
• Limite de liquidez menor que 40%.
• índice de plasticidade inferior a 18%.
• Curva granulométrica de acordo com a Tabela 3.4.
• Não conter matéria orgânica ou outras impurezas.
Peneira % em mossa Tolerância (mm) passando (%)
• TABELA 3.4
Faixa granulométrica do solo.
4,8 50-100 ±5
0,42 15- 100 ±2
0,075 5 - 3 5 ±2
Uma das grandes vantagens do SMC é a possibilidade de mistura na própria pista, empregando-se os equipamentos de pavimentação mais comuns, como mo-toniveladora, grade de discos etc.; o ganho estrutural pela utilização desta sub-base pode ser analisado com base na Tabela 3.5 (Pitta, 1996). Para o módulo resiliente, pode ser adotada a expressão (Larsen, 1967):
MR= 140,62 x c 1 ' 8 5 [MPa] (3.1)
Em que c é o teor de cimento em massa (% ) e Mr o módulo resiliente em MPa.
Brita graduada tratada com cimento (BGTC) Constitui-se na mistura de cimento com uma brita de granulometria contínua,
como a própria brita graduada, com teor de cimento que varia geralmente entre 2% e 4%. Para teores baixos, pode-se esperar nesse material maior heterogeneidade e valores muito elevados, o comportamento pode assemelhar-se ao concreto rolado (CCR).
A resistência mecânica, fruto da especificação em projeto, deve ser entre 3,5 MPa e 5 MPa aos 7 dias de idade. Por observação prática, pode-se concluir que a BGTC tende a ser mais permeável do que a brita graduada que lhe deu erigem, pro-vavelmente em razão do aglutinamento das partículas finas do material, promovido pela cimentação.
v - , , , | . Coeficiente de recalque no topo do sistema (MPa/m), para espessura de sub-base igual a ( c m )
C B R k 10 15 20 % (MPa/m) IU 15 /U
• TABELA 3.5
Incremento do coeficiente de recalque do sistema em razão da sub-base: Sob melhorado com cimento (SMC).
2 16 36 54 69
3 24 50 72 91
30 60 84 107
34 66 92 117
38 73 99 126
41 77 105 133
44 82 110 140
47 86 115 146
49 89 119 151
51 92 122 155
53 95 125 159
54 96 127 162
56 99 130 166
57 101 132 168
59 103 135 172
60 105 137 174
61 106 139 176
62 108 140 178
20 63 109 141 180
A energia de compactação influi decisivamente no resultado da resistência do material e deve ser adotada, no mínimo, a energia intermediária. No Brasil, coube a J. T. Balbo (Balbo, 1993) um dos mais completos estudos da BGTC, do qual se pode extrair as seguintes correlações mecânicas, muito importantes no dimensionamen to desta sub-base:
R t d = 0,370 + 0,059 x R c [MPa] (3.2)
Rt = 0,712 + 0,115 x Rc [MPal (3.3)
Em que Rtd/ Rce Rt são a resistência à tração - ensaio direto - resistência à com-pressão e resistência à tração - compressão diametral. As resistências à tração na flexão [Rtf) e tração direta (Rtd), são expressas da seguinte maneira (Balbo, 1993):
Rtd=0,62SxRtf (3.4)
Combinando as expressões 3.2 e 3.4, obtém-se:
Rtf = 0,592 + 0,0944 x Rc (MPa) (3.5)
Essas expressões devem ser empregadas apenas como valores de referência em projeto, devendo ser necessariamente comprovadas por ensaios específicos, pois as propriedades mecânicas podem variar de maneira expressiva com as características dos agregados, como granulometria, fator de forma e textura dos grãos.
Quanto ao incremento do ganho no coeficiente de recalque do sistema, não há estudos específicos para a BGTC; contudo, considerando-se seu módulo de elasti-cidade, pode-se admitir que o ganho estará entre os valores praticados com solo-cimento (Tabela 3.6) e concreto compactado com rolo (Tabela 3.7). (Pitta, 1996)
, , . . . . . Coeficiente de recalque no topo do sistema (MPa/m), Valor de suporte do subleito . , , . , . , para espessura de sub-base igual a (cnp CBR k 10 15 20 % (MPa/m)
• TABELA 3.6
Incremento do coeficiente de recalque do sistema em razão da sub-base: Solo cimento (SC).
2 16 50 66 89
3 24 69 91 122
4 30 81 108 145
5 34 90 119 160
6 38 98 130 174
7 41 103 138 185
8 44 109 146 195
9 47 115 153 205
10 49 119 158 212
11 51 122 163 218
12 53 126 168 225
13 54 128 171 229
14 56 131 176 235
15 57 133 178 239
16 59 137 183 245
17 60 139 185 248
18 61 140 188 251
19 62 142 190 255
20 63 144 192 258
v I , , , - Coeficiente de recalque no topo do sistema (MPa/m), para espessura de sub-base igual a ( c m )
C B R k 10 15 20 % (MPa/m) IU 3
Incremento do coeficiente de recalque do sistema em razão da sub-base: Concreto compactado com rolo (CCR).
16 65 77 98
24 87 101 126
30 101 118 145
34 111 128 158
38 120 138 169
41 127 145 177
44 133 152 186
47 140 159 194
49 144 164 199
51 148 168 204
53 152 173 209
54 154 175 211
56 158 179 216
57 160 182 219
59 164 186 224
60 166 188 226
61 168 190 229
62 170 192 231
20 63 172 194 233
Concreto compactado com rolo (CCR) O CCR é um concreto de consistência seca e com consumo de cimento menor
que o convencional, que pode ser lançado por equipamentos comuns às obras de pavimentação; seu adensamento é feito por meio de compactação com rolos vibra-tórios lisos.
Seu emprego pode ser considerado como relativamente recente, por volta da década de 1970, tendo sido extensivamente estudado no Brasil na década de 1990 por meio de programas da Associação Brasileira de Cimento Portlanc (ABCP) com o Instituto de Pesquisas Rodoviárias (IPR), do extinto DNER.
Embora tradicionalmente seja produzido com baixos consumos de cimento, sen-do empregado notadamente como sub-base de pavimentos rodoviários de concreto simples, é possível a utilização da mesma tecnologia, voltada para concretos de ele-
vada resistência mecânica, os quais podem ser aplicados como camada de rolamen-to de pisos industriais pesados e pavimentos (Abreu, 2002), e que não serão objeto deste trabalho.
Entre as variáveis do concreto, o consumo de cimento é responsável por cerca de 90% a 95% na definição das resistências à compressão e à tração na flexão; ao contrário do que acontece com a BGTC, a energia de compactação, bem como a curva granulométrica dos agregados, são menos expressivos na obtenção das pro-priedades do que o consumo de cimento (Triches, 1994).
As sub-bases de CCR apresentam elevada rigidez e são responsáveis pela ele-vação expressiva do coeficiente de recalque do sistema, ks, como pode ser visto na Tabela 3.6. Por esse motivo, seu uso deve ser analisado, principalmente em pisos de baixa espessura e carregamentos elevados, conforme será mostrado no item 3.4.
Para sub-bases, é comum a adoção de resistências à tração na flexão, que variam entre 1,0 e 1,2 MPa, o que conduz ao consumo de cimento da ordem de 120 kg/m3. As resistências à tração na flexão e na compressão podem ser correlacionadas pela expressão (Triches, 1994):
fctM,28 = ° ' 8 7 7 x ( W 0 ' 5 " i ' 2 7 9 t M P a ) < 3 - 6 )
3.3 Tensões em sub-bases cimentadas Quando se trabalha com sub-base de elevado módulo de elasticidade, como
as BGTC e CCR, em função da rigidez, essas trabalham como placas, absorvendo parte do carregamento aplicado. Embora não seja uma situação comum nos pisos industriais, às vezes, as tensões de tração na sub-base cimentada podem ser muito elevadas.
Isso acontece, por exemplo, quando são empregadas sub-bases rígidas, de es-pessura próxima à placa de concreto, e o piso é submetido a cargas cíclicas intensas, levando a deterioração da sub-base por processos de fadiga.
Quando a sub-base não está ligada à placa de concreto, caso típico cos pisos in-dustriais, a rigidez total do sistema placa - sub-base é dada pela soma das rigidezes individuais, que podem ser definidas pelas expressões (Huang, 2004):
E X h \ (3.7) 12 x (1 - j.i2) V '
Sendo h a espessura da sub-base ou da placa, enquanto Eéo module de elastici-dade e n o coeficiente de Poissson do material. Considerando-se que Rpiaco e Rsb são respectivamente as rigidezes da placa e da sub-base, a parcela de esforço absorvido pela sub-base é dada pela expressão:
fsb = ã-S? (3-8)
A partir desse esforço, é possível determinar a tensão de tração máxima na sub-base e, portanto, verificar se ela não está em excesso, considerando-se a fadiga da camada cimentada de espessura hsb, pois o momento atuante nela será o produto def s b pelo momento total atuante (M d ) e a tensão de tração máxima será:
Como referência, pode-se adotar como valores de módulo de elasticidade da BGTC(Balbo, 1993) e do CCR (Trichês, 1994) as equações 3.10 e 3.11 respectivamen-te. As curvas de fadiga dos dois materiais, BGTC e CCR, são dadas nas equações 3.12 e 3.13 (Balbo, 1993 e Trichês, 1994), para um número de carregamentos igual a N.
E b g k = -5.133 + 2549 x R c - 61 x R c 2 [MPa] (3.10)
ECCR = 23.525 x log(/c) - 6.377 [ M P a ] (3.11)
/ \
\ 'BGTC
= 0,871-0,054 xlog/V [ M P a ] (3.12)
j?- = 0,961 - 0,060 x \ogN
>CQR (3.13)
o _ J 3 I -O L . <
u
4.1 Introdução É impossível fazer um texto sobre dimensionamento de piso industrial ou pa-
vimento rígido sem abordar aspectos de tecnologia do concreto, pois este mate-rial é capaz de ditar a qualidade final do piso e pode por a perder todo o trabalho de projeto ou mesmo de execução se não for apropriado.
O concreto para pisos é obtido pela dosagem adequada dos materiais dis-poníveis na região, sendo produzido de maneira homogênea um material que pode ser adequadamente lançado, adensado e acabado com os equipamentos usualmente empregados na confecção - réguas vibratórias, vibradores de imer-são, rodo de corte, acabadoras mecânicas etc. - e que incorpore, após o endureci-mento, propriedades como resistência mecânica - tração na flexãoe compressão - resistência à abrasão e estabilidade dimensional.
O concreto é um material complexo, pois seu desempenho não depende ape-nas das propriedades das matérias-primas e das quantidades relativas emprega-das em sua confecção, mas também do processo de produção.
Tecnolo de Concreto
Neste capítulo, serão abordados os principais fatores capazes de alterar de ma-neira expressiva o comportamento do concreto, bem como os cuidados que devem ser tomados na fixação de suas propriedades reológicas e mecânicas, e também os critérios para a escolha dos materiais.
Propriedades do concreto fresco O concreto é um material que apresenta variações expressivas de suas proprie-
dades ao longo do tempo. No início, após a mistura de seus componentes, apresenta-se com comportamento de fluído viscoso, que permanece assim por determinado período, que depende da cinética química do cimento, da temperatura ambiente, de seus aditivos etc.
Essa é a primeira fase da vida do concreto, que leva poucas horas, na qual se observa um nítido aumento de viscosidade, mesmo quando aparentemente não se percebe mudanças significativas em sua hidratação. Contudo, o compor:amento do concreto nesse primeiro momento pode influenciar muito o seu desempenho em idades mais avançadas.
4.2.1 Trabalhabilidade Define-se por trabalhabilidade o conjunto de propriedades do concreto fresco,
as quais permitem que ele seja misturado, transportado, lançado, adensado e aca-bado de modo apropriado para cumprir as exigências de material de engenharia quando em serviço.
É possível perceber que concretos para diferentes aplicações necessitam ter, no estado fresco, características distintas e é, nesse ponto, que o concreto para pisos difere fortemente daquele adequado para estruturas e, atualmente, pode-se dizer que esse é um dos principais enganos cometidos na execução de pisos.
Na falta de um ensaio que consiga medir globalmente a trabalhabilidade, lança-se mão de ensaios de fluidez, como o ensaio de abatimento (slump), e toma-se esse valor como se fosse uma medida daquela propriedade, o que é inapropriado.
Além da consistência, que como uma regra geral para pisos situa-se entre 80 mm e 120 mm, medida no ensaio do tronco de cone, a mistura tem de ser coesa, o que permite que a massa se movimente sem que haja segregação dos seus com-ponentes. Para concretos com fibras, esse ensaio (slump) nem sempre é o mais apropriado.
Diferente do concreto estrutural, o concreto para pisos necessita de teor de ar-gamassa e materiais finos que possibilitem o seu acabamento na forma lisa, que é a mais usual em pavimentos industriais.
Rotineiramente, esse teor de argamassa é tomado no estado seco, sendo a ra-zão em massa entre os materiais que passam pela peneira 4,8 mm (cimento e areia), pela soma total dos materiais secos (cimento, areia e brita):
cimento* areia xlQQ cimento + areia + brita
Para condições normais, esse teor está entre 49% a 52%, mas pode variar em função da granulometria da areia - por exemplo, areias muito finas levam a teores de argamassa menores - e da própria granulometria do agregado graúdo.
A quantidade de argamassa deve ser tal que preencha os vazios do agregado graú-do e superficialmente forme uma camada que seja capaz de cobrir os agregados, com espessura em que não seja possível enxergá-los após o acabamento do piso. Teores muito baixos possibilitam que sejam vistas manchas sobre as partículas maiores (Figu-ra 4.1), advindas de condições diferenciadas de hidratação do cimento.
• FIGURA 4.1
Agregados graúdos aparentes.
No outro extremo, o excesso de argamassa pode levar ao fenômeno de delami-nação, que será tratado no capítulo 10, pois a camada muito espessa pode, durante o acabamento superficial, ser adensada com volumes de vazios mu to maiores na superfície, o que a tornará mais impermeável, capaz de bloquear a passagem da água ascendente.
A trabalhabilidade do concreto é afetada principalmente pelo consumo de água, de cimento, pela granulometria dos agregados e por outras características físicas destes e pelos aditivos (Mehta & Monteiro, 2006). A quantidade de água afeta di-retamente a consistência, pois maiores teores levam a misturas mais fluídas que, como fator negativo, reduzem a coesão, tornando-se mais segregáveis.
Baixas quantidades de cimento levam a misturas ásperas, perceptíveis quando se alisa a superfície com uma colher de pedreiro e esta não se fecha adequadamen-te, ficando visíveis os grãos de areia. Misturas ricas acabam sendo muito coesas e deixam o concreto com aspecto gelatinoso pelo excesso de coesão.
A granulometria dos agregados afeta o consumo de água para uma cada consis-tência, o mesmo acontecendo com partículas angulares, principalmente nas areias finas. Em outro extremo, granulometria de areia que tende a grossa pode causar o mesmo fenômeno de mistura áspera citado (Mehta & Monteiro, 2006).
Aditivos são produtos que, adicionados ao concreto, alteram principalmente a sua trabalhabilidade, sendo os mais comuns os redutores de água, como os plasti-ficantes, polifuncionais e os superplastificantes. Como agem diretamente sobre a consistência, quando em excesso podem levar à perda de estabilidade ca mistura.
Para pisos, exceto em condições muito particulares, são evitados os aditivos in-corporadores de ar, por serem agentes causadores da delaminação. São evitados também os retardadores de pega, por dificultarem o acabamento. Err alguns es-tados brasileiros, são insistentemente utilizados para compensar as temperaturas elevadas, mas, como será tratado no capítulo 10, isso é um equívoco.
4.2.2 Exsudação Exsudação é o fluxo de água no concreto recém-lançado causado pelo assen-
tamento de partículas mais pesadas (PCA, 2002); ocorre no estado plástico e cessa quando a estrutura começa a enrijecer. Como se pode perceber, misturas muito fluidas e sem coesão tendem a exsudar mais.
No caso de pisos, o fenômeno é particularmente prejudicial, por aumentar a porosidade superficial em razão do incremento da relação água/cimento, que reduz a resistência à abrasão.
Seu controle está ligado às técnicas de dosagem, como ajuste de materiais finos, curva granulométrica dos agregados e controle no uso de aditivos, pois estes com freqüência acabam por aumentar a exsudação (Figura 4.2); para pisos, o valor da exsudação deve ser inferior a 4%.
o ira o ra TD
15
Efeito de aditivos na exsudação |PCA, 2002).
10
5
C N M B X
Aditivos
Condições ambientais também podem contribuir para o aumento da exsudação, pois, em temperaturas mais baixas, a pega do concreto é retardada, havendo mais tem-po para que ela ocorra; da mesma maneira atuam os aditivos retardadores de pega.
4.2.3 Retração plástica A retração plástica ocorre muito precocemente, quando a taxa de exsudação
é inferior à evaporação da água do concreto, o que promove uma dissecação na camada superior do pavimento, cuja profundidade vai depender das condições at-mosféricas e das características do concreto, como relação água/cinento, teor de cimento e principalmente das condições de evaporação. Em ambientes com baixa umidade relativa do ar e incidência de ventos, as misturas ricas em cimento estão mais sujeitas à retração plástica, acompanhada das tradicionais fissu'as curtas, que surgem em grupos paralelos entre si.
• FIGURA 4.3
Fissura de retração plástica.
Essas fissuras são causadas pela sucção da água nos poros (por pressão negati-va), gerada inicialmente pela secagem dos poros, mas que também é influenciada pelo processo de hidratação, que promove aumento na rigidez do sistema e reduz sua mobilidade. Geralmente, apresentam abertura grande, da ordem de milímetros, mas a profundidade é função direta da profundidade da dissecação e do coeficiente de Poisson do concreto. Enquanto esse for próximo a 0,5, não ocorrerão fissuras.
Embora as forças geradoras cessem após a pega do concreto, as dimensões da fissura podem evoluir, dependendo da magnitude e da direção dos esforços presen-tes no pavimento (Morris & Dux, 2006).
O controle das fissuras, além das variáveis climáticas, nem sempre possíveis de serem evitadas, pode ser feito com o emprego de fibras; telas soldadas ou armadu-ras convencionais não apresentam eficiência para combater a fissuração plástica.
De maneira geral, qualquer tipo de fibra é capaz de controlar a formação das fissuras plásticas, quer sejam plásticas ou de aço, e a quantidade necessária (fração volumétrica) vai depender do módulo de elasticidade do material com que são fei-tas, do índice de forma das fibras - relação diâmetro/comprimento, quantidade de fibras por unidade de massa, propriedades superficiais, seção transversal e defor-mação ao longo do comprimento (Balaguru, 2001).
A escolha da fibra também deve ser feita considerando-se o tipo de matriz que está sendo empregada. Para concreto, as fibras mais longas e com maior diâmetro são mais indicadas, enquanto para argamassas, fibras curtas e com diâmetros me-nores apresentam melhor desempenho.
A avaliação do desempenho da fibra, infelizmente, não é um processo simples. Uma das dificuldades que se observa em diversas pesquisas de desempenho das fibras é o tipo de ensaio empregado, pois os normalizados, como o ASTM C157, não são adequados à determinação da retração nas primeiras idades e, na verdade, cada pesquisador acaba por adotar um procedimento diferente e, portanto, os ensaios têm valor comparativo, mas não são, na maioria dos casos, intercambiáveis (Rodri-gues & Montardo, 2001).
Esses ensaios têm em comum o emprego de câmaras de vento, umidade e tem-peratura controladas, e a amostra é submetida a algum tipo de restrição, como aderência na base, que simula um overloy aderido ou outras restrições ã movimen-tação. As conclusões hoje consolidadas são (Balaguru, 1994):
a) A adição de fibras sintéticas, mesmo em teores tão baixos como 0,45kg/m3, promove alguma redução na quantidade de fissuras.
b) Reduções mais acentuadas são conseguidas com dosagens entre 0,45kg/m3
e 0,90kg/m3.
c) Para fibras longas, aquelas que apresentam menor módulo de elasticidade são as que propiciam melhor desempenho.
d) Para dosagens de 0,9kg/m3, tanto para as fibras de nylon como para as de polipropileno, praticamente não foram observadas, nos experimentos, fissu-ras de retração plástica.
e) A quantidade de fibras - número de fibras por quilograma - é urr parâmetro importante de dosagem.
f) Fibras longas apresentam melhor desempenho cm argamassas mais pobres e em concretos, enquanto as microfibras apresentam melhores resultados em argamassas com misturas mais ricas.
g) Com as fibras sintéticas, não ocorre apenas a redução da quantidade de fis-suras, mas também a abertura delas é menor.
Há um consenso entre diversos pesquisadores, de que as fibras de baixo mó-dulo - característica das fibras sintéticas - apresentam melhor desempenho. Por exemplo, para que as fibras de aço atuem também no controle da fissura plástica, é necessário empregar teor cerca de três vezes maior do que é empregado estrutural-mente, o que torna muito difícil a mistura do concreto.
FIGURA 4.4
Representação esquemática dos tempos de pega do concreto (Mindess & Young, 2003).
As fibras plásticas, nas dosagens empregadas no controle da retração plástica, que variam de 0,6 kg/m3 a 0,9 kg/m3, não agregam valor estrutural, pois a tenacida-de observada no concreto é desprezível, mas acredita-se ainda que sejam eficientes no controle da fissuração em idades com menos de 24 horas.
