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U�IVERSIDADE ESTADUAL DE FEIRA DE SA�TA�A

CURSO DE E�GE�HARIA CIVIL

TRABALHO DE CO�CLUSÃO DE CURSO

JACKSO� OLIVEIRA DOS SA�TOS

ESTUDO DE LAJES MISTAS AÇO


CURSO DE E�GE�HARIA CIVIL

TRABALHO DE CO�CLUSÃO DE CURSO


ESTUDO DE LAJES MISTAS AÇO-CO�CRETO (DECK)

FEIRA DE SA�TA�A

2009


CO�CRETO (STEEL


ESTUDO DE LAJES MISTAS AÇO


O DE LAJES MISTAS AÇO-CO�CRETO (STEEL DECK

Trabalho de Conclusão de Curso Apresentado ao Departamento de Tecnologia da Universidade Estadual de Feira de Santana, como requisito parcial para obtenção do Título de Engenheiro Civil.

Orientador: Prof.Dr. Paulo Roberto Lopes Lima.

FEIRA DE SA�TA�A

2009

2

STEEL DECK)

Trabalho de Conclusão de Curso Apresentado ao Departamento de Tecnologia da Universidade Estadual de Feira de Santana, como requisito parcial para obtenção do Título de Engenheiro Civil.

ntador: Prof.Dr. Paulo Roberto Lopes Lima.

3

RESUMO

Sistemas construtivos que possibilitem adiantamento do prazo de entrega, facilidade de

execução, diminuição de perdas e redução do peso próprio da estrutura sem afetar os níveis de

segurança exigidos, englobam as lajes Steel Deck, que estão em uso ascendente no Brasil.

Este trabalho foi desenvolvido abordando as definições, origens e benefícios do sistema,

seguidos pelos métodos de dimensionamento aos esforços de flexão, cisalhamento vertical e

horizontal. O efeito de continuidade da fôrma sobre vigas metálicas ou mistas e suas

interações com o deck metálico e o concreto. Tópicos sobre verificações de segurança da

fôrma metálica, dimensionamento de conectores e dimensionamento em situação de incêndio

também foram tratados, além dos cuidados de execução necessários para garantir qualidade e

durabilidade às lajes mistas. Os procedimentos executivos e cuidados sugeridos por manuais

para que condições de segurança, transporte, montagem, soldagem e concretagem sejam

asseguradas, tratando também de restrições dos materiais que devem ser levadas em

consideração.

Palavras-chave: lajes mistas aço-concreto, verificações de projeto, execução.

4

LISTA DE FIGURAS

Figura 1: Ligações que garantem a ação Mista aço-concreto em Lajes Mistas. (NBR

8800/2007) ................................................................................................................................ 13

Figura 2: Lajes Steel Deck no Shopping Salvador ................................................................... 14

Figura 3: Montagem de Lajes Steel Deck do WT Nações Unidas ........................................... 14

Figura 4: Centro Empresarial Aeroporto .................................................................................. 15

Figura 5: Modos de Ruptura de uma Laje Mista ...................................................................... 15

Figura 6: Ruptura ao esforço cortante Horizontal ou de ligação .............................................. 16

Figura 7: Momento resistente aproximado ............................................................................... 19

Figura 8: Dimensões da fôrma de aço e da laje de concreto .................................................... 20

Figura 9: Derivação de m e k para dados de ensaios ................................................................ 21

Figura 10: Relação entre modo de ruptura e vão ...................................................................... 22

Figura 11: Diagrama de interação parcial................................................................................. 23

Figura 12: Distribuição de tensões normais na seção transversal da nervura típica da laje mista

- interação total: LNP no concreto (b) e LNP na fôrma (c). ..................................................... 23

Figura 13: Verificação do Método da Interação Parcial ........................................................... 24

Figura 14: Distribuição de tensões normais na seção transversal da nervura típica da laje mista

com interação total e linha neutra plástica na fôrma metálica. ................................................. 26

Figura 15: Diagrama de interação entre a força axial e o momento na fôrma de aço .............. 27

Figura 16: Determinação do grau de interação parcial ao cisalhamento por meio de ensaios . 28

Figura 17: Perímetro crítico para Punção ................................................................................. 30

Figura 18: Esforços atuantes na seção de uma laje mista com armadura positiva de reforço .. 31

Figura 19: Geometria simplificada da fôrma ............................................................................ 32

Figura 20: Distribuição de tensões de flexão causadas por momentos negativos .................... 33

Figura 21: Abertura em lajes Steel Deck .................................................................................. 34

Figura 22: Armaduras de reforço próximo à abertura .............................................................. 35