4.2.4 Início de pega do concreto O início de pega do concreto é um importante marco, pois indica a passagem do
concreto do estado plástico para o rígido (Figura 4.4), em que sua fcrma não pode ser mais trabalhada e é função das reações químicas entre o cimento e a água.
Início do ganho de resistência
Rigidez
Assim que o cimento entra em contato com a água, iniciam-se as reações de hidratação, cuja velocidade vai variar entre as principais espécies presentes no clín-quer. O aluminato tricálcico - C3A - é o mais ávido por água, seguido pelo silicato tricálcico - C3S - pelo ferro aluminato tetracálcico - C4AF - e, finalmente, pelo C2S.
O C3A é tão reativo que, se não fosse adicionado gesso para controlar a veloci-dade de reação, ocorreria uma pega praticamente instantânea. Os suifatos do gesso reagem com o C3A, formam um composto que blinda a ação da água e fazem com que o processo de reação entre em um período de baixa atividade.
Com o passar do tempo, em virtude de uma série de fenômenos complexos, essa camada se rompe, a hidratação avança e ocorre o início de pega. No concreto, esse difere da pega do cimento, sendo mais lento em razão principalmente da presença dos agregados e da maior relação água/cimento.
Além da relação água/cimento, são importantes no comportamento da pega do concreto o tipo do cimento, os aditivos e a temperatura ambiente, sendo esta capaz de alterá-la significativamente, como será visto no capítulo 10.
4.3 Propriedades do concreto endurecido Para pisos e pavimentos, as propriedades do concreto simples são singulares.
Enquanto para estruturas se dá muita atenção à resistência à compressão e ao mó-dulo de elasticidade, para pisos outras características podem definir o desempenho e a durabilidade da obra de modo mais marcante, como a variação volumétrica -retração - do concreto.
Nas propriedades físicas, é importante a resistência à tração na flexão e a resis-tência à abrasão, embora módulo e resistência axial também sejam relevantes. Há também que considerar a fluência à tração, que permite a dissipação das tensões de tração advindas da retração do concreto.
4.3.1 Propriedades mecânicas
4.3.1.1 Resistência à compressão A resistência à compressão do concreto obedece à LeideAbrans, uma das mais antigas regras de dosagem do concreto: a resistência à compressão varia inversamente à relação água/cimento (Figura 4.5).
• FIGURA 4.5 1 80
Faixa típica de os 70 variação da CL
5 resistência à o 1(0
60 compressão com to t/i 03 50 a relação água/ CL
E 50
cimento (PCA, 2002). o o 'CO 40 <0
ã c '22 w
30 \n a) cc 20
10
0
Resistência aos 28 dias cura úmida
0,25 0,35 0,45 0,55
Relação a/c
0,65 0,75 0,85
As variações observadas para uma mesma relação água/cimento devem-se fun-damentalmente à resistência dos cimentos empregados. Uma forma de separar essa influência é com o emprego da curva de Walz (Rodrigues, 1995), apresentada na Figura 4.6, em que são representadas diversas curvas de Abrans para diferentes resistências do cimento.
Desde que os agregados apresentem resistência mecânica adequada, sua influ-ência sobre a resistência final do concreto é pouco perceptível, ficando esta forte-mente sujeita pela relação água/cimento.
0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90
4.3.1.2 Resistência à tração na flexão A resistência à tração na flexão também segue a lei de Abrans, mas essa proprie-
dade também é afetada por outros fatores, principalmente as características dos agregados.
A interface pasta agregado influencia muito os valores na flexão, apresentando os agregados com textura lisa, como os seixos rolados, resistências mais baixas do que os agregados britados.
Os agregados afetam notadamente a resistência à tração na flexão, em razão, principalmente, de natureza mineralógica, forma geométrica e textura das partí-culas. Ensaios comparativos com seixo rolado, que possui superfície lisa, e calcário britado indicaram que neste a resistência à tração na flexão pode seraté 25% maior para a mesma relação a/c (Kaplan, 1963). O mesmo estudo indica que, quanto maior for o volume do agregado graúdo com relação ao total, menor será a resistência na flexão, em virtude do aumento da dimensão média do agregado total.
Quanto à forma, agregados com partículas que se afastam da forma esférica conferem ao concreto maiores valores, pelo simples fato de apresentarem maior área de contato com a argamassa e melhor adesão. Esse afastamento deve ocorrer dentro de determinados limites, sendo a forma ideal a cúbica.
Concretos com agregados disciformes (com forma de disco) ou aciculares (com forma de agulha) apresentam baixa resistência à flexão, além de facilitarem a forma-ção de bolsões, por dificultarem a saída da água exsudada, o que diminui a aderên-cia matriz-agregado (Bucher & Rodrigues, 1983).
A correlação estatística entre a resistência à compressão e o módulo de ruptura é possível teoricamente, tendo sido perseguida por diversos pesquisadores, no in-tuito de facilitar o controle de obras em que o requisito principal é tração na flexão. A prática tem demonstrado que o emprego dessas correlações deve ser tomado como referência para efeitos de dosagem.
Como exemplo de correlações entre as resistências, que podem perfeitamente ser empregadas para os estudos de dosagem, pode-se citar duas, que apresentam resultados bastante similares:
(Bucher & Rodrigues, 1983):
W = 0<56-(/c)°'6 (MPa)
(Packard, 1976):
W = ° '7 6-/c0 '5 (MPa)
4.3.1.3 Resistência à abrasâo A resistência à abrasão é uma importante propriedade para os concretos sub-
metidos ao desgaste superficial causado pelo tráfego de veículos ou mesmo pelo caminhar de pessoas.
Essa propriedade é governada, em primeiro lugar, pela resistência do concreto, ou seja, pela relação água/cimento e, para pisos, é desejável que se situe abaixo de 0,55. Embora erroneamente impere o conceito de que o consumo de cimento desempenhe papel importante, ele não acrescenta ganhos significativos para teores maiores que 360 kg/m3 (Concrete Society, 2003)1.
Como é a pasta superficial do concreto que em primeiro lugar é submetida ao desgaste, as superfícies que recebem acabamento desempenado são mais resisten-tes, sendo esse recurso uma importante ferramenta para os pisos industriais.
Nessa mesma linha de raciocínio, concretos com excesso de exsudação apresen-tam menor resistência à abrasão. Os agregados do concreto apresentam um papel secundário, principalmente por que as areias brasileiras são ricas em quartzo, mine-ral bastante resistente mecanicamente.
Entretanto, a aspersão de agregados minerais ou metálicos durante a fase de acabamento pode trazer grandes benefícios aos pisos industriais, bem como trata-mento à base de endurecedores químicos, o que permite um ganho significativo de dureza superficial, sem necessariamente empregar concretos de resistência muito elevada, em que a retração pode causar efeitos indesejáveis no resultado final.
A medição da resistência à abrasão tem sido um empecilho para o adequado controle dessa propriedade, pois a normalização brasileira existente não se presta aos pisos monolíticos de concreto, mas sim às argamassas de alta resistência. Uma alternativa eficaz é empregar a norma inglesa BS-8204-2 (BS, 2003), que apresenta níveis de desempenho em função da utilização (Tabela 4.1).
1 Considerando a mesma relação água/cimento. Obviamente quando o consumo de cimento aumen-to e a água é mantida fixa, haverá ganho na resistência à abrasão por conta do aumento na resistência à compressão.
Classes de piso em função da resistência à abrasâo (BS 8204-3).
h b e e e s ^ i Utilização Tipo de concreto Móximo desgaste
Especial Severa Alisturos especiais e resinos 0,05 mm
ARI Abrosõo muito elevada Revestimento de oito desempenho 0,1 mm
AR2 Abrosão elevada Concreto desempenodo liso 0,2 mm
AR3 Abrasâo moderada Concreto desempenodo liso 0,4 mm
O ensaio pode ser feito diretamente sobre o piso executado (Figura 4.7), o que permite, dessa maneira, medir simultaneamente as condições executivas e o de-sempenho dos materiais.
• FIGURA 4.7
Equipamento de abrasâo.
A Tabela 4.2 (Concrete Society, 2003) apresenta de maneira sistemática o efeito das ações executivas na resistência ao desgaste.
• TABELA 4.2
Fatores que afetam o desgaste do concreto.
Ação Efeito
Acabamento desem-penodo
0 ocobamento desempenodo, principolmente o liso, é um fator significativo ro oumento da resistêncio à abrasâo, mas repetições excessivas podem não levor o incremertos sucessivos.
Curo Curo iniciol eficiente é essencial pofo monter os condições de hidrotoçõo superficiol e conservor o superfície com baixa porosidode e é decisiva poro o incremento do propriedade.
Consumo de cimento Deve ser superior a 325g/m3. Consumos superiores o 360 kg/m3 não são efetivos no aumento do resistêncio à abrosõo.
Agregados Os groúdos pouco influem no propriedade, exceto em pisos com ambiente agressivo. Os ogrego-dos groúdos e miúdos, principolmente, não devem conter partículas frióveis.
Aspersões (diyshokes)
As classes Especiale ARI (íobelo 4.1) devem ser obtidos com aspersões de oito desempenho, enquanto a AR-2 pode ser conseguido com o concreto bem controlado.
onaonhnrin o connultorUi
4.3.1.4 Módulo de elasticidade 0 concreto é um material de comportamento inelástico não-linear, tanto na tra-
ção como na compressão e, portanto, o termo módulo de elasticidade deve ser uti-lizado com cautela, pois não representa um valor único como nos materiais lineares elásticos (Mindess, Young & Darwin, 2003).
Na realidade, representa respostas pontuais em diversos estados de carrega-mento (Figura 4.8), adquirindo nomes típicos como módulo secante, tangente, cor-da etc. O tangente inicial é o mais elevado, mas não representa o comportamento típico do material, sendo preferível o módulo secante.
• FIGURA 4.8
Diagrama típico tensão deformação do concreto, que mostra os diferentes módulos (Mindess, Young & Darwin, 2003).
Deformação
Em um compósito, como o concreto, o módulo de elasticidade será proporcio-nal ao volume relativo de cada componente. Como o agregado corresponde mais de 70% do volume do concreto, torna-se claro que ele vai influenciar fortemente o valor final do módulo elástico do material.
Na figura 4.9, é apresentado o comportamento elástico da pasta, do agregado e do concreto. A mudança de comportamento em tensões mais elevadas (acima de 50% da de ruptura) está muito associada à interface pasta-agregado (Mehta & Monteiro, 2006).
O módulo de elasticidade relaciona-se à resistência do concreto. Por exemplo, o ACI 318 (ACI, 2005) apresenta uma correlação interessante do módulo à massa específica do concreto e a resistência, o que permite considerar o emprego de agre-gados leves:
E c = yc1 '5 .0,043./c28 ° '5
elástico do concreto e seus Constituintes (Mehta & Monteiro, 2006).
Comportamento
0 0 1000 2000
Deformação, 10~6
3000
Sendo
yc a massa específica do concreto, situada entre 1500 kg/m3 e 2500 kg/m3.
/ c 2 8 a resistência do concreto à compressão aos 28 dias.
A NBR 6118 (ABNT, 2003) correlaciona as propriedades através da expressão:
4.3.1.5 Fluência (deformação lenta) Entende-se por fluência do concreto (creep) a deformação lenta que ele sofre
sob a ação de um carregamento, após a ocorrência da deformação elástica que a carga produziu.
Fluência e retração são freqüentemente associados em função ca similaridade das curvas tempo versus deformação, os parâmetros que as afetam são os mesmos, bem como a magnitude das deformações.
Da mesma forma que a retração do concreto, a fluência é uma propriedade da pasta de cimento e os agregados funcionam como uma restrição. Sua origem deve-se ao comportamento do C-S-H2 sob tensão, mas o mecanismo ainda é pouco co-nhecido (Mindess, Young & Darwin, 2002).
A Figura 4.10 apresenta uma curva típica de deformações experimentais pelo concreto quando carregado e posteriormente descarregado: inicialmente é obser-vada a deformação relativa à deformação elástica do concreto (£e), seguindo-se pela
2 O C-S-H é o principal produto da hidratação do cimento.
Ea = 5600 0,5
deformação lenta (scr); quando descarregado, há a recuperação instantânea da de-formação elástica enquanto a parcela relativa à fluência, embora parte dela seja recuperada rapidamente, outra importante não retorna e é denominada fluência irreversível.
FIGURA 4.10
Ensaio de deformação lenta, (fluência) (PCA, 2002)
1000 —
100 120
Tempo (dias)
Deve-se destacar que quando o concreto seca sob carregamento, c valor total das deformações (£tot) é maior do que a soma das parcelas da retração por secagem (esh) e a da fluência básica (£bc) - para carregamento aplicado sem permitir a retra-ção do concreto.
Essa parcela adicional é denominada fluência por retração (edc) (Mindess, Young & Darwin, 2003) e pode ser um fenômeno importante nos pisos protendidos, onde a tensão é teoricamente aplicada antes da ocorrência de qualquer parcela da retração.
A fluência é função de (PCA, 2003): (a) magnitude das tensões; (b) idade em que o concreto foi carregado; e (c) tempo em que o concreto permanece carregado.
4.3.2 Variações volumétricas As variações volumétricas do concreto, de origem hidráulica ou térmica, são
muito importantes para definir a vida útil do pavimento, mas pouco consideradas no projeto e na execução, sendo esse um dos grandes motivos da falência precoce de muitos pisos e, principalmente, das rodovias brasileiras.
4.3.2.1 Retração por secagem Também conhecida como retração hidráulica, é a retração clássica que o concre-
to apresenta, muitas vezes subdividida em inicial, que ocorre nas primeiras 24 horas e complementar (Rodrigues, 2007).
FIGURA 4.11
Influência da água na retração por secagem (PCA, 2002).
Sua ocorrência está ligada à perda da água não combinada na hidratação do cimento e daí pode-se tirar a primeira lição importante no controle, que é a quan-tidade de água adicionada ao concreto e também a relação água/cimento que ele apresenta, sendo a primeira mais significativa, como pode ser visto na Figura 4.11.
125 1 50 175 200 225 250 275
Água, kg/m3
Além do consumo de água, diversos outros fatores contribuem para a retração hidráulica do concreto.
Influência do cimento Uma vez que a pasta de cimento é a responsável pela retração, torna-se evi-
dente que a sua quantidade influencia diretamente nessa propriedade e, por esse motivo, o consumo de cimento deve ser limitado, pois consumos elevados não só trarão maior retração, como também tornarão o concreto mais sensível às variações térmicas em presença de umidade.
Quanto ao cimento especificamente, a finura parece ser um fator importante, pois o aumento da área específica do cimento não vai implicar apenas em maior consumo
de água de molhagem das partículas, mas também no efeito restritivo que as partícu-las mais grossas - à semelhança dos agregados - promovem (Burrows, 1998).
Não há uma correlação muito clara entre o tipo do cimento e o teor de adição com a retração hidráulica do concreto, havendo cimentos mais finos que promovem menos retração do que outros, aparentemente menos problemáticos. Esse assunto foi alvo de estudos da ASTM (American Standard Tests of Materials), que desenvol-veu um ensaio (ASTM C1581 - 04: Determining Age at Cracking and Induced Tensile Stress Characteristics of Mortar and Concrete under Restrained Shrinkage), que se propõe a avaliar a potencialidade de retração do cimento, ligada basicamente aos aspectos químicos e de microestrutura da pasta.
Corpos de prova em formato de coroa circular são moldados em fôrmas com nú-cleos rígidos, que são mantidos durante todo o teste, o que simula um confinamento à retração (Figura 4.12), sendo determinado o tempo transcorrido até o aparecimento da primeira fissura e a potencialidade da retração é estabelecida na Tabela 4.1.
Esses ensaios já vêm sendo executados com cimentos nacionais e não há ainda uma base de dados expressiva, mas sem dúvida serão uma ferramenta valiosa o conhecimento dessa tendência, associada com medições em obra para a correta avaliação dos cimentos brasileiros, que apresentam variações expressivas com rela-ção aos norteamericanos. Para pavimentos, somente os cimentos com potencial de retração moderadamente baixo ou baixo deveriam ser empregados.
• TABELA 4.3
Potencial de fissuração do cimento.
Tempo paro ocorrência da fissura (dias) Potencial para retração
0 < t < 7 Alto
7<t< 14 Modercdomenle oito
14 < t< 28 Atoderodomente boixo
t>28 Boixo
A importância da composição química do cimento na retração pode ser encon-trada no ensaio desenvolvido por R. L. Blaine, no final da década de 1950 (Burrows, 1998), com anéis de pasta de cimento, com restrição central, que mostrou que além da finura elevada, cimento com teores maiores de C3A e álcalis apresenta maior tendência à fissuração, sendo esse mais determinante.
• FIGURA 4.12
Ensaio de Refraçõo Restringida
Como foi visto no item anterior, o agregado pode ser considerado inerte em termos da retração por secagem e, portanto, é fácil imaginar que a retração do con-creto será proporcional à quantidade do agregado.
Embora haja outros fatores como textura das partículas, interface pasta - agre-gado, que podem influenciar na retração do concreto, o módulo de elasticidade do agregado é preponderante: agregados de maior módulo, como o granito e o calcário, exibem concretos com retração bem menores daqueles produzidos com arenito; observa-se também que a diferença aumenta de modo expressivo com a idade ou o tempo de secagem dos concretos, após a cura.
Aditivos químicos Dentro do grupo dos aditivos, pode-se fazer uma distinção quanto à função: os
aditivos redutores de água e os redutores da retração. No primeiro grupo, enqua-dram-se os plastificantes e os superplastificantes, produtos que têm como função justamente promover a redução da água no concreto e que, em tese, deveriam promover a retração do concreto como benefício adicional.
Alguns plastificantes, no entanto, apresentavam no passado um ncremento da retração para um mesmo consumo de água, o que hoje foi superado pelos aditivos superplastificantes, produtos que são uma alternativa viável quando é necessário o emprego de misturas mais plásticas, sem necessidade do incremento do consumo de água.
No segundo grupo, os aditivos redutores de retração são ainda pouco emprega-dos em função do custo, mas efetivamente são ferramentas poderosas no controle da retração. A ação desses produtos é química, pois altera a tensão superficial da água e proporciona valores de redução na retração por secagem da ordem de 35% a 70%, dependendo da relação água/aglomerante empregada (Mokaren, 2002).
Espessura do pavimento A espessura do pavimento é um fator importante no desenvolvimento da retra-
ção por secagem, pois a perda de água se dá praticamente pela superfície da placa. A Figura 4.13 mostra essa tendência, pois a difusão da umidade no concreto é baixa, notadamente para concretos mais impermeáveis.
Esse fato será particularmente importante no estudo do empenamento da placa de concreto, tratado no item 7, em que a retração diferencial, quer por retração (se-cagem ou autógena) quer por efeito térmico, gera tensões elevadas que, associadas ao carregamento, podem levar à ruptura da placa.
Influência do meio ambiente O princípio de secagem do concreto é o de equilíbrio de fases, o que significa
que o concreto pode trocar umidade com o meio ambiente até o ponto em que o ar esteja saturado e isso depende da umidade relativa do ar. Desse modo, na região Sudeste do Brasil, por exemplo, os meses de maio a setembro são os de menor umidade relativa e, portanto, possibilitam uma secagem mais rápida e conseqüente
retração do concreto, enquanto no período chuvoso, que varia de novembro a mar-ço, há pouca troca de água com o ambiente e a retração é baixa.
Essa característica acaba por levar a equívocos na interpretação de fissuras, pois as que ocorreram por retração não se manifestam de modo visível inicialmente, mas só depois de alguns meses, com o desenvolvimento do processo, serão vistas com maior definição.
FIGURA 4.13
Influência da espessura da placo na retração por secagem (Suprenant, 2002).
I 3 . 0
«<
1 E cc
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
1 — i — r SUPERFÍCIE DA PtAÇA
i — 1 — 1 — 1 — 1 — r
PROFUNDIDADE A PARTIR DO TOPO (mm)
25 >
50 .
75
100 125
150 175 200 225 250 275 300 325 350 375
J L 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
UMIDADE RELATIVA DO CONCRETO
4.3.2.2 Retração autógena A retração autógena ocorre sem que haja perda de massa no concreto, ou seja, o
concreto não perde umidade, e a sua causa é a passagem da água capilar para adsor-vida, em um processo espontâneo, que ocorre durante a hidratação do concreto.
Quando há fornecimento abundante de água de cura, a retração autógena não ocorre, mas quando não há essa disponibilidade, a hidratação do cimentc passa a ser feita com a água capilar, causando a retração do concreto, em um mecanismo seme-lhante à da retração por secagem. Dentro dessa visão, pode-se concluir que os pisos que recebem apenas cura química estão mais sujeitos a esse tipo de retração.
Uma forma de combater a retração autógena é com o emprego dos self curing concretes, ou concretos autocuráveis, que possuem um fornecimento de água suple-mentar interno, como a contida em agregados porosos, liberada gradativamente para
a hidratação do cimento. As fibras de polímero superabsorventes, pelo alto poder de retenção de água, também podem cumprir essa função; self curing concretes ainda apresentam uma característica pouco estudada, que poderia ter um efeito valioso no controle da retração da pasta de concreto, pois permite a formação de uma microes-trutura da pasta bem hidratada, menos retrátil do que as com deficiência de cura.
A retração autógena, por estar condicionada à hidratação do cimento, ocorre de maneira mais rápida em concretos curados em temperaturas mais elevadas, obede-cendo ao conceito de maturidade. Hedlund et al., estudando concretos de relação a/c de 0,4 e 0,45, demonstraram que, por exemplo, quando a temperatura de cura variou de 20°C para 50°C, a retração autógena foi três vezes maior para uma mesma idade (Hedlund & Jonasson, 2001).
Concretos com baixa relação água/cimento, inferior a 0,42, apresentam alta re-tração autógena (Holt, 2001), sendo as misturas com a/c próximas a 0,3, correspon-dendo este tipo de retração a 50% da total (PCA, 2002). As adições ativas, como cinzas volantes, sílica ativa e escórias básicas, propiciam maior desenvolvimento da retração autógena, sendo essa propriedade muito ligada também à finura.
A retração autógena não causa somente a redução volumétrica do concreto, mas pode ser também localizada. Por exemplo, no caso da sílica ativa, que é ávida por água, podem ocorrer retrações localizadas, denominadas dissecação, que pro-movem microfissuramento do concreto.
4.3.2.3. Retração e expansão térmica Analisando-se os projetos de pavimentação, observa-se que pouca atenção tem
sido dada à retração térmica do concreto no Brasil, basicamente por haver gradien-tes térmicos modestos, que não geram grandes variações no comprimento das pla-cas. Entretanto, deve-se estar atento às variações diferenciais no comprimento da placa de concreto, ocasionadas não somente pela diferença térmica entre topo e base da placa, mas também pela variação no coeficiente de dilatação térmico do concreto em função da umidade.
Para uma avaliação adequada das variações térmicas do concreto, é necessário conhecer conceitualmente o seu coeficiente de dilatação. Como se trata de material composto, esta propriedade vai depender dos coeficientes individuais de seus cons-tituintes, separados em pasta - cimento hidratado, ar e água - e os agregados.
O coeficiente da pasta pode variar em uma faixa relativamente ampla, aproxi-madamente entre 1 0 e 2 2 x 10 6/°C, dependendo da constituição química e da finu-ra do cimento, bem como da umidade, sendo este fator o mais relevante (Emanuel & Hulsey, 1977), como pode ser visto na Figura 4.14.
Essa variável é particularmente importante nos pavimentos, poiso concreto su-perficial tende a ser, normalmente, menos expansivo do que a base, exceto quando ela está saturada; esse efeito favorece o empenamento da placa; a análise de ten-sões deve ser feita obrigatoriamente, levando-se em consideração não somente o gradiente térmico, mas também a diferença do coeficiente de dilatação, que pode ser até 80% maior no concreto com 70% de umidade relativa, quando comparado ao seco.
• FIGURA 4.14
Variação do coeficiente de dilatação térmico da pasta de cimento com o teor de umidade (Emanuel & Hulsey, 1977).
0 20 40 60 80 103
Teor de umidade
A idade também influencia o coeficiente térmico, que diminui com o passar do tempo, e chega a ser cerca de 30% menor em concretos com mais de dez anos. Esse fato deve ser considerado principalmente em overlays aderidos.
Os agregados, principalmente em função das dosagens presentes no concreto, acabam tendo peso importante no coeficiente de dilatação desse materal. Em uma ampla faixa de rochas empregadas, tem-se o arenito como o mais sensível às varia-ções de temperatura, com aproximadamente 11 x 10 6 / ° C , enquanto ogranito e o gnaisse apresentam coeficiente da ordem de 6 x 10 6 / ° C . Os calcários apresentam comportamento diferenciado e podem apresentar valores tão baixos quanto 3 x 10 6 / ° C , o que em alguns casos pode causar problemas de durabilidade do concreto em função da grande diferença com a pasta de cimento.
Concreto Reforçado com Fibras de Aço
5.1 Introdução A utilização de materiais compostos com fibras remonta às mais antigas técnicas
de construção, quando tijolos de barro cru eram reforçados com fibras vegetais. Contudo, somente no século XX, esses materiais foram estudados à luz da ciência dos materiais, o que permitiu a compreensão do seu comportamento mecânico.
Um dos exemplos de maior impacto que pode ser citado na engenharia civil foi o do cimento-amianto, em que a matriz de cimento Portland era reforçada com fibras minerais (asbesto), tendo sido largamente utilizada no Brasil na confecção de telhas, chapas, reservatórios, painéis etc., mas cujo emprego fci descontinua-do por razões outras que não as suas propriedades mecânicas.
Atualmente, os compósitos - materiais compostos por uma matriz reforçada com algum tipo de fibra1 - vêm apresentando evolução acelerada nos mais avan-çados campos da engenharia, como por exemplo o epóxi reforçado com fibras de
1 Embora compósitos sejam definidos com reforço de fibra, é possível também o re:orço particulado.
carbono que, hoje, substitui o alumínio na confecção de diversas partes das mais modernas aeronaves, como o Airbus 380 ou o Boeing 787 - Dreamline.
Na indústria aeroespacial, os compósitos carbono-carbono são largamente uti-lizados, aumentando também o seu uso na indústria automobilística. A grande van-tagem do material é aliar resistência mecânica e baixo peso. Na construção civil, também se observa gradativamente o aumento dos materiais compostos como o concreto reforçado com fibras de aço.
5.2 Conceituação de materiais compósitos De acordo com a ciência dos materiais, os diversos materiais disponíveis na en-
genharia podem ser divididos inicialmente em dois grandes grupos, de acordo com o seu comportamento estrutural, mais especificamente, com relação à curva tensão - deformação.
• FIGURA 5.1
Curvas esquemáticas tensão x deformação
a) frágil
o KU M c £
b) Ductil
/ \ o / KD
/ C
/ ^ f Deformação Deformação
Por exemplo, comparando-se as curvas da Figura 5.1, em que é representada a curva tensão x deformação de dois materiais distintos. Na Figura 5.1, "a" representa os materiais de comportamento à ruptura frágil e "b", os dúcteis.
Os materiais frágeis rompem-se sem que haja patamar de escoamento, isto é, o material não apresenta deformação plástica; nos dúcteis, entretanto, c comporta-mento plástico antes da ruptura é bastante evidente, como nos metais puros - alu-mínio, cobre - ligas como aço-carbono e diversos tipos de polímeros.
Outro conceito importante relativo às curvas apresentadas é a tenacidade do material, que é a sua capacidade de se deformar antes de romper ou, em outras pa-lavras, a capacidade de absorver energia. É representada pela área abaixo da curva tensão - deformação. A Figura 5.2 (Budinski, 1996) apresenta a tenacidade relativa das principais classes de materiais.
Exemplos de materiais de comportamento frágil são encontrados nas cerâmicas, classe de material na qual o cimento Portland se enquadra. Quando se rotula um material de comportamento frágil, não quer dizer que ele tenha baixa resistência mecânica, mas sim que a sua ruptura é abrupta. Materiais de altíssima resistência mecânica, muitas vezes, apresentam essa característica frágil, como, por exemplo, o carbeto de silício.
Tenacidade relativa na fraturo (medida da tendência de propagação das fissuras).
Metais
p ó s i t o s ^ J ^ )
d Plásticos
d C e r â m i c a s
0.1 1 10 100
Tenacidade da fratura
Esse tipo de comportamento é muito influenciado pelas ligações químicas pre-sentes no material; os materiais de ruptura frágil apresentam ligações fortes, como a iônica e a covalente, enquanto os materiais dúcteis são formados por ligações químicas que permitem movimentações relativas entre as moléculas ou os átomos, como os metais e alguns polímeros.
Os compósitos, entretanto, representam uma nova classe de materiais e são for-mados por uma matriz - frágil ou dúctil - reforçada por outro material, particulado ou fibroso, que também podem ser de origem frágil ou dúctil, combirados de modo que se obtenha um novo material de características físicas e mecânicas superiores a dos seus originais.
O moderno fibrocimento é formado por uma matriz frágil - o cimento Portland - reforçada com fibra polimérica, dúctil. O próprio concreto pode ser considerado, a rigor, um compósito, formado por matriz frágil (cimento) e reforço particulado também frágil, o que resulta em um compósito de natureza frágil.
É essa natureza frágil do concreto que estimulou os pesquisadores a buscar a melhoria de suas propriedades, com a adição de fibras, para permitir que seu com-portamento seja mais dúctil, ou seja, que o material tenha maior tenacidade, como exemplifica a Figura 5.3, que simula o comportamento do concreto simples e com fibras de aço, quando submetido ao ensaio de flexotração.
A vantagem de o material possuir maior tenacidade é permitir que mesmo de-pois de apresentar determinada deformação plástica, ele ainda tenha capacidade estrutural, o que não acontece nos materiais frágeis.
No caso do concreto com fibras de aço, embora a matriz frágil se rompa, a fi-bra garante a continuidade estrutural. De maneira geral, a adição de fibras de aço incrementa a resistência ao impacto, fazendo com que o material apresente maior tenacidade e melhor comportamento com relação à fadiga.
O comportamento dos compósitos vai depender das propriedades da fibra, que, de maneira geral, pode ser influenciada por diversos fatores, como (Montardo, 1999):
Ensaio de tenacidade.
Capacidade
• Teor de fibra: quanto maior o teor, maior será a resistência pós fissuração que vai apresentar, desde que as fibras tenham capacidade de absorver ener-gia. No caso das fibras de aço, os teores normalmente empregados, abaixo de 0,5% em volume, não alteram as resistências do concreto, m3s somente acrescentam tenacidade ao compósito.
Uma visão objetiva é apresentada na figura 5.4, que representa de modo esquemático as curvas tensão x deformação em função do volume relativo de fibras (Figueiredo, 2000).
• FIGURA 5.4
Curvas esquemáticas tensão x deformação em função do volume de fibras.
critico P o c l e s e r obtido com base em modelos teóricos, mas considerando-se a distribuição planar das fibras, que é válida para condições de execução si-milares ao concreto projetado, o volume crítico é da ordem de 0.8% (Figuei-redo, 2000) - que representa uma dosagem com mais de 60 kg/m3 - o que pode duplicar para distribuição espacial.
• Módulo de elasticidade da fibra: um valor elevado de módulo causa o mes-mo efeito de um alto teor; contudo, por outro lado, o arrancamento é favo-recido pela menor capacidade de deformação da fibra.
• Aderência fibra-matriz: o comportamento estrutural de um grande número de compósitos cimentícios depende da aderência fibra-matriz. Alta aderên-cia significa menor abertura de fissura que, às vezes, pode ter como con-seqüência uma menor tenacidade, caso a fibra apresente ruptura frágil; a questão de aderência vai ser discutida mais detalhadamente no item 5.5.
• Resistência da fibra: o aumento da resistência implica maior ductilidade, desde que não haja perda de aderência. A resistência da fibra será função do comportamento pós-fissuração desejados. O formato da fibra também é fator importante.
• Comprimento da fibra: quanto maior ela for, maior será a tenacidade, pois diminuirá a tendência ao arrancamento. Obviamente, outros fatores, como o fator de forma da fibra, também influem nessa propriedade.
5.3 Propriedades geométricas da fibra de aço As propriedades mecânicas do concreto com fibra vão depender do tipo dessa
fibra, do fator de forma e da quantidade empregada. De acordo com a norma ABNT (ABNT, 2007), a classificação das fibras pode ser:
• Quanto à conformação da fibra:
• Tipo A: com ancoragem nas extremidades, de acordo com a Figura 5.5.
• FIGURA 5.5
Fibra com ancoragem.
• Tipo B: corrugada, de acordo com a Figura 5.6.
• FIGURA 5.6
Fibra corrugada.
• Tipo R: reta (sem ancoragem nas extremidades)
• Quanto ao processo de produção: • Classe I: oriunda do arame trefilado. • Classe II: obtida a partir de chapa laminada cortada a frio. • Classe III: oriunda do arame trefilado e escarificado.
Como será visto nos capítulos subsequentes, a aderência da fibra com a matriz constitui-se um dos pontos-chaves para o sucesso do compósito e não apenas a forma da fibra é determinante, mas também a relação entre o comprimento e o
diâmetro, denominado fotor de forma2, cuja influência na área específica da fibra pode ser vista na Figura 5.7 (Levy Netto & Pardini, 2006).
De acordo com a norma já mencionada (ABNT, 2007), o fator de forma mínimo recomendado para concreto reforçado com fibra é apresentado na Tabela 5.1, jun-tamente ao limite de resistência à tração do aço.
FIGURA 5.7
Influência do fator de forma razão área/ volume da fibra.
co
CM
<D •o V) <D "O <U •O c D E <u a> E J3 O | «_
O «o N «o CC
20
15
10
Plaquetas Fibra
0,01 0,1 1 10 100 1000 • a(—l/d)
• TABELA 5.1
Fator de forma e resistência mínima
Tipo (geometria)
Classe da fibra Fator de forma mínimo (XMin)
Limite de resistência do
aço !MPa)
do aço. A I 40 1000 A
30 500
40 800 c 30
30 500 800
p 40 1000 K 30 500
5.4 Propriedades mecânicas do concreto reforçado /
com fibras de aço /
O concreto reforçado com fibras de aço apresenta peculiaridades bastante inte-ressantes quanto ao desempenho final do produto, pois transforma, como já men-cionado, o concreto em um material de maior ductilidade.
2 Em algumas áreas, o fator de forma é denominado relação de aspecto, neotogismo do inglês aspect ratio.
Entretanto, no início da sua utilização essas vantagens não estavam tão eviden-tes, pois a resistência do concreto praticamente não se altera, para os teores usuais de fibra, entre 0,25% e 0,5% em volume, que são equivalentes a 20 kg a 40 kg de fibra por metro cúbico de concreto.
Somente para teores mais elevados, da ordem de 1% a 2 % em volume é que se percebe um aumento na resistência mecânica do concreto (tração na flexão), e as tentativas de dimensionar o piso industrial com base nos métodos elásticos, de ma-neira similar ao concreto simples3, resultaram em estruturas pouco econômicas.
Somente com a inclusão do conceito de tenacidade é que foi possível tirar van-tagem do emprego das fibras de aço, pois a execução de ensaios de verdadeira gran-deza demonstrou que a capacidade estrutural é significativamente maior do que o previsto nos métodos de dimensionamento.
Um dos primeiros ensaios em placas de verdadeira grandeza foi feito pela Po-lithecnic, na Inglaterra, e seu objetivo era comparar especificamente concretos re-forçados com fibras com o concreto simples e outra solução estrutural, a com telas soldadas. O resumo dos resultados é apresentado na Tabela 5.2.
• TABELA 5.2
Ensaios em Placas de Concreto (adaptado de Derrick, 1990).
Ensoio Reforço do placo Corgodo ls
Fissura (kN)
Corgo de
Ruptura
1 Sem reforço 180 200
2 Armoduro simples (1,42 cm?/m) 200 >320
3 Armoduro duplo (2 x 1,93 cm2/m) 280 380
4 Fibro de oco (X = 60), 20kg/m3 220 350
5 Fibro de oço (X = 75), 20kg/m3 260 390
6 Fibro de oço (X = 60), 30kg/m3 240 340
7 Fibro de oço (X = 75), 30kg/m3 290 >345
É bastante interessante que a tradicional equação de Westergaard (Rodrigues, 2006) mostrou superestimar as tensões atuantes para o concreto simples, provavel-mente porque este material, mesmo sendo de ruptura frágil, apresenta alguma te-nacidade, que não é considerada na expressão mencionada. Para os materiais com reforço, as discrepâncias foram bem maiores em função do expressivo aumento na tenacidade para os concretos com fibras de aço.
Esse mesmo modelo de ensaio vem sendo repetido por diversas instituições de pesquisa e, recentemente, a University of Illinois Urbana - Champaign (Roesler, 2007), efetuou comparações de concretos simples, armadura simples, dois tipos de fibras de aço e um tipo de fibra polimérica (polipropileno). A Figura 5.8 apresenta as curvas de tensão x deformação para o concreto simples e para os reforçados com fibras.
3 No método elástico, o dimensionamento é feito com o objetivo de evitar o aparecimento de fissu-ras em razão dos carregamentos externos.
Curvas tensão x deformação. (Roesler, 2007)
Dessa figura, podemos observar que há três curvas bastante similares, que são as com fibras de aço corrugada - na dosagem de 0,5% - a com fibras com ancoragem -na dosagem de 0,32% - e a de fibras de polipropileno - na dosagem de 0,48%.
Desses dados, podemos facilmente constatar a maior eficiência das fibras com ancoragem, que, com dosagem cerca de 70% da corrugada, apresentaram desem-penho 20% superior a esta4 (Roesler, 2007). Com esses concretos, foram preparadas placas de 3m x 3m e ensaiadas à ruptura, com simulação de ensaio em verdadeira grandeza, cujos resultados são apresentados na Figura 5.9, em que pode ser vista com clareza a diferença estrutural que a fibra de aço produz.
• FIGURA 5.9
Ensaio em verdadeira grandeza (Roesler, 2007).
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 0 11 12 1 3
Dofloxío máxima no centro da placa (mm)
Def lex io da viga (mm)
Concreto Simples 0.32% fibfts sintética»
• 0,48% fibras sintéticas 0.50% fifcfas Co aço corrugada 0.35% fib<as aço ancoragem em gancto
4 A diferença pode ser vista pelo valor de Re i % (resistência equivalente relativa), que foi de 43% para a com ancoragem e 35% para a corrugada. O concreto simples apresentou Re l % = 3%.
5.5 Adesão A adesão entre a fibra e a matriz constitui-se em um ponto importante no com-
portamento do compósito, atuando de modo diferente do que ocorre, por exemplo, no concreto armado, onde a adesão plena é necessária.
No caso dos compósitos, nem sempre a adesão plena é benéfica, pois se ocorrer o movimento relativo entre a fibra e a matriz, algumas propriedades como a tena-cidade e a resistência ao impacto, acabam sendo majoradas, graças à absorção de energia pela fibra.
Esse é o caso do concreto reforçado com fibras de aço, em que a fibra deve ter alguma liberdade de movimentação com relação à matriz, que não pode ser excessi-va. A adesão pode ocorrer de diversas maneiras, entre elas a ligação química, forças de superfície e ancoragem mecânica.
No caso do concreto e do aço, não há uma ligação química efetiva entre esses materiais, mas a adesão acaba sendo implementada por forças de superfície e, prin-cipalmente, pela ancoragem mecânica. Nesse caso, a forma da fibra é importante, considerando-se que se ela for plena, pouco se agregará em termos de tenacidade.
Dessa forma, as fibras com ancoragem eficiente apresentam desempenho infe-rior àquelas que podem escorregar na matriz, pois vão se romper com mais facili-dade, acrescentando pouca tenacidade ao compósito, pois a energia absorvida será somente a relativa à ruptura das fibras, que não será muito elevada para os teores usuais empregados (Figura 5.10).
Em outro extremo, relativo às fibras com baixa ancoragem, como o caso das retas, o desempenho tende a ser parecido com o daquelas de ancoragem excessiva. Dessa forma, dos modelos hoje disponíveis no mercado, as fibras com ancoragem nas extremidades (Figura 5.6) são as de melhor desempenho.
• FIGURA 5.10
Tenacidade em função da adesão.
A íhT\
Arrancamento da Fibra
Energia absorvida (Tenacidade)
lutou* Deslocamento
-O to
Rompimento da Fibra
Energia absorvida (Tenacidade)
Deslocamento
Considerando-se o tipo de ancoragem nas extremidades, a tendência é da tena-cidade ser maior quando a resistência do aço for elevada, pois o esforço de arran-camento, que significa endireitar a fibra para permitir o seu deslizamento, será mais elevado, mas nunca a ponto de romper a fibra e, consequentemente, maior será a tenacidade.
5.6 Ensaio de tenacidade 0 ensaio de tenacidade (JSCE, 1984; ASTM, 2006) é executado em corpos-de-
prova prismáticos, com seção quadrada de lado o e comprimento entre apoios igual a 3a. O carregamento é feito por meio de dois pontos de carga, distantes entre si de o, de modo que reproduz um diagrama de momentos fletores constante no terço médio do corpo de prova (Figura 5.11).
• FIGURA 5.11
Esquema de carregamento (ASTMC 1Ó09).
O ensaio é conduzido de acordo com a norma japonesa SF4 (JSCE, 1984), pioneira nesse tipo de medição, ou pela norma americana ASTM 1609 (ASTM, 2C06). Ambas são teoricamente equivalentes e consistem na execução do carregamento controlado com medição da deflexão no centro da barra prismática, para que se obtenha a curva da Figura 5.12.
Com os dados obtidos, é possível calcular a resistência equivalente de acordo com a expressão:
f - T i * L
150 X b x h 2
Sendo:
fe,3 = resistência equivalente para deformação L/150
b = h = a
L=3 . a
T3= tenacidade (área sob a curva), para a deformação L/150
Curva tensão x deformação.
Carga
Deformação
A resistência equivalente relativa - também denominado coeficiente de ductili-dade (Carnio, 1998) - é dada pela relação:
_ 4 .3 'ct,M e ' 3 / ,
Sendo f c t M a resistência à tração na flexão da matriz de concreto. O valor de Re3 é função do tipo da fibra, fator de forma da fibra, teor de fibra e resistência da matriz. A Figura 5.13 apresenta valores experimentais para fibras com ancoragem, coladas e soltas, encontradas no mercado brasileiro.