Figura 23: Detalhe da flambagem local na mesa da fôrma metálica ........................................ 37

5

Figura 24: Largura plana dos elementos da fôrma ................................................................... 38

Figura 25: AA- Elemento com bordas vinculadas; AL- Elemento com borda livre. ............... 39

Figura 26: Tensões impostas nas almas de uma onda da fôrma devidas ao momento fletor

positivo ..................................................................................................................................... 39

Figura 27: Alma do deck metálico enrijecido sob flexocompressão e flexotração .................. 42

Figura 28: Tipos de solicitações à qual a mesa da fôrma metálica está submetida .................. 42

Figura 29: Sistema Misto, flechas e variação de deformações em vigas metálicas suportando

lajes mistas ................................................................................................................................ 44

Figura 30: Grau de conexão entre viga e laje ........................................................................... 45

Figura 31: Tipos de Interação ................................................................................................... 46

Figura 32: Relação força-deslocamento para conectores de cisalhamento .............................. 48

Figura 33:Conectores tipo pino com cabeça soldados ao perfil metálico ................................ 49

Figura 34: Esforços em conectores tipo pino com cabeça........................................................ 49

Figura 35: Soldagem do conector pino com cabeça (stud) “in loco” ....................................... 51

Figura 36: Processo de soldagem (Nelson Stud Welding process) .......................................... 51

Figura 37: Aspecto do Conector Pino com Cabeça sem solda ................................................. 52

Figura 38: Aplicação do conector pino com cabeça sem solda ................................................ 52

Figura 39: Seção de Lajes com fôrma incorporada e ............................................................... 55

Figura 40: Representação do valor a ser tomado para �� no sentido da força cortante que atua no conector. ....................................................................................................................... 55

Figura 41: Dimensões da seção transversal da laje .................................................................. 56

Figura 42: Posição geométrica da armadura na fôrma metálica ............................................... 58

Figura 43: Posicionamento dos fardos no caminhão ou carreta ............................................... 63

Figura 44: Exemplo de transporte vertical de fardos de fôrmas metálicas ............................... 64

Figura 45: Dimensões mínimas ................................................................................................ 67

Figura 46: Concretagem de Lajes Steel deck ............................................................................ 68

Figura 47: Foto de concretagem de lajes Steel Deck do shopping Salvador ............................ 69

6

SUMÁRIO

1 – I�TRODUÇÃO .................................................................................................................. 1

1.1- HISTÓRICO ........................................................................................................................................................ 8

1.2 – JUSTIFICATIVA ................................................................................................................................................. 9

1.3 – OBJETIVOS ..................................................................................................................................................... 10

1.3.1- OBJETIVO GERAL ......................................................................................................................................... 10

1.3.1-OBJETIVO ESPECÍFICO ................................................................................................................................... 10

1.4 – ESTRUTURA ................................................................................................................................................... 10

2 – LAJES MISTAS ............................................................................................................... 12

2.1-DEFINIÇÕES ..................................................................................................................................................... 12

2.2- OBRAS COM LAJES STEEL DECK ....................................................................................................................... 13

2.3- MODOS DE RUPTURA ..................................................................................................................................... 15

3-MÉTODOS PARA CÁLCULO DE LAJES COMPOSTAS ........................................... 18

3.1- MÉTODO M-K................................................................................................................................................... 18

3.2- MÉTODO DA INTERAÇÃO PARCIAL ................................................................................................................. 22

3.2.2-INTERAÇÃO TOTAL ....................................................................................................................................... 24

3.2.3-LINHA NEUTRA PLÁSTICA NO CONCRETO .................................................................................................... 25

3.2.4- LINHA NEUTRA PLÁSTICA NA FÔRMA METÁLICA ........................................................................................ 26

3.3- DETERMINAÇÃO DA RESISTÊNCIA AO CISALHAMENTO LONGITUDINAL PELO MÉTODO DA INTERAÇÃO

PARCIAL. ................................................................................................................................................................ 27

3.4-VERIFICAÇÃO AO CISALHAMENTO VERTICAL E À PUNÇÃO .............................................................................. 28

3.5 – ARMADURAS DE REFORÇO AOS MOMENTOS POSITIVOS ............................................................................. 30

3.6- RESISTÊNCIAS A MOMENTOS NEGATIVOS ...................................................................................................... 31

3.7-ABERTURAS EM LAJES STEEL DECK .................................................................................................................. 33

4 – VERIFICAÇÕES DA FÔRMA METÁLICA ................................................................ 37

4.1- VERIFICAÇÃO DA ESBELTEZ SEGUNDO A NBR 8800/2007 ............................................................................... 37