5.7 Controle da fissuração Uma das primeiras aplicações da fibra de aço foi justamente o controle da fissu-
ração do concreto e, da mesma maneira que ocorre com as telas soldadas, ela não evita o surgimento da fissura, mas simplesmente controla a sua abertura, deixando-a em níveis visualmente imperceptíveis.
Assim, é possível trabalhar com paginações maiores do que no concreto sim-ples; contudo, não há, até o presente momento, modelo matemático que permita correlacionar a tensão de atrito, ou o comprimento total da placa, com a tenacidade ou o teor de fibras do concreto.
• FIGURA 5.13 COMPARATIVO DE DESEMPENHO ENTRE FIBRAS DE AÇO
Valores de Rc 3 (orientativas)
15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 33 40 11 42 43 « 45
QUANTIDADE DE FIBRAS POR m'
Dessa forma, tem-se adotado, para pisos com fibras de aço, comprimentos de placa de até 12 m para teores de fibras entre 20 kg/m3 a 25 kg/m3 e, acima desse espaçamento de juntas, no sistema denominado jointless, para placas com espessu-ra superior a 16 cm, é arbitrado consumo mínimo de 30 kg/m3, para as fibras com fator de forma igual ou acima de 80, o que permite a execução de placas com 30 m a 40 m de comprimento, com dezenas de obras executadas no Brasil.
Em nível mundial, há exemplos pontuais ainda mais expressivos, com placas maiores de 50 m e consumos da ordem de 35 kg/m3. Entretanto, o que se tem ob-servado é que essas barreiras impostas para privilegiar a segurança vêm paulatina-mente sendo derrubadas, para permitir projetos mais arrojados.
Outra restrição adotada para as placas é que seu formato seja próximo ao do quadrado, isto é, com relação entre o comprimento e a largura da placa inferior a 1,2; esse valor é válido para taxas de fibras modestas, próximas ao valor mínimo de dosagem, discutido no capítulo 7, havendo exemplos de relações de 1,5 ou até maiores para consumos mais elevados de fibra.
A eficiência da junta no controle de fissuração fica evidenciada na execução de capeamentos aderidos em lajes, que se constitui um dos maiores desafios que o projetista de piso enfrenta, cm razão da condição crítica dc retração que esse con-creto enfrenta, estando impedido de se deslocar na face de contato c o n a estrutu-ra, uma vez que a aderência deve ser plena e há liberdade de deformação na parte superior (Rodrigues, 2005).
Abertura média das fissuras em função do teor de fibras.
Essa condição, em que a adoção de juntas de retração é ineficaz, vem sendo bem controlada com a adoção de fibras curtas, com valores de R e j superiores a 45%, com excelentes resultados; essa solução tem ainda como vantagem que o re-forço vai estar sempre disponível na posição correta, o que é difícil na solução arma-da, em que o posicionamento da armadura é difícil em razão das baixas espessuras observadas nos overlays aderidos e ainda por conta das contraflechas dos sistemas pré-modulares.
A Figura 5.14 apresenta o desempenho das fibras de aço em diversas dosagens em virtude da abertura das fissuras, o que simula condição de restrição total (Grzybo-wski & Shah, 1990), para fibras de fator de forma próximo a 60.
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Sistema de Protensão n a r a P i c n ç
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6.1 Introdução A protensão em pavimentos chegou ao Brasil antes das fibras de aço e tem como
uma de suas obras mais marcantes as pistas do aeroporto Tom Jobim, na cidade de Rio de Janeiro, na década de 1970, até hoje em operação, com suas placas de até 150 m de comprimento.
Há também outros exemplos notáveis de pisos industriais executados com o sistema, mas cuja complexidade, com o emprego de bainhas posteriormente injeta-das com calda de cimento, constituía-se em uma operação com alguma dificuldade e pouco prática; contudo, esses pisos já guardavam como característica principal a grande dimensão das placas.
Embora o sistema com bainhas - denominado sistema aderido - tenha tido apli-cações pontuais, não se registra obras expressivas até que, na segunda metade da década de 1990, chegou ao Brasil o sistema não aderido, constituído por cordoalhas engraxadas, de aplicação bastante simples e com dimensões que pe-mitiam a aco-modação perfeita nas espessuras de piso até então praticadas.
Com isso, o sistema passou a ser mais competitivo e, desde então, obras de maior porte começaram a surgir, o que tornou o uso do concreto protendido em pisos mais comum e acessível em obras de tamanhos médio a grande.
• FIGURA 6.1
6.2 Cordoalhas engraxadas As cordoalhas engraxadas (Figura 6.1) são empregadas no sistema não aderido,
no qual a força de protensão é essencialmente transmitida ao concreto por meio das ancoragens, exceto no caso de emprego de cabos curvos, não usual na execução de pisos em fundação direta.
Cordoalha engraxada e plastificada.
O cabo é formado por um conjunto de sete fios, de acordo com a Figura 6.2, de arame trefilado a frio com elevada resistência mecânica e baixa relaxação. O fio CP 190-RB apresenta resistência à tração mínima de 175 kgf/mm2 e a denominação RB indica que a perda da força aplicada, em virtude de fenômenos de fluência, é baixa.
Sobre a cordoalha, é aplicada uma camada de graxa (Figura 6.3), que tem como finalidade primeira permitir o deslizamento na bainha, durante a operação de pro-tensão, o que protege também o aço contra a corrosão.
Finalmente, é aplicado o revestimento ou bainha, de polietileno de a ta densida-de (PEAD), que vai proteger todo o conjunto, com espessura mínima de 1 mm como pode ser visto na Figura 6.4.
FIGURA 6.2
Cordoalha engraxada (Cauduro, s/d).
Bainha Graxa Cordoalha
• FIGURA 6.3
Aplicação da graxa.
• FIGURA 6.4
Aplicação do revestimento de PEAD.
As cordoalhas engraxadas são fornecidas nos diâmetros nominais de 12,7 mm e 15,2 mm, produzidas com aço CP 190 - RB, de baixa relaxação. A relaxação é o fenômeno de diminuição da tensão aplicada ao longo do tempo por processos de fluência, constituindo-se em uma das perdas de protensão que deve ser considera-da no processo de dimensionamento. As principais características são apresentadas na Tabela 6.1.
Diâmetro Área Massa nominal Área aprox. mínima oprox. (mm) (mm2) (mm2) (kg/m)
Carga mínimo Carga mínima Alongamento de ruptura( 1) alongamento( 1 %) sob carga (2)
(kN) (kN) (%)
• TABELA 6.1
Propriedades mecânicas das cordoalhas engraxadas.
12,7 101,4 98,7 0,890 187,3 168,6 3,5
15,2 143,5 140 1,240 265,8 239,2 3,5 Notos:
( 1 ) 0 módulo de elasticidade da cordoalha é de 2 0 2 kN/mm2 e pode variar ± 3%.
(2) Perda máxinva de prorensão após 1 (XX) h a 2 0 paro carga inicial de 80% da carga de ruptjra.
6.3 Ancoragem Como o cabo não é aderido, a força de protensão é transmitida ao concreto por
meio das ancoragens fixadas na extremidade do cabo. As ancoragens podem ser de dois tipos, ativas e passivas.
A ancoragem passiva é posicionada na extremidade do cabo oposta à que re-cebe o alongamento e é constituída por uma estrutura de ferro fundido, na qual é fixada, por processo de prensagem, a cordoalha, conforme mostra a Figura 6.5 (a).
• FIGURA 6.5
(a) Ancoragem passiva; (b) Ancoragem ativa.
A ancoragem ativa, entretanto, de acordo com a Figura 6.5 (b), apresenta nicho no qual se aloja a cunha de protensão. Esse dispositivo é formado por um cone tri-parti-do, que permite a fixação da cordoalha na ancoragem, após o estiramento do cabo.
7.1 Introdução Neste capítulo, vamos tratar do dimensionamento dos pisos, reforçados com
fibras de aço ou protendidos, sendo os conceitos, aqui empregados, válidos para qualquer outra situação de reforço.
A etapa de dimensionamento é fundamental na elaboração do projeto, mas não deve ser considerada como a mais importante, pois é preciso compartilhar o suces-so do projeto com o detalhamento e o projeto de juntas.
As tensões que ocorrem na placa são oriundas tanto do carregamento como das variações volumétricas - que se devem à perda de umidade e à mucanças de tem-peratura. Por muito tempo, as tensões por variação volumétricas foram citadas, mas poucas vezes consideradas de fato no dimensionamento, mas, hoje, com as importan-tes mudanças ocorridas nos materiais, tornam-se fundamentais essas considerações.
Na realidade, no passado, elas estavam relativamente cobertas pelos coeficientes de segurança empregados, que, com o aprimoramento das técnicas de dimensiona-
mento, acabaram sendo reduzidos, e aquelas tensões antes desprezadas passaram a ser determinantes na formação de fissuras.
0 piso industrial pode ser dimensionado, considerando-se a situação de uma placa apoiada em um sólido elástico isotrópico que emprega o módulo resiliente do solo (sistema subleito - sub-base) ou, em uma situação mais comum, suportado por um líquido denso - fundação Winkleriana - em que o coeficiente de recalque simula as constantes de mola desse líquido denso; a Figura 7.1 simula essa condição para uma placa submetida à ação da temperatura (Huang, 2004).
• FIGURA 7.1
Representação esquemática do empenamento (fundação Winkleriana).
Alongamento
(a) Empenamento convexo (b) Empenamento côncavo
A metodologia de dimensionamento dos pisos industriais foi herdada dos pavi-mentos rodoviários e aeroportuários, inicialmente com os trabalhos pioneiros de Westergaard - de base eminentemente teórica - e posteriormente com os estudos de cunho experimental desenvolvidos de modo independente por G. G. Meyerhof (Meyerhof, 1962) e A. Lõsberg (Lõsberg, 1961).
Como já exposto, as tensões na placa são resultantes de esforços aplicados por cargas externas ou variações volumétricas cuja magnitude depende de fatores como continuidade da placa, resistência da fundação, metodologia e qualidade da cons-trução, intensidade e posicionamento das cargas (ACI, 2006).
Se a placa está carregada de modo uniforme, o carregamento não influirá no ní-vel de tensões da placa, que estará sujeita apenas aos esforços oriundos da variação volumétrica. O carregamento gera tensão somente quando for discreto, o que acar-reta deformações diferenciais; é importante que esse conceito seja bem compreen-dido, pois a tensão está associada à deformação diferencial da placa de concreto.
A influência do posicionamento, vista conforme o esquema da Figtra 7.2, que apresenta as cargas que atuam em três regiões distintas: central, canto e borda livre. Utilizando-se a carga na região central como referência, a carga de canto é aproximadamente 1,7 vezes maior que na região central e a de borda live, o dobro. Nesse caso, é fácil visualizar, pois a placa de concreto reage ao carregamento em duas direções, enquanto na borda, a atuação passa a ser próxima à de jma viga, o que gera esforços em uma única direção.
Posição relativa do carregamento.
central
+ canto livre # borda livre
Quando consideramos a deformação da placa, as diferenças entre os pontos de aplicação de carga são mais intensas, pois a borda livre deforma cerca de três vezes mais que o interno, enquanto o de canto é nada mais do que sete vezes maior que o interno, sempre para a mesma intensidade de carga.
Assim, é comum observarmos as trincas de canto em placas com deficiência de suporte, pois a maior deformação nessa região acaba levando a deformações plásticas do solo, fazendo com que a placa passe a trabalhar em balanço, condição estrutural não considerada no dimensionamento.
Os valores relativos de tensão e deformação são válidos para placas com des-continuidade estrutural, ou seja, sem barras de transferência. Essas, como o próprio nome sugere, permitem que quando a carga se aproxima da junta, parte dela seja transferida para a placa vizinha.
Entretanto, mesmo que a junta tenha eficiência máxima, caso em que as ten-sões se igualam com a da região central, a deformação ainda será maior do que no interior da placa. Nesse caso, cabe uma explicação: considera-se carga no interior da placa quando a sua distância de aplicação está afastada mais do que uma vez e meia o raio de rigidez da placa de concreto (£), quando se considera subleito resiliente ou (í:e) para subleito elástico (Lõsberg, 1961):
t - \ E x h * = 1 2 x ( l - n 2 ) x / c ( 7 1 a )
f =jExh3x(l-ns2) e \ c v / i _ „ 2 6 x ( l - ^ ) x f . (7.1b)
Sendo E e n o módulo de elasticidade e o coeficiente de Poisson do concreto, h a espessura da placa e k o coeficiente de recalque no topo do sistema subleito -sub-base; Es e ns referem-se ao módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson do solo.
7.2 Esforços atuantes na placa de concreto Os esforços oriundos da variação volumétrica do concreto podem ser divididos
em aqueles relativos ao atrito da placa com o solo e de empenamento, enquanto
os advindos do carregamento podem ser relativos a cargas móveis, cargas estáticas concentradas, lineares ou uniformemente distribuídas.
7.2.1 Esforços relativos à variação volumétrica do concreto
7.2.1.1 Tensões relativas ao atrito As tensões em razão do atrito são geradas quando a placa é submetida a varia-
ções térmicas ou por ação da retração por secagem. Podem ser facilmen:e avaliadas pela drag equation, ou equação de arraste, que simplesmente leva em consideração a força de atrito entre o solo e a placa de concreto (Rodrigues, 2007):
Fot = / x ^ x / 7 X Y c (N/m) (7.2)
Sendo/o coeficiente de atrito entre a placa de concreto e a sub-base, L/2 repre-senta o ponto de imobilidade da placa, em que L é o seu comprimento, h a espessu-ra e yc é peso específico do concreto, considerado como 24 kN/m3.
O coeficiente de atrito/varia desde 0,5 - condição da placa apoiada sobre filme de polipropileno - a aproximadamente 2, caso da placa diretamente sobre sub-base granular. Deve-se lembrar que esses coeficientes são referentes ao atrito entre os materiais e outros esforços podem surgir.
Esses são oriundos da irregularidade superficial da sub-base, quando ondula-ções decorrentes do processo executivo podem aumentar de modo expressivo es-ses esforços, mas cuja magnitude é de difícil determinação.
7.2.2.2 Tensões de empenamento As tensões em razão do empenamento surgem quando há uma variação linear
diferencial entre o topo e a base da placa, caso típico que ocorre em virtude da in-solação ou do resfriamento do concreto durante o dia e a noite, conforme pode ser visto na Figura 7.3, situação comum de obras em que a placa fica sujeita às intem-péries, não comuns em piso.
Entretanto, há outra variação importante que é causada pela retração hidráu-lica do concreto: a parte superior da placa perde água mais rapidamente do que a base, retraindo significativamente mais, levando ao empenamento, que transforma a placa em uma superfície côncava, e é esse empenamento que mais interessa no piso industrial.
Empenamento da placa de concreto (Ytterberg, 1987). ZONA 2 ZONA 1 ! ZONA 2 |
(o) Deformação convexo em rozõo do aquecimento superior do placo de concreto
/, q Ib/sq. in.
ZONA 2 ZONA 2
(b) Deformação côncovo em rczão do resfriomento superior da placo de concreto
Se a placa não tivesse peso, a tensão de empenamento não existiria, mas isso não acontece, surgindo então um esforço, proporcional à retração diferencial. Cabe, nesse ponto, uma questão curiosa, que é relativa às placas finas e às placas grossas.
Como as placas mais delgadas são leves, muitas vezes a tensão de empenamen-to é suficiente para erguer a borda, o que faz surgir a superfície côncava da Figura 7.3 (b); nas placas mais espessas, em razão do maior peso, não acontece o ergui-mento visível, mas a tensão de empenamento existe e, quase sempre, é maior do que nas placas finas.
O cálculo das tensões de empenamento é feito com base no modelo desenvolvi-do por Bradbury (Bradbury, 1938), tendo como base os trabalhos originais de Wes-tergaard; esse modelo foi desenvolvido especificamente para gradientes térmicos, mas pode ser utilizado, com pequenas alterações, para a retração diferencial.
Para uma placa de comprimento finito, podem-se empregar as expressões (Huang, 2004):
E.a.àt . . = - ( C ^ + v . C J
2 ( 1 - v 2 ) (7.3)
E.aAt _ . (7.4)
em que crx e cry são as tensões nas direçõesx e y; E, e <\ são o módulo de elasticidade, coeficiente de dilatação térmica e coeficiente de Poisson do concreto, enquanto Cx e Cy são os coeficientes adimensionais que levam em consideração o efeito da proximidade do ponto considerado no interior da placa, com relação às juntas.
Para a tensão atuante na borda, que se dá em apenas uma direção, teremos:
O =C. E.aAt (7.5)
FIGURA 7.4
Coeficiente de correção Cx e Cy
em função das dimensões Lx e Ly e do raio de rigidez L
Observe-se que ( a A t ) é a deformação específica causada pela variação térmica e pode ser substituída por £h, que é a deformação específica oriunda da retração hidráulica do concreto.
A Figura 7.4 (Huang, 2004) apresenta coeficientes Cxe Cy que levam em conside-ração a distância entre o ponto em análise até a borda da placa. Esses coeficientes estão atrelados ao raio de rigidez da placa e são máximos quando a dis:ância até a borda eqüivale a cerca de oito vezes o raio de rigidez, que é denominado compri-mento crítico.
Da análise da Figura 7.4, depreende-se que as dimensões da placa oc a distância entre as juntas influem na tensão de empenamento, e placas curtas apresentam menores valores. Entretanto, no Brasil, são utilizadas placas delgadas, com pequeno raio de rigidez e com reforço para permitir placas de maiores dimensões.
Essas condições fazem com que, para a maioria das situações, o pise de concre-to esteja sempre na situação de máxima tensão de empenamento. Contudo, para comprimentos maiores que o crítico, a tensão diminui e passa a ter comportamento cíclico (Figura 7.5-Yterbberg, 1987).
7.2.2 Ações externas As ações externas são representadas pelas cargas móveis e estáticas - pontuais,
lineares e uniformemente distribuídas e podem atuar simultaneamente em deter-minado ponto do piso.
Os programas de elementos finitos, muitas vezes utilizados no dimensionamen-to dos pisos industriais, levam em consideração a ação simultânea desses carrega-mentos, mas, por vezes, apresentam certo grau de dificuldade em seu emprego.
• FIGURA 7.5
Tensões de empenamento em função do comprimento crítico.
Deformação: parte superior aquecida
< 0,9 • 1-crit
1 = 1 -crit
I > 1,1 -1 — crit
Distribuição das tensões causada pelo empenamento
Empenamento reduzida
Empenamento máxima
Empenamento constante
Uma alternativa a esses programas é o emprego do conceito de cargas contri-buintes (Rodrigues, 2006). Considere-se o ponto A da Figura 7.6. As cargas situadas em determinada distância desse ponto vão produzir nele determinado esforço, fun-ção direta das suas posições relativas.
• FIGURA 7.6
Ação simultânea de carregamentos.
P1 P2
r A
P3 P4 P5
r
Desse modo, P3 vai gerar uma tensão em A maior do que P2 que, por sua vez, será maior que P4. Algumas dessas cargas podem encontrar-se a uma distância tal que vão promover um alívio no ponto A.
Isso acontece porque, quando a placa é submetida à ação de uma carga, ela sofre uma deformação, ocorrendo a máxima tensão sob a carga, que vai diminuindo para as seções mais afastadas, até o ponto em que a linha elástica da placa sofre uma inflexão, que inverte o sentido dos esforços (Figura 7.7 - Lõsberg, 1961).
• FIGURA 7.7
Deformação da placa de concreto.
No plano cartesiano, podemos representar um círculo de influência P c dentro do qual qualquer carregamento vai promover um incremento em A. O diâmetro desse círculo é função do raio de rigidez, dado pela expressão:
Rc=NxC (7.6)
Sendo f: o raio de rigidez e N variando entre 1,5 a 2. Cargas mais distantes são desconsideradas e raramente se emprega o conceito de alívio anteriormente descri-to. Uma vez de posse da carga resultante, o momento fletor atuante em determina-do ponto pode ser facilmente calculado.
7.2.2.1 Cargas móveis Dentro dos esforços oriundos de ação externa, que atuam na placa de concreto,
as cargas móveis são de grande importância, embora nem sempre sejam as predo-minantes. São geradas por empilhadeiras, paleteiras ou mesmo veículos comerciais e são as principais fontes de patologias das juntas, que devem ser especificamente analisadas.
As cargas móveis podem variar em uma grande gama, indo desde pequenos equi-pamentos de movimentação de carga, com algumas centenas de quilos ro eixo mais solicitantes, até os grandes equipamentos de movimentação de contêineres - Reach
mmáx = P f í Ç i e
í = Raio de rigidez
De acordo com:
OU
k = coeficiente de recalque
C = , — m ó d u l o ( 1 " L s 2 ) do solo
D = E, = Rigidez da ( 1 - v s ) placa à
\ \ \ \ V
mmáx a t ° f Último
• FIGURA 7.8
Reach Stacker
Stocker- empregados nas áreas portuárias, em que a ordem de grandeza das cargas aplicadas ao piso é similar à de aviões, como o Boeing 747-400 (Figura 7.8).
O dimensionamento é feito, levando-se em consideração o carregamento efe-tivo por roda, a proximidade das cargas e a tensão de contato da roda com o piso. Este valor é tomado como idêntico à pressão de enchimento do pneumático ou, no caso de ser preenchido com espuma ou ainda ser de borracha maciça, é adotada uma pressão fictícia, que varia entre 1,4 MPa a 2,1 MPa. A área contato (v4c) e o seu respectivo raio (o) são calculados pelas expressões:
Sendo P a carga máxima da roda e q a pressão de enchimento, real ou fictícia. Alguns tipos de empilhadeira elétrica são providos de rodas rígidas, revestidas com poliuretano, que levam a uma área de contato bastante pequena; nesse caso, quan-do não há informações mais específicas quanto ao raio de contato, deve-se usar valores baixos, da ordem de 5 cm a 7 cm.
Ações dinâmicas dos carregamentos Para as empilhadeiras industriais e de centros de logísticas é comum considerar todo
o peso, da empilhadeira mais carga, que atuam exclusivamente no eixo dianteiro, que é bastante razoável para equipamentos leves, com capacidade de carga até 20 kN.
Quando são empregados equipamentos de grande porte, principalmente os portuários, deve-se recorrer às informações do fabricante para se obter as condi-ções críticas de carregamento no eixo mais solicitado, sendo a proporcionalidade da ordem de 70% no eixo dianteiro - para equipamentos com carregamento frontal - e 30% no eixo traseiro.
Nesses casos, torna-se importante o emprego de coeficientes de majoração de cargas que cubram as variações causadas pela movimentação do equipamento no eixo ou roda mais carregado. A Tabela 7.1 (Knapton, 2007) sugere coeficientes dinâ-micos para equipamentos portuários.
• TABELA 7.1
Coeficientes de majoração de carga (Knapton, 2007|.
Coeficiente de Tipo de ação Equipamento majoração
Frenogem Reoch Stockere empilhadeiras de carregamento frontol ±30%
Pórtico de cargo (strodle comer) ±50%
Empilhodeiro de corregomento loterol ±20%
Trotor e cavalo mecânico ±10%
RTG ±10%
Monobros e curvos Reoch Stockere empilhadeiras de corregomento frontol ±40%
Pórtico de corgo (strodle corrier) ±60%
Empilhodeiro de corregomento loterol ±30%
Trotor e covolo mecânico ±30%
RTG zero
Aceleração Reoch Stockere empilhodeiros de carregamento frontol ±10%
Pórtico de corgo (strodle corrier) ±10%
Empilhodeiro de corregomento loterol ±10%
Trotor e cavalo mecânico ±10%
RTG ±5%
Ondulação do piso (defeitos Reoch Stockere empilhodeiros de carregamento frontol ±20% superficiais)
Pórtico de corgo (strodle corrier) ±20%
FmpilhoHeirn He corregomento loterol +20%
Trotor e cavalo mecânico ±20%
RTG ±10%
7.2.2.2 Cargas pontuais As cargas pontuais devem-se a equipamentos, apoios isolados, como máquinas
estáticas, pilares metálicos de mezaninos de armazenagem de paletes, que podem ser do tipo porta-palete convencional, de acordo com a Figura 7.9, drive-in, Figura 7.10, push-bock, Figura 7.11 (Mecalux, 2008).
• FIGURA 7.10
Sistema drive-in.
Sistema push-bock.
É fácil perceber que o sistema convencional de porta-paletes, é o que acaba solicitando o piso com maior intensidade, pois a proximidade dos montantes entre duas linhas é bastante grande, sendo padrão valores entre 20 cm e 30 cm.
Considerações dinâmicas de carregamentos devem ser analisadas caso a caso; contudo, em estanterias, não são considerados, uma vez que o carregamento é feito gradativamente, não havendo efeitos grandes relativos a impactos.
Nos carregamentos pontuais, a área de contato é importante, uma vez que são pequenas e as tensões elevadas, mas dificilmente o efeito de punção merece aná-lise mais profunda. Embora muitas vezes a interface com o piso seja uma placa de base, a área efetiva de contato está ligada mais às dimensões do montante do que dessa placa.
7.2.2.3 Cargas uniformemente distribuídas São aquelas formadas por carregamentos contínuos sobre o piso, como em si-
los, reservatórios de líquidos, paletes distribuídos diretamente sobre o oiso (Figura 7.12) etc. A capacidade dos pisos para esse tipo de carregamento acaba dependen-do muito mais da capacidade estrutural do subleito do que da própria estrutura da placa de concreto.
FIGURA 7.12
Cargo uniformemente distribuída.
í ' j
r ? i i ' o i
I tl *
m •
•w % I • - i , . i ,
i m ' i i t i ,
W i :
r r » aU S 3 L ~ J L ± . 4 já fl « m — •—: V - i» * I < m m - - ^
7.2.2.4 Cargas lineares São aquelas na qual a largura da área de contato é muitas vezes menor do que
o comprimento, caso típico das paredes, bobinas apoiadas pela geratrizetc. Consti-tuem um caso particular da carga concentrada.
Modelos genéricos de dimensionamento Os modelos de dimensionamento mais empregados no cálculo estrutural dos
pisos são aqueles calcados nos trabalhos de Westergaard (1927), Meyerhof (1962) e Lõsberg (1961), além dos processos por elementos finitos que nos últimos anos ga-nharam bastante impulso, como os programas Elsyn5, Kendin, lllislab etc, utilizados principalmente no dimensionamento de pavimentos rodoviários.
No caso dos pisos industriais, os modelos analíticos citados são bastante popu-lares pela simplicidade e pela facilidade de uso e serão tratados de acordo com o limite de utilização do material, como modelos elástico e plástico.
7.3.1 Modelo elástico O modelo de dimensionamento no limite elástico do material é aquele desen-
volvido por Westergaard (1927), que determina a tensão máxima que o material suporta, de modo que possa controlar a abertura de fissuras, que ocorre quando é atingido o limite elástico do concreto.
Westergaard desenvolveu três equações para as condições de carregamento mais importantes, que são apresentadas a seguir (Huang, 2004):
• Cargo de canto:
3 P 1 -
\J12a f:
0,72
Carga no interior da placa:
(7.8)
_ 0,316P h 2
4log + 1,069 (7.9)
• b = a quando a > 1,724/7
• b = yjl,6a2 +h2 - 0,675/7 quando a <0,724h
• Carga de borda (área circular):
_ 0,803? h2
4log| - | + 0,666 j -0 ,034 (7.10)
Sendo a a tensão atuante, P a carga pontual aplicada em uma área circular de raio; a h e ( são respectivamente a espessura e o raio de rigidez da placa de con-creto. O coeficiente de Poisson do concreto foi considerado igual a 0,15 e as placas isoladas, isto é, sem o uso de barras de transferência.
Essas expressões vêm sendo continuamente validadas pelos processos de ele-mentos finitos. Além delas, Westergaard desenvolveu expressões para determinar a deformação de placas apoiadas em meio elástico - líquido denso - bastante úteis na análise de processos de carregamento mais complexos.
• Corga de canto:
1,205-0,69
Carga no interior da placa:
1,772a (7.11)
' 8 k(2 1 271 In
/ \ a_ 2í
Carga no borda (área circular):
0,431 P Ab = kt
-0 ,673
1-0,82 ^
(7.12)
(7.13)
Sendo A a deformação, P a carga pontual aplicada em uma área circular de raio, h e f; são respectivamente a espessura e o raio de rigidez da placa de concreto e k o coeficiente de recalque no topo do sistema subleito - sub-base. O coeficiente de Poisson do concreto foi considerado igual a 0,15 e as placas isoladas, isto é, sem o uso de barras de transferência.
7.3.2 Modelos plásticos No início da década de 1960, surgiram dois notáveis trabalhos voltados aos pavi-
mentos armados, desenvolvidos de modo independentes pelos engenheiros suecos Anders Lõsberg (1961) e G. G. Meyerhof (1962).
O primeiro desenvolveu seus estudos em pavimentos aeroportuários e tinha formação na área de estruturas, enquanto Meyerhof, com atuação na área de solos, desenvolveu seus estudos experimentais com ensaios em verdadeira grandeza nos Estados Unidos, focando carregamentos pontuais, similares aos dos pavimentos in-dustriais.
Os estudos dos dois pesquisadores diferem dos de Westergaard por traba-lharem em regimes de ruptura plástica, o que permite uma redistribuição das tensões de tração no concreto quando o limite elástico é alcançado (Rodrigues, 2003).
Teoricamente, somente os materiais com esse comportamento são passíveis de serem analisados por esses modelos, como os concretos reforçados com fibras de aço (ACI, 2006) ou os armados, embora mesmo o concreto simples permita deter-minada redistribuição desses esforços.
Os modelos desenvolvidos por Lõsberg e Meyerhof são bastante similares, e este último ganhou maior projeção em função da simplicidade de suas expressões, que permitem o cálculo dos esforços no interior, na borda e no canto da placa de concreto. Entretanto, o embasamento teórico do comportamento de ruptura dos materiais foi mais bem fundamentado por Lõsberg (Lõsberg, 1961).
Cargo de canto:
M c =
1+ 4o,
Carga interna:
(7.14)
1 + 2a
Carga de borda:
(7.15)
M b =
3,5 1 + 3o (7.15)
Dimensionamento com fibras de aço A diferença de comportamento de um concreto reforçado com fibras em rela-
ção ao concreto simples pode ser facilmente compreendida pela análise de ensaios em verdadeira grandeza feitos com placas de concreto, como mostra a Figura 5.9 (Roesler, 2007).
Nela podemos observar que a curva deformação x carregamento no concreto simples apresenta forte perda da capacidade de suporte quando surge a primeira fissura, apresentando pouca recuperação na capacidade de suporte em razão da baixa tenacidade do material.
À medida que a tenacidade do concreto vai aumentando, a curva vai ficando mais suave, sem perdas bruscas quando do aparecimento das fissuras e, nesse estu-do, vê-se claramente o melhor desempenho das fibras de aço.
Esse comportamento é referente à ação das fibras no concreto que, por sua vez, é dependente do fator de forma delas, como foi apresentado no capítulo 5. Analisando-se a Figura 5.9, à medida que o momento positivo ultrapassa o limite elástico do concreto, este se rompe, mas mantém ainda uma capacidade residual em virtude da ação das fibras, que é dada por:
Simultaneamente à plastificação do momento positivo, o negativo aumenta e a nova capacidade estrutural da placa passa a ser a soma dos dois momentos (ACI, 2006):
/V? = M n + M n n e res neg pos (7.17)
Mres = 1 + R e,3 100
(7.18)
Sendo aadm a tensão admissível ou de trabalho do concreto com fibras, b a lar-gura da placa considerada, geralmente unitária, h a espessura do concreto e Re 3 o índice de tenacidade do concreto.
A tensão admissível é calculada pela razão entre a resistência característica do concreto à tração na flexão, f^M^1, e o fator de segurança. Esse deve incluir, além das incertezas relativas aos materiais, a questão de fadiga nos pavimentos submeti-dos a cargas cíclicas.
Ao contrário do concreto simples, o concreto reforçado com fibras apresenta um expressivo aumento na resistência à fadiga, fazendo com que a curva clássica da PCA (Rodrigues, 2006) seja excessivamente rigorosa.
No Brasil, são praticados valores entre 1,5 a 2 e há uma tendência de acomoda-ção no limite inferior da faixa, que pode ser assumido como um limite mínimo. A te-nacidade do concreto é dependente do fator de forma e dosagem da fibra; a Tabela 7.2 apresenta valores de tenacidade para algumas fibras nacionais, mas sempre é recomendada a execução de ensaios específicos para a sua determinação.
Dosagem Re,3(%)
(kg/m3) RC 80/60 RL 65/60 RL45/50
• TABELA 7.2
Valores de tenacidade ( y (Fonte: Belgo-BeKaertJ.2 20
25
30
35
52
60
68
75
47
56
63
69
38
45
52
58
7.5 Pisos protendidos O dimensionamento dos pisos protendidos difere das outras soluções em fun-
ção das perdas de protensão que necessitam ser calculadas e que são dependentes das propriedades do concreto, da cordoalha e da geometria da placa protendida.
1 A norma NBR 6518 já designa a resistência à tração na flexão por fctf; neste texto foi mantida a no-tação tradicional empregada na área de pavimentação.
2 RC é a fibra colocada e RL a solta. O primeiro número é o fator de forma e o segundo o comprimento da fibra. Por exemplo, 80/60 tem fator de forma 80 e o comprimento da fibra é 60.
7.5.1 Perdas de protensão Elas são relativas a encurtamento elástico, à cravaçao, retração e fluência do
concreto, bem como à relaxação do aço. Uma boa indicação dessas perdas, como recomendado pelo PTI - Postentioning Institute - é fornecida a seguir (Zia et al., 1979) e são válidas para cordoalhas engraxadas, isto é, sistema não aderido.
Perda por atrito no cabo O cabo de protensão, quando estirado, sofre esforço de atrito com o concreto,
o que reduz a tensão no cabo, perda esta que será mais intensa à medida que se afasta do ponto de aplicação do carregamento - ancoragem ativa (cabo reto):
• ax a tensão a uma distância x do ponto de aplicação da protensão; • a 0 a tensão inicial; • |i o coeficiente de atrito aparente entre o cabo e a bainha plastificada, va-
riando de 0,05 a 0,15 (ACI, 2005); • k coeficiente de curvatura acidental do cabo, entre 0,0010 e 0,0066 (ACI,
2005), para cabos retos; • x a distância do ponto de análise em relação à ancoragem ativa (|.i).
Perdas por cravaçâo As perdas por cravação são decorrentes do espaço entre a ancoragem e a cunha,
que ocorrem quando essa é ativada pelo retorno do pistão do macaco, podendo também haver escorregamento do cabo.
Embora ela seja geralmente considerada pequena, entre 4 e 7 mm, pode assu-mir valores expressivos caso haja escorregamento elevado do cabo em virtude de falhas no mecanismo de acionamento da cunha ou da sua própria deficiência de ancoragem. O cálculo pode ser feito de acordo com a expressão, cujo conceito pode ser compreendido na Figura 7.13 (Leal, 1999).
-\xkx (7.19)
Sendo:
P«
o ca O o
Pt <a o o u_
w L
Ancoragem Ativa
(7.20) n \ /
Sendo c a perda por cravação (m), geralmente entre 0,004 e 0,006 m, Ep e Ap o módulo de elasticidade e a seção da cordoalha (MPa e m2) e n a perda por unidade de comprimento em razão do atrito do cabo com a bainha (N/m). Para o cabo de 12,5 mm, considerando-se o módulo da cordoalha em 200 GPa, a expressão pode ser reduzida a:
Sendo L a distância entre as ancoragens, ou seja, o comprimento útil do cabo. A força de protensão imediatamente após a cravação do cabo pode ser assumida como a média ponderada entre Pcr, Pw e PL.
Perda por encurtamento elástico É relativo à deformação instantânea do concreto quando esse é submetido a um
carregamento, sendo função do módulo de elasticidade do concreto no momento da protensão:
Sendo A o E L a redução da tensão no cabo de protensão, Es o módulo de elasticida-de do aço, Ecj o módulo de elasticidade do concreto no momento da protensão e fcpa
a tensão média na placa de concreto. O coeficiente 0,5 é válido para operação de pro-tensão sucessiva3; caso isso não ocorra, o coeficiente pode variar (Zia et al., 1979).
Perda por fluência do concreto O concreto quando submetido a carregamento permanente, como c da proten-
são, tende a deformar-se em razão da fluência, e o encurtamento leva a uma perda na protensão; a NBR 6118 (ABNT 2003) ou outros códigos normativos costumam aplicar procedimentos complexos para o cálculo da perda por fluência (Emerick, 2006), mas para pisos ela pode ser simplificada (Zia et al, 1979):
O coeficiente KCR é adotado como 1,6 para o caso de pisos com protensão não aderente.
Os outros símbolos já foram definidos no item anterior.
(7.21)
ci (7.22)
(7.23)
3 Isto é, cabos protendidos seqüencialmente (lado a lado), com a mesma tensão.
Perda relativa à retração hidráulica do concreto A máxima perda possível que se pode ter em razão da retração hidráulica do concreto é dada por:
A oSH = ZSHkSHES (7.24) ^ ''max
Sendo ESH a retração específica que o concreto apresenta, K5H é o coeficiente de retração, função do tempo após o término da cura úmida no qual a protensão foi aplicada.
No caso de pisos, a protensão é feita geralmente antes do término do período de cura, KSH é muito próximo a um, podendo-se adotar 0,92. Os outros símbolos já foram definidos no item anterior.
Entretanto, essa perda acaba não se processando totalmente, pois a retração do concreto é função da umidade relativa do ar a que ele está exposto e da superfície da placa, que pode perder água; considerando-se essas variáveis, pode-se escrever:
ASH = zSHKSHES( 1 " 0/06/I)(1,5 - 0,015 RH) (7.25)
Sendo h a espessura da placa de concreto e RH a umidade relativa média do ambiente. A retração hidráulica também pode ser calculada considerando-se a con-dição mais crítica possível, que é a da retração integral do concreto, de acordo com o ensaio ASTM C157 (ASTM, 2008), que adota que a perda de protensão é direta-mente proporcional ao encurtamento do concreto.
Perdas por relaxação do aço É função do nível de tensão aplicado na cordoalha e do tipo de aço com que ela
é feita. Para as cordoalhas nacionais, com aço de baixa relaxação e tensões iguais a 0,8 fptk, as perdas por relaxação serão inferiores a 3,5%.
Força final de protensão A soma de todas as perdas resultará na força final de protensão - Fp- que atuará
no cabo. Com esse valor, é feito o dimensionamento do piso protendido de acordo com os itens subsequentes.
7.5.2 Esforços na placa em virtude do atrito placa -sub-base
Ao contrário dos outros sistemas estruturais de pisos, em que a determinação da for-ça de atrito é apenas uma verificação, no caso do protendido, as forças de atrito podem assumir valores proporcionalmente elevados em função do comprimento da placa.
A força relativa ao atrito pode ser determinada pela Drag Equation, que consi-dera como o ponto de imobilidade o ponto médio da placa, que é onde a força de
atrito é máxima. 0 cálculo da força de atrito independe do sistema de aplicação de carga - uma ou duas ancoragens ativas - pois ela atua permanentemente no piso, em função das variações termo-higrométricas que vão ocorrer ao longo da vida útil da obra. Considerando-se uma faixa de um metro de largura, a força de atrito é:
F o t = f ~ h y (7.26)
Sendo:
Fot a força de atrito em tf/m ou kN/m;
/ o coeficiente de atrito entre a placa de concreto e o subleito, geralmente entre
0,5 e 0,8;
L o comprimento da placa (m);
h a espessura da placa de concreto (m);
7 o peso específico do concreto em tf/m3 ou kN/m3.
7.5.3 Esforços na placa em razão do carregamento externo
Com base nas expressões apresentadas nos itens 7.3.1 - modelo elástico ou 7.3.2 - modelo plástico, é calculada a tensão máxima atuante no concreto. A es-colha do modelo é opção do projetista e da forma como ele interpreta o sistema estrutural; há uma tendência em adotar-se no nosso meio técnico o modelo plástico de cálculo de tensões.
Calculada a tensão atuante, podem ocorrer duas situações distintas, que depen-dem do nível de grandeza que elas assumirem:
# ° o r * °odm Nesse caso, as cargas atuantes são suficientemente baixas para serem suporta-
das apenas pelo concreto, devendo ser respeitada a tensão mínima no concreto, de acordo com a Tabela 7.3 (ACI, 2006):
°p = ° m i n
Sendo a m i n a tensão residual mínima (Tabela 7.3)
• > °adm Nesse caso, torna-se necessário aplicar uma força de compressão no concreto,
de maneira que a seção mais carregada trabalhe com tensão igual ou irferior à ad-missível, e essa tensão de protensão é dada por:
° p = ° o t " °adm
Devendo ser respeitado que o p ^ C m i n .
A respeito da tensão mínima de protensão, ela está presente nos mais conheci-dos métodos de dimensionamento, como o PTI (PTI, 2004), ACI 360R (ACI, 2006) e TR-34 (Concrete Society, 2003). Representa o mínimo valor de protensão, despreza-das as relativas à força de atrito com a sub-base.
Pode ser entendido como uma reserva estrutural para tensões que atuam na placa de concreto e que não podem ser avaliadas corretamente pelo projetista. Uma delas é a do coeficiente de atrito restritivo, que se deve às ondulações na superfície da sub-base, as quais promovem o travamento da placa de concreto.
Outro exemplo é o das cargas de serviço no piso, que aumentam a força de atrito e que não foram consideradas no cálculo de Fat (item 7.5.2). De fato, a adoção do coeficiente de atrito pode absorver parcialmente ou totalmente esses incrementos. Embora cada um dos métodos citados adote valores diferenciados, o ACI 360R (ACI, 2006) apresenta um modelo em função do comprimento e da utilização do piso, apresentado na Tabela 7.3.
• TABELA 7.3
Tensões residuais mínimas em placas prolendidas.
Tipo de aplicação Tensão residual mínima
(MPa)
1. Fundações residenciais 0,3 a 0,5
2. Placos de pisos industriais com oté 30 m 0,5 o 0,7
3. Placas de pisos industriais com até 60 m 0,7 oi,C
4. Placas de pisos industriais com oté 90 m 1,0 o 1,4
5. Placos de pisos industriais com mois de 120 m 14 o 1,7
Estabelecido o valor da tensão de protensão que deve ser aplicado à placa, a força de protensão é imediata:
Fp = Op.Ac (7.27)
Sendo Ac a área da seção transversal da placa de concreto, para largura de um metro.
7.5.4 Esforços na placa em razão do empenamento do concreto
Embora não causem muito impacto, as tensões de empenamento devem ser consideradas no cálculo da força de protensão, muito mais como uma verificação relativa às variações térmicas a que a placa estará submetida.
Como foi demonstrado no item 7.2.2.2, a tensão de empenamento para placas com comprimento superior a cerca de nove vezes o seu raio de rigidez não varia mais com o tamanho da placa, e a tensão de empenamento acaba sendo função apenas do gradiente térmico e da espessura. O ACI 325.7R (ACI, 1988) sugere valo-res entre 0,4 MPa e 0,8 MPa, dependendo das condições de exposição e maturidade do concreto.
Juntas
Introdução As juntas são elementos construtivos destinados a permitir o deslocamento
no plano do piso, que controlam a fissuração e, ao mesmo tempo, são capazes de transferir esforços entre as placas contíguas.
São elementos fundamentais para o bom funcionamento estrutural do pavi-mento e respondem pela parcela mais expressiva dos custos de manutenção; por esse motivo, tem-se buscado cada vez mais reduzir a sua quantidade e melhorar a sua qualidade.
Há algumas décadas, nos pisos de concreto simples, o índice de juntas - com placas de 25 m2, era de 0,4 m/m2. Atualmente, com sistemas jointless nos pisos reforçados com fibras, em que se procura reduzir o número de juntas ao máximo, tem-se índices, para placas de 900 m2, de 0,067 m/m2, podendo ser ainda mais baixo para os pisos protendidos.
Entretanto, quanto menor a quantidade de juntas, mais solicitadas elas serão, em razão principalmente da maior abertura, o que reduz a capacidade de trans-
ferência de carga, estando sujeitas a impactos nas bordas, causados pela ação de rodas das empilhadeiras e principalmente das paleteiras.
A abertura teórica da junta, 6, para uma dada temperatura, é diretamente pro-porcional à retração específica do concreto, 6, e das dimensões, L, da placa:
ô = U (8.1)
Para placas com 30 m de comprimento e concreto com retração específica da ordem de £ = 500 pm/m, a abertura das juntas pode chegar teoricamente a 15 mm. Na prática, ela acaba sendo um pouco menor, pois há o fenômeno de fljência, que tende a dissipar parte das tensões que estão tracionando a placa, além de a seca-gem não ser uniforme, mas não ficará muito longe do valor teórico.
Para placas protendidas, as juntas serão maiores ainda, como da ordem de 25 mm ou até maior para uma placa com 50 m, pois, nesse caso, a protensão tende a encurtar mais a placa em virtude dos fenômenos de fluência que agora contribuem para aumentar a abertura das juntas.
Hoje, o mercado tende, para os pisos não protendidos, a trabalhar com placas com dimensões próximas a 12 m, pois dessa maneira a abertura das juntas será de aproxi-madamente 6 mm, compatíveis com os materiais de preenchimento semirrígidos.
8.2 Tipos de juntas As juntas podem ser serradas (Figura 8.1), de construção (Figura 8.2 e 8.3) e de
encontro (Figura 8.3). As de dilatação são raramente empregadas. O motivo é que cada junta serrada e de construção trabalham - em virtude da retração do concreto - como pequenas juntas de dilatação, capazes de acomodar perfeitamente as varia-ções térmicas ao longo da vida do concreto.
As juntas de controle da fissuração - serradas ou de construção - têm seu espaça-mento função do método de dimensionamento, quantidade e tipo de reforço, retração potencial do concreto, fricção da placa com a sub-base etc. Para os pisos protendidos, o espaçamento é fácil de ser determinado pelo próprio processo de cálcu o.
• FIGURA 8.1
Junto serrado.
{METADE PINTADA E ENGRAXADA)
htub-bssc LONA PLÁSTICA
FIBRA METÁLICA
RESERVATÓRIO
Para os pisos com fibras, o espaçamento é feito experimentalmente, sendo ad-mitidos até 12 m para taxas convencionais e, acima desse valor, é considerado como jointless, o que impõe taxas de fibra superiores a 30 kg/m3 e espessuras maiores do que 15 cm. Observa-se na literatura (Concrete Society, 2007) placas da ordem de 16 m de comprimento, com dosagem de fibras que permitam R e 3 > 0,5 (50%). A relação largura - comprimento da placa não deve exceder a 1:1,5 (AC, 2004), sendo preferível que esteja próximo a 1:2.
As juntas serradas - não aplicáveis aos pisos protendidos - são feitas por meio de corte com serras diamantadas, algumas horas após a pega do concreto, geral-mente de 12 a 18 horas após o lançamento.
A profundidade do corte deve ser de um terço da espessura da placa e deve-se tomar especial cuidado com o esborcinamento causado pelo corte prematuro com equipamento inadequado - serras defeituosas, eixo de equipamento desalinhado. No concreto com fibras, há a tendência de arrancamento das fibras mais superficiais na região do corte.
As juntas de construção, oriundas das formas, são função das condições executi-vas, principalmente dos equipamentos empregados, uma vez que servem de apoio para as réguas vibratórias, além de delimitarem as dimensões da placa.
No caso do piso protendido, é comum o emprego de armadura de borda, pois a protensão acaba não sendo eficiente nessa região, exigindo armadura comple-mentar, como pode ser visto na Figura 8.3. A taxa de reforço é função das cargas atuantes.
Sob o ponto de vista operacional e de manutenção, as juntas de construção são mais frágeis, em razão, principalmente, da grande concentração de argamassa que apresentam em suas bordas, e exigem obrigatoriamente o emprego de reforço de borda - lábio polimérico (Figura 8.4) - quando há tráfego de empilhadeiras de rodas rígidas. Essa necessidade sinaliza que projetos com menor quantidace de juntas de construção apresentam menores custos iniciais e de manutenção.
FIGURA 8.2
Junto de construção.
RESERVAT0RI0 P/SELANTE
mmám PINTAR COM
EMULSA0 ASFALTICA
FIBRA METAUCA
LONA PLASTICA
50% DO COMPRIMENTO DA BARRA DE TRANSFERÊNCIA (METADE PINTADA E ENGRAXADA)
hsub-base
FIGURA 8.3
Junta de construção no piso protendido. (exemplo) medidas em cm
CA80S DE PROTEÇÃO
hpa
hsubbese
PISO PROTENOIOO PISO PROTENOIOO COM ANCORAGEM PASSIVA <] J> COM ANCORAGEM ATIVA
JUNTA OE CONSTRUÇÃO [CD 2N301 010 = C=C0RR
CABOS OEPROTENSÃO
BARRA DE TRANSFERÊNCIA
As bordas das juntas serradas são de resistência bem maior do que as de cons-trução e normalmente dispensam o tratamento de borda. Infelizmente, quando se concreta uma grande faixa que depois é serrada para formar as placas, a abertura das juntas não é uniforme, pois algumas tenderão a trabalhar antes - como as mais centrais - e exibirão maior abertura.
• FIGURA 8.4
Reforço de borda (lábio polimérico).
As juntas de encontro são empregadas no encontro do piso com a estrutura do edifício - pilares, paredes etc. - o que permite o seu trabalho desvinculado com as partes fixas da estrutura. São tratadas com selantes flexíveis que permitem que o piso trabalhe livremente quando submetido a ciclos térmicos.
SELANTE 5mm
ARGAMASSA POLIMÉRICA
JUNTA OE CONSTRUÇÃO
Junto de encontro.
8.3 Mecanismos de transferência de carga O mecanismo de transferência de carga em pisos industriais é feito com barras
de aço lisas, de seção circular ou quadrada, sendo os antigos sistemas do tipo ma-cho e fêmea, outrora freqüentemente empregados em rodovias, não recomenda-dos para pisos industriais (ACI, 2004).
As juntas constituem-se os pontos mais frágeis do piso e, quando há um proble-ma estrutural, é nelas que ele vai se manifestar inicialmente, pois é a região mais deformável do piso, em razão da articulação que a junta promove.
As deformações, considerando-se borda livre - sem barras de transferências -são geralmente inferiores a 1 mm, o que leva à necessidade das barras estarem justas no concreto. Por exemplo, a aplicação excessiva de graxa pode induzir a uma tensão maior do que a prevista em projeto.
Infelizmente, ainda são vistos projetos com a colocação de barras de transfe-rência protegidas por mangueiras plásticas e freqüentemente alguns executores removem-nas para facilitar a retirada das formas, em um procedimento totalmente inadequado à durabilidade do piso.
• TABELA 8.1
Diâmetro dos barras em função da espessura de um piso de concreto simples (para pisos reforçados, empregar a espessura equivalente do simples).
Tipo de barra de transferência Espessura da
Placa Seção Quadrada (mm) Seção Grculor (mm)
(mm) Lado
Comprimento Mínimo
Espaçamento Diâmetro Comprimento
Mínimo Espaçamento
<120 16 350 350 16 350 300
120o 175 20 350 350 20 350 300
176 o 225 25 400 350 25 400 300
226 o 275 32 450 350 32 450 300
hsubbMC
FIBRA METÁLICA
RESERVATÓRIO P/ SELANTE |10mm x 10mm)
LONA PLÁSTICA
A Tabela 8.1 apresenta uma sugestão de equivalência da espessura de um piso de concreto simples e o diâmetro adequado da barra de transferência. Para pisos reforçados, deve-se empregar diâmetro de barra de um piso simples, com resistên-cia equivalente ao reforçado.
Por exemplo, um piso de 15 cm, reforçado com uma taxa de fibras com Re 3 de 50%, eqüivale estruturalmente a um piso simples com cerca de 22 cm e, portanto, deve ter as juntas providas com barras de 25 mm de diâmetro. Cálculos mais preci-sos podem ser feitos por processos analíticos (Huang, 2004 e Rodrigues, 2007), nos quais é encontrada a tensão de contato da barra com o concreto, ponto crítico do sistema.
A abertura das juntas é fator de decréscimo na capacidade da barra de trans-ferência; para os pisos protendidos, em que a abertura das juntas é elevada, esse ponto deve ser considerado cuidadosamente. A barra de seção quadrada apresenta maior capacidade do que as circulares, pois, além do maior momento de inércia, a superfície de contato plana contribui para uniformizar a tensão de contato.
Outra vantagem dessas barras é permitir o deslocamento horizontal da placa de concreto, que é conseguido pela aplicação de material compressível em suas late-rais (Figura 8.6), condição importante quando a placa apresenta retração diferencial com a placa vizinha ou bases de equipamentos; esse tipo de barra é particularmente adequado aos pisos protendidos.
• FIGURA 8.6
Barra de transferência de seção quadrada.
8.4 Materiais de preenchimento de juntas Para locais sujeitos ao tráfego de equipamentos rodantes com pneumáticos de
pressão de enchimento de até 1,2 MPa e nas juntas de encontro, o material de pre-enchimento de junta mais adequado são os selantes de dureza Shore A próximos a 30, como os poliuretanos modificados ou não e os silicones.
Esses materiais permitem que o piso se movimente sem desproteger a junta com relação à entrada de sólidos incompressíveis, sendo ideais também para a apli-
cação em áreas externas, nas quais as placas ficam sujeitas, ao longo de sua vida, a variações térmicas, o que promove alterações substanciais em suas dimensões.
Entretanto, quando há trânsito de equipamentos com rodas duras, aquelas re-vestidas com polímeros, a tensão de contato é dezenas de vezes superior ao do pneumático e as tensões as quais o selante passa a ser submetido são bem mais intensas e o modelo tradicional de preenchimento da junta (Figura 8.7) passa a ser inadequado (Metzger, 1978).
FIGURA 8.7
Material de junta flexível sob ação de roda dura (inadequado).
Tensão de contato
Berço de apoio
No caso do material flexível, esse deforma-se excessivamente sob a ação da car-ga de roda, o que gera esforços de impacto na borda da junta, e causa o esborci-namento. Para esse tipo de equipamento, somente os materiais de preenchimento semirrígidos, com dureza ShoreAS0, são capazes de proteger as juntas (Figura 8.8, Metzger, 1978). Materiais que atendem a essas características são os eoóxis semirrígi-dos e as poliureias (ACI, 2004).
Vale ressaltar que o preenchimento deve ser feito em toda a profundidade do corte, pois o suporte não se dá pela aderência com as bordas, mas sim pelo apoio do material na parte inferior do reservatório. A adoção de limitadores, como o indicado na Figura 8.7, é inadequada e vai provocar a deterioração da junta.
• FIGURA 8.8
Material de junta semirrígido sob ação de roda dura.
9
o = ) i -• CL < u Execução
9.1 Introdução A execução do piso industrial pode ser separada em duas etapas: a primeira,
refere-se ao preparo da fundação, com as operações de compactação do sublei-to, aplicação de eventual camada de reforço e da sub-base. A segunda refere-se à execução da placa de concreto, com as tradicionais tarefas de colocação de formas, lançamento, acabamento, cura e serragem de juntas.
Neste manual, serão citadas as práticas correntes no Brasil para a execução des-sas tarefas, lembrando-se de que as técnicas executivas estão em constante modifi-cação e podem variar ligeiramente em função das características de trabalho e até culturais presentes no país.
Como um panorama da execução dos pisos, o que se pode dizer é que a primei-ra etapa, relativa à fundação, vem sendo negligenciada e nela são observados os
maiores desvios de qualidade e a confusão de conceitos de técnicas executivas e de propriedades dos materiais; recomenda-se atenção especial a esses itens.
A concretagem do piso, que como se pôde destacar nos capítulos anteriores, reveste-se de especial interesse em virtude da influência marcante no seu desem-penho final, pois a ela podem ser associadas diversas patologias, como as baixas resistências à abrasâo, fissuras de natureza plástica, delaminações, texturas incorre-tas, baixos níveis de planicidade e nivelamento, absorção elevada etc.
Por esses motivos e ainda por sua qualidade, mesmo que de maneira qualitati-va, pode ser facilmente avaliada; é uma das etapas construtivas mais submetida à vigilância e à fiscalização.
Preparo da fundação A capacidade de o pavimento resistir aos esforços previstos vai depender da
integridade do sistema subleito - sub-base. A fundação do pavimento é constituída normalmente pelo preparo do subleito e da sub-base. O preparo do subleito é ba-sicamente a compactação, sendo recomendável que ela esteja a 98% da energia do proctor normal (ver subitem 2.7: Compactação dos solos).
Cada solo tem a sua curva de compactação, que define a umidade ót iT ia e a den-sidade aparente seca máxima, que varia em função da granulometria, teor de silte e argila e outras características do solo. Para um mesmo local, o solo pode variar bas-tante com a profundidade escavada, mudando de maneira acentuada a curva de com-pactação, que passa, por exemplo, de argilas residuais maduras a siltes; a Figura 9.1 apresenta curvas de compactação de alguns tipos de solos (PINTO, 2002).
Embora o projeto seja quem vá definir a capacidade mínima do solo, deve-se procurar trabalhar com valores de índices de suporte Califórnia (CBR) superiores a 6% e expansão menor que 2%. Em caso de valores mais baixos, é sempre convenien-te a adoção de camada de reforço, com material de CBR superior a 20%
Solos fora do ponto de umidade ótima não costumam atingir a dens dade máxi-ma da curva de compactação; quando o desvio é para menos, isto é, umidade abai-xo da ótima, é possível melhorar, aumentando a energia de compactação; contudo, quando é para mais, há a formação de superfícies de ruptura, denominadas por borrachudos.
Além dos ensaios tradicionais de controle de compactação, como o do frasco de areia, há uma prova de carga simples e eficaz, que é a passagem de um cami-nhão carregado sobre o subleito recém-compactado, cuja trilha de roda não deve causar afundamentos superiores a 10-12 mm (ACI, 2004), como pode ser visto na Figura 9.2.
FIGURA 9.1
Curvas de compactação de solos.
2.1
1.9
1.8
-5» ^ 1.7
1.6 V) <u o
1.5
1.4
1.3
10 15 20 25 30 35 40
Umidade (%}
a) pedregulho bem-graduado, pouco argiloso (base estabilizada)
b) solo arenoso laterítico fino c) areia siltosa d) areia silto-argilosa (residual de granito) e) silte pouco argiloso (residual de çnaisse) f) argila siltosa (residual de metabasito) g) argila residual de basalto (terra roxa)
• FIGURA 9.2
Prova de carga no subleito.
Sub-bases granulares devem ser compactadas a 100% da energia modificada (PM), enquanto para as de menor capacidade, ou as de solo-brita ou solo-cimento, deve-se exigir pelo menos 100% da energia intermediária (PI).
A tolerância executiva da sub-base vai interferir diretamente na espessura da placa de concreto, a qual, se ficar acima do especificado, será penalizôda pela re-dução de espessura; entretanto, se ocorrer o contrário, o custo da obra será maior que o previsto.
A prática de colocação de uma camada final de areia sobre a sub-base, a título de regularização e acerto de cotas, é condenável, pois areias costumam ter granulo-metria descontínua e consequentemente baixa capacidade de suporte. Como alter-nativa, essa camada pode ser executada com areia artificial, com pelo menos 10% a 30% de material passando pela peneira 0,15 mm, com granulometria contínua (en-tre as peneiras 4,8 mm e 0,075 mm), ou mistura de pedrisco, areia e pó-de-pedra, com as mesmas características citadas, adequadamente compactadas.
Sobre a sub-base, é aplicado um filme plástico, com o objetivo de reduzir o co-eficiente de atrito com a placa de concreto, situação particularmente importante quando se trabalha com placas de grandes dimensões.
Esse filme plástico pode atuar também como uma barreira de vapor, para impe-dir a ascensão da umidade por meio da capilaridade no concreto. Entretanto, mate-riais mais simples, como o plástico preto normalmente empregado, com espessura mínima de 0,15 mm, costumam deteriorar-se rapidamente em contato com a alca-linidade do concreto, e quando há de fato a necessidade do controle de umidade, é recomendável o emprego de materiais mais resistentes, como as mantas de PVC ou outros polímeros com boa resistência química.
Atualmente, a presença desse filme plástico é algumas vezes contestada, sob a argumentação de que, por impedir a perda de umidade para a sub-base, favorece o empenamento da placa de concreto. Contudo, é difícil estabelecer o quanto o empenamento é reduzido pela supressão do filme impermeável, em razão da pouca capacidade da sub-base de absorver a água.
Questionamentos desse tipo podem ser contornados executando-se furos no filme plástico, para permitir a eventual passagem da água e, ao mesmo tempo, ga-rantir a redução do coeficiente de atrito.
Concretagem do piso As patologias comuns hoje observadas sinalizam que a concretagem deve ser
objeto de intenso controle executivo, precedido de treinamento dos operários que vão executá-la. É recomendável que seja feito preliminarmente um pequeno trecho experimental, que poderá ser utilizado também como padrão de qualidade.
9.3.1 Concretagem em clima quente Entre as inúmeras aplicações do concreto, a execução de pisos está sujeita à
concretagem em tempo quente e é a que mais sofre os seus efeitos, em razão, como já foi mencionado, da grande área de exposição ao ar em relação ao volume de concreto.
Concretagem em clima quente pode conter uma ou mais das seguintes condi-ções ambientais que tendem a alterar as propriedades do concreto fresco pela ace-leração da taxa de evaporação da água, considerando-se a velocidade de hidratação do concreto (ACI, 1999):
• temperatura ambiente elevada;
• temperatura alta do concreto;
• baixa umidade relativa do ar;
• velocidade de vento;
• irradiação solar.
Nem sempre é possível estabelecer um critério com base apenas na temperatu-ra ambiente, como a adoção de um patamar de temperatura, digamos entre 30 ° C e 35 °C, mas a complexidade do fenômeno tende a tornar mais simples a adoção de uma taxa máxima de evaporação de água, dada pela expressão (HOVER, 2005):
W = 0,315 x (e0 - ea) x (0,253 + 0,060V) (9.1)
Sendo W a taxa de evaporação de água, em kg/m2/h, de uma superfície protegida, e0é a pressão de saturação do vapor de água imediatamente sobre a superfície, na temperatura da superfície, em kPa (Tabela 9.1), ea é a pressão de vapor da água no ar ambiente, que é igual à pressão de saturação do vapor multiplicado pela umidade relativa do ar e, finalmente, V é a velocidade do vento em km/h, medido a 50 cm da superfície do concreto. W é geralmente considerado crítico quando é superior a 1 kg/ m2/h (ACI, 2006), mas pode ser menor, dependendo das características do concreto.
A expressão 9.1 permite visualizar algo bastante importante e pouco intuitivo, pois nela não está explícita a temperatura ambiente, que aparece embutida nas pressões de saturação do vapor d'água: quanto mais elevada a temperatura, maior a pressão de saturação de vapor e, portanto, maior a taxa de evaporação.
A passagem da água do estado líquido para o gasoso à temperatura ambiente não é uma reação espontânea, mas sim uma condição de equilíbrio com o ar, sendo função da pressão de saturação e da umidade relativa do ar, que permitem que mais ou menos moléculas passem para a fase gasosa. O processo somente é interrompi-do com a saturação do ar, sendo então estabelecido um equilíbrio das fases líquida e gasosa da água.
Observa-se também que a diferença (e0 - e0) revela outro aspecto importante relativo à taxa de evaporação, que é a umidade relativa do ar; pois, quanto menor esta for, maior será (e0 - e0) e consequentemente maior será a perda de água do concreto. Quando a umidade relativa do ar está próxima de 100%, a diferença (e0 -eQ) aproxima-se de zero e a evaporação ficará nula.
Portanto, vê-se que a umidade relativa do ar pode levar a taxas de evaporação elevadas quando é baixa, caso típico dos meses de inverno na região sudeste do Bra-sil, enquanto no verão, embora a temperatura ambiente seja mais alta, a umidade também é, podendo até anular o efeito da temperatura.
Outro detalhe importante da Equação 9.1 é que e0é tomado com relação à tem-peratura do concreto, enquanto ea é relativo à temperatura ambiente: portanto, quanto maior for a diferença de temperatura entre o concreto e o ambiente, maior será a evaporação. Isso explica facilmente o porquê de o concreto perder tão rapi-damente a trabalhabilidade quando confeccionado com cimento quente.
• TABELA 9.1
Pressão de saturação do vapor d agua em função da temperatura.
Temperatura do Pressão de saturação, kPa Temperatura do Pressão de saturação, kPa
ar e do concreto, °C ar e do concreto, °C
4 0,813 28 3,78
5 0,872 29 4,01
6 0,934 30 4,24
7 1,00 31 4,49
8 107 32 4,75
9 1,15 33 5,03
10 1,23 34 5,32
11 1,31 35 5,62
12 1,40 36 5,94
13 1,50 37
oo
14 1,60 38 6,63
15 1,70 39 6,99
16 1,82 40 7,38
17 1,94 41 7,78
18 2,06 42 6,20
19 2,20 43 6,64
20 2,34 44 9,10
21 2,49 45 9,58
22 2,64 46 10,1
23 2,81 47 10,6
24 2,98 48 11,2
25 3,17 49 11,7
26 36,36 50 12,3
27 3,56
Valores entre 5°C e 10°C de diferença de temperatura, para o concreto mais quente, podem ser um problema para a perda de água, como pode ser visto na Tabela 9.2, que indica a umidade crítica do ar para o surgimento das fissuras de re-tração plástica, uma das primeiras manifestações patológicas do concreto.
Na Tabela 9.2, observa-se que há diferentes taxas de evaporação crítica, desde 0,25 até 1,0 kg/m2/h e não apenas uma, como poderia ser imaginado. Isso aconte-ce porque concretos diferentes podem ter comportamentos distintos em relação à perda de água.
Definições de taxas máximas de evaporação devem ser feitas por meio de do-sagens experimentais e concretagens que simulem as condições ambientes reais. Embora isso possa parecer inexequível, é possível estabelecer regionalmente as características e aptidões que o concreto deva ter para determinado clima. Por exemplo, é possível, com o aumento da exsudação, controlar a formação de fissuras plásticas; concretos muito coesos tendem a estabelecer valores baixos para a taxa de evaporação crítica.
• TABELA 9.2
Potencial de íissuração plástico em função de temperaturas críticas do concreto (ó°C acima da ambiente) e umidades relativas máximas.
Temperoluro do Temperatura do or
Taxo de evaporação critica
Temperoluro do Temperatura do or (l.Okg/mfi) (0.75 kg/mVli) (0.50 kg/mVh) (0.25 kg/mVh)
concreto (C) (0 Umidade relativa, %
(41) (35) 85 100 100 100
(38) (32) 80 95 100 100
(35) (29) 75 90 100 100
(32) (27) 60 85 100 100
(29) (24) 55 80 95 100
(27) (21) 35 60 85 100
(24) (19) 20 55 80 100
Efeito da temperatura ambiente no concreto O concreto é afetado de modo negativo quando executado em tempo quente,
com efeitos que podem ser minimizados, mas nunca completamente controlados; a temperatura ideal de lançamento do concreto está entre 10°C e 15°C, raramen-te presente em países tropicais. Acima dessa temperatura, pode-se considerar que haverá perda nas propriedades mecânicas - embora a resistência inicial seja maior - incluindo a resistência química e à abrasâo; a retração será maior.
A Figura 9.3 apresenta a perda da resistência à compressão aos 28 dias, bem como do ganho na resistência inicial. A perda está ligada à maior desordem crista-lina que o cimento apresenta quando submetido a uma reação química acelerada pelo calor.
As fissuras de retração plástica estão sempre associadas a taxas de evaporação elevadas, cujos valores críticos podem diminuir bastante com o emprego de mistu-ras muito coesas, como aquelas que empregam sílica ativa ou outras adições muito finas. Em climas quentes e úmidos, são menos freqüentes, pois a taxa de evapora-ção é mais baixa do que nos climas secos.
No concreto, o efeito da temperatura vai refletir na sua trabalhabilidade, pois há uma maior tendência de aumento da água necessária para a manutenção de deter-minada consistência, como pode ser visto na Figura 9.4.
Perda da resistência à compressão em função da temperatura de cura (ACI), 1999)
10 20 30 40 50
Temperatura de Cura (°C)
FIGURA 9.4
Efeito do temperatura no abatimento e no teor de água para mudança da consistência (cimento tipo I e II) (ACI. 1999).
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10 20 30 40 50 Temperatura do Concreto (°C)
Concreto para climas quentes Embora o tema seja muito extenso para ser tratado neste manual, algumas re-
gras básicas devem ser seguidas no estabelecimento dos parâmetros para o concre-to do piso.
Cimento Deve-se trabalhar com consumos de cimento baixos, pois a reação de hidratação
é exotérmica, isto é, há liberação de grandes quantidades de energia térmica, já nas primeiras reações, como a do C3A com o gesso.
Preferencialmente, deve-se empregar cimentos com adições, que reagem mais devagar, liberando mais lentamente o calor de hidratação. É necessário evitar cimen-tos de pega muito rápida, como os do tipo V, de alta resistência inicial; estes cimentos, quando com adições, permitem o seu emprego em condições controladas.
A temperatura do cimento deve ser sempre próxima à do ambiente. Essa con-dição muitas vezes é difícil de ser atingida, em razão da temperatura com que o ci-mento deixa a fábrica; seu resfriamento é muito lento e somente nos silos metálicos das concreteiras é que se observa queda mais acentuada da temperatura.
Agregados Os agregados miúdos, em virtude da coloração mais clara, geralmente estão
próximos à temperatura ambiente e não incrementam a do concreto. Ao contrário, os graúdos de coloração escura acabam absorvendo muito calor quando expostos ao sol.
Uma opção simples, mas bastante eficiente, é a prática de manter os agregados molhados, pois com a evaporação da água, acabam resfriando e controlando me-lhor a temperatura do concreto.
9.3.2 Aspectos tecnológicos do concreto fresco O concreto empregado em pisos difere em diversos aspectos do normalmente
empregado em estruturas, muito embora a maioria dos construtores desconheça essas diferenças e aplique indiscriminadamente qualquer um deles. Dessas diferen-ças. as principais são:
• Nos pisos, a relação área/volume é muito maior, o que indica que o concreto estará muito mais sujeito aos fenômenos de superfície, como a exsudação e a retração plástica.
• A placa de concreto é na maior parte das vezes empregada sem revestimen-to, exercendo dupla função, estrutural e de acabamento.
• Em parte das aplicações, o concreto vai trabalhar sem armadtra estrutural e qualquer procedimento inadequado de concretagem ou adequação do ma-terial poderá prejudicar a sua resistência à tração na flexão.
• 0 Brasil é um país tropical em praticamente toda a sua extensão e as condi-ções de concretagem em clima quente devem ser consideradas na sua exe-cução (ver subitem 9.3.1).
0 conhecimento, por parte do executor, dos principais aspectos tecnológicos que afetam o concreto fresco é importante para que ele perceba quando algo está errado com o material e tome as providências necessárias para retornar às condi-ções ideais (ver capítulo 4).
9.3.3 Preparo do concreto Exceto em regiões muito afastadas dos centros produtores de concreto, os pisos
são executados com o emprego do concreto usinado, ou premisturado, cujo uso está bastante disseminado, principalmente quando se trata de obras industriais.
Nessas obras, o volume de concreto empregado no piso é da mesma ordem de grandeza do empregado na estrutura; a título ilustrativo, no caso das industrializadas de concreto armado, a espessura média (volume de concreto da estrutura dividido pela área da obra) gira entre 10 cm e 12 cm, incluindo a cobertura. Portanto, em grande parte das vezes, a quantidade de concreto do piso suplanta a da estrutura.
A observação do mercado da construção indica que cada vez menos se emprega concreto produzido na própria obra, mesmo nos locais mais distantes e quando essa solução é adotada, quer por razões técnicas ou econômicas, empregam-se centrais dosadoras e caminhões betoneiras, em processo similar ao empregadc nas usinas convencionais.
Nesses casos, deve-se estabelecer na obra um programa de controle de recebi-mento dos materiais - cimento e agregados - bem como do processo executivo. Essa preocupação adicional corrobora com a decisão de trabalhar com concreto usinado.
Independentemente de ser produzido na obra ou fora dela, o concreto pré-mis-turado recebido requer os seguintes cuidados, que visam basicamente a garantia da sua homogeneidade:
• o misturador deve ser examinado quanto à limpeza e ao desgaste das facas, que interferem diretamente na qualidade da mistura;
• o tempo mínimo de mistura, da ordem de 90s por metro cúbico ce concreto, deve ser respeitado. No caso de centrais dentro do canteiro ou mesmo loca-lizadas muito próximas dele, deve-se estabelecer um tempo mínimo próxi-mo à 120s/m3.
A consistência de lançamento do concreto deve ser homogênea, pois ela é um indicativo primário da quantidade de água e aditivos que o concreto contém e a homogeneidade é o primeiro indicativo de que o tempo de pega do concreto será constante, fator importante para uma boa qualidade final da superfície do piso.
Para isso, torna-se necessário manter uma pequena quantidade de água retida, para efetuar o ajuste fino da consistência na obra, respeitando-se os limites míni-mos de mistura após a sua adição; a quantidade máxima de água permitida deve estar formalmente declarada no documento de entrega do concreto.
Quando são empregados aditivos superplastificantes, esses devem ser adicio-nados somente na obra, imediatamente antes do processo de lançamento; para isso, acerta-se inicialmente a quantidade de água para o abatimento fixado para o concreto sem aditivo, para então adicioná-lo.
Para os concretos com fibras de aço, essas podem ser adicionadas na própria obra, desde que se disponha de equipamentos adequados para carregá-las no ca-minhão betoneira, como correias transportadoras; contudo, essa operação pode ser executada com mais facilidade na própria central dosadora.
Este procedimento é prática comum em nosso meio, em que as fibras são adicio-nadas na esteira transportadora dos agregados, geralmente quando é feito o carrega-mento do agregado graúdo. Desse modo, facilita-se a homogeneidade da mistura.
Qualquer que seja o procedimento adotado, é necessário que se faça contro-le rígido da quantidade de fibras adicionadas, como forma de manter a qualida-de do concreto. O procedimento consiste simplesmente na coleta de uma amostra de massa conhecida, removendo-se as fibras com auxílio de dispositvo magnético, sendo posteriormente pesadas e comparadas com o valor de projeto.
Misturas mal projetadas, principalmente quando se emprega agregados de elevado diâmetro característico, levam à dificuldade da incorporação das fibras na mistura, formando-se aglomerados, conhecidos por ouriços. O emprego de fibras coladas (Figura 9.5) minimiza muito a formação dos ouriços.
9.4 Fôrmas As fôrmas são empregadas na execução das juntas de construção e desempe-
nham importante papel na qualidade dos pisos, quer seja na qualidade da junta for-mada, como no nivelamento (FL) superficial, como será apresentado mais adiante.
Como as formas geralmente não estão sujeitas a esforços elevados, são bastante simples de ser executadas, e os perfis de aço laminados têm cumprido satisfato-riamente as necessidades executivas; perfis dobrados, também empregados, como formas, apresentam bordas arredondadas, o que não favorece o acabamento.
Para os pisos protendidos, em que o espaçamento dos cabos pode variar em função das dimensões das placas, tem sido mais comum o emprego de fôrmas de madeira, mais fáceis de adaptar as furações necessárias para passagem dos cabos, bem como para a fixação das ancoragens.
Embora de execução e concepção simples, as fôrmas, tanto metálicas como de madeira, devem atender aos seguintes requisitos mínimos de qualidade:
• devem ter linearidade superior a 3 mm em 5 m;
• devem ser rígidas o suficiente para suportar as pressões laterais produzidas pelo concreto;
• devem ser estruturadas para suportar os equipamentos de adensamento do tipo réguas vibratórias, quando essas são empregadas;
• devem ser leves, para permitir o manuseio sem o emprego de equipamentos pesados, e práticas, para que a montagem seja rápida e simples;
• A altura deve ser ligeiramente inferior à espessura do piso;
• Devem possuir aberturas que permitam o posicionamento adequado das barras de transferência, cuja tolerância de colocação é ± 25 mm no plano horizontal e ± 12,5 mm no vertical e o diâmetro desses furos deve ser tal que permita a retirada das formas sem que haja interferência com as barras de transferência.
O sistema de fixação é feito com o emprego de pontas de ferro com diâmetro de pelo menos 16 mm e cunhas de madeira, por meio de furos nas abas do perfil, distanciados cerca de 50 cm. Na alma, são deixados os furos para a passagem das barras de transferência.
As fôrmas de madeira, compostas por vigas de peroba ou de outra madeira simi-lar, são facilmente manuseadas e trabalhadas e retificáveis. Por essas características, são bastante empregadas para pisos com elevado grau de qualidade superficial.
Transporte, lançamento e adensamento do concreto
9.5.1 Transporte do concreto O transporte do concreto efetuado por caminhões betoneira deve ter seu
tempo de percurso controlado e compatível às características do concreto e às condições climáticas, para não reduzir seu período de trabalho nas operações de acabamento.
A operação deve ser conduzida de modo que a mistura e a homogeneidade do concreto sejam mantidas, sendo necessário assegurar-se das boas condições mecâ-nicas da betoneira, com facas de mistura adequadas e limpas.
Os caminhões deverão ser descarregados em ordem cronológica de carga, de modo que o tempo de pega ocorra gradativamente na pista, na mesma ordem de lançamento. O abatimento do concreto deve ser controlado para permitir o ajuste fino da água, sem que haja perda na relação a/c estabelecida no estudo do traço.
Após a correção da água, deverão ser retiradas as amostras para elaboração dos ensaios de concreto fresco - abatimento, ar incorporado, exsudação, teor de fibra etc. - e para os ensaios no estado endurecido - resistências mecânicas, tenacidade, retração por secagem etc.
9.5.2 Lançamento Muitas operações subsequentes ao lançamento devem ser executadas de forma
seqüencial e dentro de um intervalo de tempo apropriado, nem muito cedo, nem tarde (ACI, 2004), para garantir a qualidade final do piso. Para isso, é necessário que o lançamento do concreto se processe na mesma seqüência cronológica da produ-ção, isto é, do tempo em que a água foi adicionada ao cimento.
O lançamento do concreto deve ser feito em faixas onde um longo pano é con-cretado e, posteriormente, as placas são cortadas, formando as juntas serradas, que podem ser apenas transversais ou também longitudinais, quando se emprega equipamento do tipo Laser Screed, Figura 9.6, ou réguas vibratórias de dimensões elevadas, o que permite a concretagem simultânea de grandes áreas. Concretagens em xadrez, onde as placas são alternadamente concretadas de forma isolada, não devem ser permitidas.
Para pisos reforçados com fibras, geralmente é possível a descarga diretamente no local da execução, uma vez que as interferências são mínimas, normalmente apenas as barras de transferência, que podem ser posicionadas à medida que o lançamento for executado.
Para os pisos protendidos, a operação mais simples é a com o lançamento por meio de bombas, que permitem a concretagem sem interferir no posicionamento dos cabos. No caso do concreto bombeado, a consistência deve ser avaliada à saída
do tubo de descarga, pois pode haver perda de abatimento, principalmente quando há grandes distâncias de tubulação.
Em conjunto ao lançamento, há o espalhamento do concreto, que deve ser uni-forme e em quantidade que, após o adensamento, pouco material sobre para ser removido, facilitando os trabalhos com a régua vibratória.
9.5.3 Adensamento As grandes áreas dos pisos aliadas às suas baixas espessuras sugerem que o
adensamento do concreto deva ser feito com o emprego de réguas vibratórias. Essa operação é facilitada pela própria natureza do piso, que é desprovida de elementos complicadores, como taxas elevadas de armação ou locais pouco acessíveis. Como conseqüência, há raros exemplos de falhas em virtude do adensamento, que passa a ser mais importante como elemento preliminar aos trabalhos de acabamento.
Os vibradores de imersão podem ser empregados em pisos, consorciados com as réguas, apesar de haver restrições de ordem mecânica, uma vez que, em razão das pequenas espessuras, a agulha acaba trabalhando praticamente na horizontal, o que reduz a sua vida útil. Outro aspecto negativo é que a refrigeração do equipa-mento é feita pelo próprio concreto, e, se o vibrador não trabalhar imerso, poderá sofrer as conseqüências do aquecimento.
As réguas vibratórias são, conforme mencionado, bastante adequadas aos servi-ços, dispondo-se de boa diversidade desses equipamentos importados e nacionais. As mais adequadas são as produzidas com ligas leves, o que torna fácil o manuseio do equipamento.
Acabamento superficial Sem sombra de dúvida, a superfície do piso é onde se analisa, muitas vezes de
forma subjetiva e imediata, a qualidade da obra, uma vez que o aspecto final será sempre visível para os usuários, sendo a principal fonte de medida do seu desempe-nho, pois é ela que estará em contato com todas as ações solicitantes.
Embora seja possível separar os pisos de concreto em dois grandes grupos1 (Ro-drigues, 2006), os de camada única, em que o próprio concreto da laje funciona como revestimento, e os com revestimento de argamassa de alta resistência, que estão praticamente em desuso e hoje são mais utilizados com finalidade estética do que técnica.
Para ambos, as operações de acabamento são similares, e podem ser sumari-zadas como na Figura 9.7, onde são mencionadas as diversas operações descritas neste capítulo. Como a maior parte da tecnologia executiva foi desenvolvida nos últimos 15 anos na América do Norte, muito dos termos técnicos aqui emprega-dos são ingleses, os quais acabaram se popularizando no nosso meio técnico.
1 Há também os pisos com revestimentos poliméricos que não são abordados neste trabalho.
Operações de acabamento (ACI, 20041.
Agregado mineral
Primeira aplicação (2/3 do total)
Rodo de corte/embebimento das partículas
Aguardar
'Float" mecânico (discão)
Segunda aplicação (1/3 do total)
Rodo de corte
Nota: Linhas pontilhadas são opcionais e podem ser incluídas como parte das operações de acabamento. O rodo de corte é recomendado para incrementar a planicidade.
Sarrafeamento
"Float"
Rodo de corte
Há aspersão de agregado ou colorida?
Agregado metálico ou aspersão colorida
'Float" de madeira
Aguardar Aguardar
Float mecânico (discão)
Primeira aplicação (2/3 do total)
Roda de corte/embebimento das partículas
"Float" mecânico (discão)
Segunda aplicação (1/3 do total)
"Float" mecânico
Rodo de corte
Desempenc (várias ap
mecânico icações)
a planicidade.
9.6.1 Principais ferramentas utilizadas no acabamento do oiso piso
Ferramentas para adensamento Os vibradores de imersão e os de superfície são as ferramentas utilizadas para
adensamento; os primeiros são empregados principalmente no adensamento
próximo às formas, com diâmetro de agulha de 25 mm ou 32 mm. Os de superfície são equipamentos dotados de sistema de vibração externa, normalmente como as réguas vibratórias, que também contam com uma segunda utilidade, como será vis-to mais adiante, que é o corte do concreto (strikeoff).
Há, além das réguas, vibradores de superfície leves, denominados vibro-strake, ma-nipulados por um único operador, que deve necessariamente ser empregado consor-ciado com vibradores de imersão, uma vez que sua potência não permite seu emprego isolado, exceto em pequenas espessuras de concretagem - entre 5 cm e 10 cm.
Finalmente, a Laser Screed, além de ser um equipamento de espalhamento do concreto, também é de adensamento superficial e nivelamento.
Ferramentas de nivelamento do concreto O nivelamento (screeding) consiste na remoção do excesso de concreto lançado,
após a sua vibração. Pode ser efetuado manualmente, empregando-se réguas metá-licas, como as de alumínio ou magnésio, e formas como guias dessa operação.
Pode ser feita também mecanicamente, função cumprida pelas réguas vibratórias - sendo as mais eficientes as de viga treliçada dupla com sistema de vibração interno a elas - e também pela Laser Screed, além dos rolos vibratórios de concretagem (roller screed), pouco empregados no Brasil. Em pisos de precisão, o corte manual com as réguas de alumínio é sempre efetuado após a passagem da régua vibratória.
Há ainda nesse grupo uma das mais importantes ferramentas denominada rodo de corte. É constituído por uma régua de alumínio ou magnésio, de três metros de comprimento, fixada a um cabo com dispositivo que permita a sua mudança de ân-gulo, fazendo com que o "rodo" possa cortar o concreto quando vai e volta, sendo empregado transversalmente ou a 45° do sentido de concretagem.
Ferramentas para desempeno e alisamento do concreto Desempeno do concreto - ou floating - consiste nas operações de consolidação
e compactação da superfície do concreto, como preparo para as operações finais de acabamento, iniciando-se imediatamente após o corte do concreto, antes que ocorra a exsudação (ACI, 2004), denominado desempeno inicial. Pode ser aplicado posteriormente, como desempeno secundário, ao término da exsudação, preparan-do a superfície para o alisamento final.
A mais comum das ferramentas dc floating c o buli float, constituído por peça plana, com largura de aproximadamente 200 mm e comprimento até 3 m, dotado de cabo longo de modo que pode ser operado lateralmente à pista de ccncretagem, podendo ser metálica - alumínio ou magnésio - ou de madeira, sendo esta mais ade-quada quando as operações de desempeno não permitem o selamento superficial.
As acabadoras mecânicas - simples ou duplas - são empregadas no desempeno secundário, para recompactar a superfície do concreto, eliminando vazios deixados pela passagem da água ou do ar durante o período de exsudação. Atualmente, são preferidos os equipamentos dotados de discos planos, em vez do conjunto de qua-tro pás de 250 mm de largura, pois permitem melhor nivelamento superficial com reflexo no aumento dos F-Numbers.
Esses equipamentos mecânicos são empregados também nas operações finais de acabamento, denominadas alisamento final, que dão ao piso aspecto vítreo. Para essa operação, as acabadoras são dotadas de pás com até 200 mm de largura, que podem ser inclinadas gradativamente, aumentando a pressão de contato e recuzindo a poro-sidade superficial e consequentemente incrementando a resistência à abrasâo.
Ferramentas complementares Além das ferramentas principais citadas, há outras complementares, emprega-
das principalmente no tratamento das bordas do piso, que são praticamente ver-sões reduzidas das descritas nos itens anteriores, quase sempre manuais.
Como exemplo, há pequenas réguas de alumínio, com cerca de um metro de com-primento, bullfloats também com cerca de 1 m e desempenadeiras manuais, que su-prem parcialmente o uso das mecânicas, próximas às bordas e outras interferências.
9.6.2 Regularização do concreto A regularização da superfície do concreto é fundamental para a obtenção de
um piso com bom desempenho em termos de planicidade. Essa operação, embora aparentemente simples, precisa ser executada com esmero e habilidade.
A passagem dos equipamentos de vibração superficial deixa ondulações na su-perfície do concreto, que precisam ser reduzidas ou eliminadas, dependendo da precisão final desejada. A primeira ferramenta empregada é a régua metálica, que usa as formas como guias, sarrafeando o concreto.
Em seguida, emprega-se o rodo de corte, que deve ser aplicado nc sentido trans-versal ou a 45° da direção de concretagem, Figura 9.8, após o emprego do buli float. Seu uso reduzirá consideravelmente as ondas que a régua vibratória e o sarrafea-mento deixaram; deve ser aplicado também após o primeiro desempeno mecânico, permitindo o incremento da planicidade.
• FIGURA 9.8
Operação com o rodo de corte.
Nos pisos com fibras, as operações com o rolo de corte devem ser conduzidas com atenção para controlar o aparecimento de fibras na superfície.
9.6.3 Desempeno mecânico do concreto O desempeno mecânico do concreto [floating), Figura 9.9, é executado com a
finalidade de embeber as partículas dos agregados na pasta de cimento, remover protuberâncias e vales e promover o adensamento superficial do concreto.
Para a sua execução, a superfície deverá estar suficientemente rígida e livre da água superficial de exsudação. A operação mecânica pode ser executada quando o concreto suportar o peso de uma pessoa, deixando uma marca entre 2 e 4 mm de profundidade.
Os equipamentos empregados são geralmente as acabadoras de superfície, sim-ples ou duplas, com diâmetro entre 90 e 120 cm, acopladas com discos de acaba-mento ou pás, acionados por motor a explosão.
O desempeno deve ser executado com planejamento, de modo que garanta a qualidade da tarefa. Ele deve ser sempre ortogonal à direção da régua vibratória ou do sarrafeamento e deve obedecer sempre à mesma direção. Cada passada deve sobrepor-se em 50% à anterior.
• FIGURA 9.9
Operação com acabadora mecânica.
9.6.4 Alisamento superficial O alisamento superficial ou desempeno fino (troweling) é executado após o de-
sempeno, para produzir uma superfície densa, lisa e dura. Normalmente, são neces-sárias duas ou mais operações para garantir o resultado final, que darão tempo para que o concreto possa gradativamente enrijecer.
O equipamento é o mesmo empregado no desempeno mecânico, com a diferen-ça de que as lâminas são mais finas, com cerca de 150 mm de largura. O alisamento deve iniciar-se na mesma direção do desempeno, mas a segunda passada deve ser transversal a essa, alternando-se nas operações seguintes.
Na primeira passada, a lâmina deve estar absolutamente plana e, de preferên-cia, já ter sido utilizada, possuir os bordos arredondados; nas següntes, deve-se aumentar gradativamente o ângulo de inclinação, de modo que aumente a pressão de contato à medida que o concreto vai ganhando resistência.
9.7 Cura do concreto A cura visa manter as condições adequadas para a hidratação do cimento e é o
procedimento executivo que mais altera a qualidade do piso, caso não seja execu tado de maneira correta, o que pode afetar não somente o ganho de resistência notadamente a superficial, mas também, e principalmente, a retração do concreto
A análise da Figura 9.10 esclarece a importância da cura em que um mesmo con creto é submetido a três tratamentos distintos nas primeiras 12 horas: cura úmida cura seca, sem vento (superfície protegida), e cura com vento (2,5 m/s) (Holt, 2000).
FIGURA 9.10
Influência da cura inicial na retração do concreto.
o i<o o-
3 -
2 -
V e n t o _ _ _ _ _ — — "
y/
/
1 1 1 1 i i i i 4 0
(horas) 12 1
(Tempo)
14 20 42
(dias)
56
O concreto curado úmido permanece sem alterações de volume nas primeiras 24 horas, começando a retrair a partir de sete dias, considerando-se que a retração indicada é a que ocorre naturalmente, denominada retração por secagem.
Já no de cura seca, nota-se uma retração nas primeiras 12 horas, denominada retração a baixas idades, que, uma vez estabelecida, segue a curva do concreto com cura úmida até as idades mais avançadas, concluindo-se que o efeito da falta de cura afeta a retração somente nas primeiras horas.
Para o submetido ao vento, observa-se um aumento descomunal na retração a baixas idades, mas há também um aumento na retração nas idades mais avançadas. O resultado final da retração é aproximadamente dez vezes maior que do concreto curado úmido nas primeiras doze horas.
Esse experimento (HOLT, 2000) deixa claro que a cura do concreto deve ser feita em duas fases: cura inicial e cura complementar, e que a primeira tem caráter mais
importante do que a segunda. A razão disso é que nas primeiras idades, menos de 12 horas, o concreto é muito permeável. À medida que vai ganhando resistência, a redução da permeabilidade vai fazendo com que ele perca pouca água, tornando-se praticamente autocurável.
9.7.1 Cura inicial A cura inicial é executada imediatamente às operações de lançamento e aden-
samento do concreto. É no seu período que há maior influência dos fenômenos de superfície e, diferentemente das estruturas, assume papel fundamental nos pisos.
Como manter a umidade ou, mais propriamente, evitar a evaporação da água de amassamento, sem prejudicar ou danificar a superfície do piso é freqüentemente um exercício de criatividade e dedicação do construtor, pois os procedimentos muitas vezes têm de principiar após o adensamento, para evitar a ação do vento e da insolação.
Hoje, estão disponíveis no mercado produtos de cura inicial, que formam um filme frágil na superfície, capaz de reduzira evaporação somente por poucas horas, sendo facilmente degradado pela alcalinidade do meio, mas o suficiente para prote-ger o concreto no período mais frágil da sua vida. Podem ser reaplicados quando as condições ambientais forem adversas, mas evitando a aplicação próxima da fase de acabamento, quando há possibilidade de manchamento do concreto (ACI, 2004).
Outros procedimentos, como a nebulização de água no ambiente para aumentar a umidade relativa do ar ou repor água superficial, cobrir a superfície com plástico transparente para evitar a evaporação da água, criar barreiras contra a ação do ven-to, são também consideradas ações válidas para garantir a cura inicial do concreto.
9.7.2 Cura complementar Após o acabamento final, quando a superfície não é tão frágil, isto é, já se en-
contra a meio caminho do fim de pega, pode-se empregar meios diretos, como a aplicação de membranas de cura, filmes plásticos e outros meios, que poderão se estender até o período final da cura.
As membranas de cura - também denominadas curo químico - sâo bastante utilizadas, principalmente em áreas externas, em razão fundamentalmente da faci-lidade de aplicação, aliada às baixas probabilidades de danos à superfície. São base de polímeros, PVA, acrílico, SBR etc., e podem empregar água ou outro solvente orgânico, aliados ou não a um corante, que, após a secagem, formam n3 superfície um filme impermeável.
A vantagem das membranas de cura é o custo próximo à cura convencional, ga-rantia de uma cura sem necessidade de monitoramento excessivo do processo e a possibilidade de uma cura ininterrupta. Os pontos negativos são a falta de garantia de uniformidade de aplicação, que acaba dependendo muito do fator humano, e a necessidade de remoção quando da aplicação de revestimentos no piso.
Atualmente, no mercado existem disponíveis alguns produtos auxiliares de cura, que não formam película e freqüentemente são confundidos com a cura química
tradicional. Na realidade, esses produtos são eficientes apenas em ambientes inter-nos, quando não há presença de vento.
Os filmes plásticos, transparentes ou opacos são instrumentos eficientes de cura, mas que exigem maior cuidado com a superfície, uma vez que podem danificá-la na sua colocação; além disso, por não ficarem firmemente aderidos ao concreto, formam uma câmara de vapor que, ao se condensar, pode provocar manchas no concreto, principalmente se ele for colorido.
A cura complementar deve prolongar-se até que o concreto tenha alcançado pelo menos 75% da sua resistência final, quando então a sua baixa permeabilidade garan-tirá por si própria a manutenção da umidade para a completa hidratação do cimento.
Da mesma maneira que a cura inicial, a cura complementar está condicionada às condições atmosféricas, como calor, ventos e principalmente umidade relativa do ar. Vale observar que em dias frios a evaporação da água pode dar-se com mais facilidade por causa de ventos fortes e baixos valores de umidade relativa; por esse motivo, os três parâmetros devem ser sempre analisados conjuntamente.
Convencionalmente, no Brasil emprega-se o sistema de corte úmido, que per-mite o corte em profundidades elevadas, até 30 cm, mais do que é normalmente requerido em projeto, que é de um terço da espessura da placa para o concreto reforçado com fibras de aço.
Apenas recentemente tem surgido em nosso meio um equipamento de corte que permite o chamado corte verde, em idades inferiores ao concreto convencional, po-dendo ser efetuado imediatamente após o acabamento, graças ao sistema de disco de corte e dispositivos que contornam problemas de esborcinamento das juntas.
Como há, nesse momento, pouca experiência no assunto, é recomendável ana-lisar o comportamento desse equipamento no concreto com fibras porque, princi-palmente, a profundidade de corte é pequena, inferior a 30 mm.
As juntas serradas devem ser cortadas assim que o concreto tenha resistência su-ficiente para ser cortado sem que haja esborcinamento. O tempo em que isso ocorre é bastante variável, dependendo do tipo do concreto, velocidade de hidratação do cimento e da temperatura ambiente, mas normalmente se dá entre 12 e 18 horas.
A programação do corte deve ser feita de modo que as operações sejam cro-nologicamente consistentes com o lançamento, observando-se que concretos lan-çados nos horários mais quentes do dia deverão ter idade de corte menor do que aqueles lançados no começo da manhã.
Para posicionamento dos cabos, recomenda-se que sejam seguidas as recomen-dações constantes na publicação Manual para a Boa Execução de Estruturas Pro-tendidas Usando Cordoalhas Engraxadas e Plastificadas (Cauduro, s/d), onde estão disponíveis informações bastante úteis, como armaduras mínimas de fretagem, des-vios angulares dos cabos, procedimentos para aberturas etc.
Execução da protensão
Para as operações de protensão, essa deve ser conduzida de acordo com o es-pecificado em projeto, mas geralmente é efetuada em duas etapas: a p-imeira, em que é aplicada uma pequena parte da força final do cabo, entre 15% e 30% e tem a finalidade de evitar a fissuração inicial, sendo executada aproximadamente no mes-mo tempo em que, no piso convencional, são cortadas as juntas; o concreto deve ter uma resistência mínima, em torno de 8 e 12 MPa.
A segunda etapa, que corresponde à conclusão da operação de alongamento, é efetuada quando o concreto apresenta resistência suficiente para suportar a tensão que será introduzida pelas ancoragens. O valor deve ser especificado em projeto e geralmente é da ordem de 20 MPa.
Como procedimento-padrão, a medida da força de protensão é efetuada pe-los dispositivos disponíveis no equipamento, geralmente um manômetro calibrado, que informa a pressão do óleo, que multiplicada pela área do cilindro do macaco, indica a força atuante.
Entretanto, essa operação deve ser controlada por outro meio auxiliar, pois a verificação da tensão só pode ser feita quando o macaco está sendo acicnado e não mede perdas posteriores, como aquelas causadas pelo escorregamentoda cordoa-Iha nas cunhas.
Um procedimento bastante eficiente é o do controle de alongamento (RODRI-GUES, 1989), em que é feita a medida do alongamento total da cordoalha. Inicial-mente, na extremidade do cabo onde o macaco é instalado, coloca-se uma marca na cordoalha, medindo-se sua distância até um ponto fixo, como a face da placa de concreto (/,•) e, após a protensão, mede-se a nova distância ao mesmo ponto fixo (lf); a força de protensão atuante é dada pela expressão:
(9.1, P L
Onde Fpé a força de protensão em N, E é o módulo de elasticidade da cordoalha (N/mm2 ou MPa), a é a área da cordoalha, em mm2, / e /,- as medidas de referência, em metros, como explicadas no parágrafo anterior e L é o comprimento efetivo do cabo, em metros, ou seja, a distância entre as ancoragens.
Uma vez encerrada a protensão e os resultados de alongamento dos cabos forem aprovados pelo projetista, o excesso do comprimento dos cabos deverá ser cortado e o nicho das cordoalhas adequadamente protegido com argamassa de cimento e areia ou grautes apropriados, sendo vedado o emprego de produtos aceleradores de pega, que contenham cloretos ou outros produtos nocivos ou catai sadores do processo de corrosão eletrolítica.
Conceito de planicidade e nivelamento Nas últimas duas décadas os processos executivos dos pisos industriais evolu-
íram de maneira muito mais rápida do que as outras tecnologias voltadas ao con-creto e o motivador dessas mudanças foi o surgimento de um sistema de medição
superficial que eliminou o empirismo dos tradicionais métodos de controle de pla-nicidade que empregavam medições com réguas apoiadas sobre a superfície, para avaliar as ondulações.
Esse processo, denominado F-Number (ASTM, 1986; ACI, 1989), écomposto por dois índices, a planicidade ( F f ) e o nivelamento (FL), que medem de forma objetiva a qualidade superficial do piso. O nivelamento é a relativa conformidade da super-fície com o plano horizontal, ou mesmo um plano inclinado previamente definido em projeto; ambos são números adimensionais e, quanto mais elevados, melhor é a qualidade superficial.
A planicidade está relacionada às ondulações do piso; imaginanco-se que a su-perfície seja uma onda, a planicidade estará ligada à sua amplitude e freqüência. É um parâmetro muito importante quando se tem equipamentos que circulam sobre o piso, pois ele é indicativo da presença de vibrações, tanto no equipamento como no piso, podendo até gerar aumento nos esforços de dimensionamento por conta da ação dinâmica.
O nivelamento vai influenciar principalmente os sistemas de armazenagem do tipo porta paletes, devendo ser maior quando a altura de estocagem cresce. Embo-ra criados inicialmente para o controle de pisos industriais, sua simplicidade e efici-ência estendeu seu uso para pisos comerciais e residenciais. A Figura 9.11 apresenta uma visão dos F-Numbers para diversas utilizações, enquanto a Tabela 9.1 apresen-ta de forma resumida valores típicos para alguns tipos de piso.
FIGURA 9.11
Uso dos índices Fpe FL (ACI, 2004).
Ff/FI : GUIA DE UTILIZAÇÃO
A 100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
Superplanos — —
> Tri >
1 - R ave stin len to 3r tmpllh adt ira s
—«- uarpeie i i i
í Outros não-críticos
10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
NIVELAMENTO Fl
• TABELA 9.3
Valores típicos para alguns tipos de utilização (adaptado de ACI, 2004).
Plonicidade Nivelamento Descrição do uso
20 15 Nòo-criíico: solos mecânicos, óreos restritos oo público, contropisos paro pisos eleva-dos, contropisos poro aplicação de revestimento com sistemos argomcssodos.
25 20 Áreos ocorpetodos, estacionomentos e óreos de circulação com velocidades boixos.
35 25 Centros de distribuição com tráfego moderado a elevodo; óreos poro Aplicação de revestimentos colodos sobre o concreto ou revestimentos polimérkos du pinturos; óreos portuários com tráfego elevado de equipomentos de movimentoção de corgo.
45 35 Áreos com tráfego de veículos sobre colchão de or, tráfego de equipomentos com fio indutivo ou similar, pisos de ginásios esportivos
>50 >50 Tráfego de empilhadeiras do tipo triloterois; estúdios de televisão.
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Santos, Glauci Trevisan e Pomatti, Katia Elisa: Estabilização de Solo na Região de São Pedro de Alcântara (SC) Visando a Utilização na Pavimentação. In Anais da 323 Reunião Anual de Pavimentação - ABPV, Brasília, 2000.
Suprenant, Bruce A.: Why Slabs Curl - Part I. Concrete International Mag, March 2002.
Trichês, Glicério: Propriedades Mecânicas de Misturas de Concreto Compactado a Rolo. Reunião Anual de Pavimentação, ABPV, Belo Horizonte, 19S4.
Vargas, Milton. Introdução à Mecânica dos Solos. EDUSP & McGraw Hill do Brasil, São Paulo, 1987.
Westergaard, H.M. Theory of Concrete Pavement Design. In Procesdings Higway Research Board, EUA, 1927.
Ytterberg, Robert F.: Shrinkage and Curling of Slabs on Grade - 3 parts. Concrete International, April, May and June, 1987.
Zia, H. Paul, Preston, Kent, Scott, Norman L. e Workman, Edwin B.: Estimating Pres-tress Losses. Concrete International, June 1979.
Em matéria de piso industrial a ArcelorMittal sabe onde pisa.
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Belgo Bekaert Arames
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A ArcelorMittal, enquanto provedora de todas as soluções em aço para o reforço de concreto, defende a contratação de projetos de pisos bem elaborados.
Dramix": marca registrada da N.V. Bekaert. Reforçando concretos desde 1970. Dramix*: Fibra Colada, Tecnologia N.V. Bekaert
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F I B R A S S O L T A S
A elaboração deste Manual só foi possível com a busca intensa de novas tendências tecnológicas obtidas com a constante atualização do au-tor, visto que a tecnologia dos materiais compósitos, como pode ser classificado o concre-to reforçado c o n fibras, cresce a passos largos em todos os centros de excelência ao redor do mundo. Nele estão inseridos conceitos importantes da Ciên-cia dos Materiais, tema ainda pouco explorado no âmbito da engenharia civil, mas que é o vetor do crescimento tecnoló-gico não só do concreto, mas também da ampla gama de pro-dutos químicos e fibras estrutu-rais, que permitem ao concreto atingir o nível ds desempenho que as solicitações industriais e de logística tem exigido. Abor-da a discipl ina pisos industriais com visão sistêmica, na qual cada componente do sistema, tais como fundação, sub-base, base e placa de concreto, tra-balham de forma conjunta e que cada um deles apresenta limites de serventias que preci-sam ser respeitados. Somente desta forma será possível a ob-tenção de um piso funcional e durável.
Esta publicação visa dar uma contribuição aos profissionais
envolvidos com os pisos e pavimentos de concreto reforça-
dos com fibras e concreto protendido. A m b a s as soluções têm
ocupado seus espaços no mercado e merecem tratamentos téc-
nicos adequados para que o objetivo de bem atender aos clientes
seja alcançado plenamente. O autor abordou todos os aspectos
inerentes às alternativas técnicas, esclarecendo as principais dú-
vidas relativas ao processo de especif icação e execução. Para
torná-la mais abrangente, segue anexo arquivo eletrônico dispo-
nibilizado pelo I B T S - Instituto Brasileiro de Telas Soldadas, do
manual publicado sobre pisos de concreto armado.
Belgo Bekaert Arames
ArcelorMittal
1*93bUM Hmi - in i iUWaKci . fij Man ArcelorMittal
08.2185-MPIN I S BN 978-85-7266-22S-4
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