4.2- VERIFICAÇÃO DA FÔRMA SEGUNDO A NBR 14762/2001 ................................................................................ 38

4.2.1- VERIFICAÇÃO DA MESA COMPRIMIDA SEGUNDO A NBR 14762/2001 ....................................................... 39

4.2.2- VERIFICAÇÃO DA ALMA SUBMETIDA A GRADIENTE DE TENSÃO ................................................................ 41

4.3 – RESISTÊNCIA À FLEXÃO SIMPLES ................................................................................................................... 43

5-I�TERAÇÃO E�TRE VIGAS METÁLICA E LAJES MISTAS ................................. 44

5.1- GRAU DE CONEXÃO ENTRE LAJES MISTAS E VIGA .......................................................................................... 45

5.2- FORÇAS APLICADAS AOS CONECTORES DE CISALHAMENTO .......................................................................... 47

5.3- CONECTORES DE CISALHAMENTO .................................................................................................................. 47

7

5.4-CONECTORES TIPO PINO COM CABEÇA (STUD BOLD) ..................................................................................... 48

5.4.1- PROCESSO DE SOLDAGEM E MATERIAIS UTILIZADOS .....................................................................................................50

5.4.2 - RESISTÊNCIA DE CÁLCULO DE CONECTORES TIPO PINO COM CABEÇA .........................................................................53

6- LAJES MISTAS EM SITUAÇÃO DE I�CÊ�DIO ....................................................... 56

6.1-INFLUÊNCIA DO ISOLAMENTO TÉRMICO ......................................................................................................... 56

6.2-RESISTÊNCIA AO CARREGAMENTO EM SITUAÇÃO DE INCÊNDIO .................................................................... 57

7-CUIDADOS �A EXECUÇÃO DE LAJES STEEL DECK ............................................. 63

7.1-TRANSPORTE E ESTOCAGEM ........................................................................................................................... 63

7.2-FIXAÇÃO DAS FÔRMAS SOBRE VIGAS .............................................................................................................. 65

7.3- CUIDADOS NA SOLDAGEM DE CONECTORES DE CISALHAMENTO TIPO PINO COM CABEÇA .......................... 66

7.4-LIMITAÇÕES CONSTRUTIVAS INDICADAS NA NBR 8800/2007 ......................................................................... 66

7.5-CONCRETAGEM DE LAJES MISTAS ................................................................................................................... 67

8-CO�CLUSÕES ................................................................................................................... 70

9-REFERÊ�CIAS BIBLIOGRÁFICAS.............................................................................74

8

1 – I�TRODUÇÃO

A popularização de tecnologias que possibilitem agilidade na execução de obras,

evitando ao máximo o desperdício de materiais, tem permitido a construção de estruturas mais

leves e resistentes, resultando em obras mais baratas e seguras. Estes fatores têm dado lugar à

utilização de lajes mistas do tipo Steel Deck em obras que necessitam do adiantamento do

prazo de entrega e baixo índice de perdas. A grande vantagem deste sistema construtivo é que

o perfil de aço laminado funciona como plataforma para o trabalho de operários na montagem

e depois da concretagem, até o concreto atingir de 75 % de sua resistência à compressão

característica especificada (NBR 8800/2007). A partir daí, funciona como armadura positiva,

com a possibilidade de dispensa de escoramentos para vãos pequenos ou intermediários,

características que possibilitam economia, melhor organização do canteiro de obras e

industrialização da construção. Outra vantagem desta tecnologia é a facilidade de execução de

instalações sob as nervuras do perfil de aço, sem redução da seção de concreto comprimido

como ocorre em lajes de concreto armado.

1.1- HISTÓRICO

A utilização de lajes com forma de aço incorporada teve início no final da década de

30 nos Estados Unidos, no entanto a ação conjunta aço-concreto só passou a ser considerada

em meados da década de 50, a partir de estudos desenvolvidos na Universidade de Iowa em

conjunto com o American Iron and Steel Institute (AISI). Estudos recentes têm mostrado que

é viável a utilização de lajes com forma de aço incorporada também em estruturas de concreto

armado (DE NARDIN, 2005).

Segundo Widjaja (1997) embora o uso de Perfis formados a frio nos EUA tenha

começado nos anos 20 do século XX, os padrões de procedimentos de projeto para lajes

compostas tipo Steel Deck só foram formulados muito tempo depois. Um marco no programa

de pesquisa que liderou a especificação do projeto para lajes mistas foram iniciados em 1966

na IOWA STATE UNIVERSITY (ISU) sob a responsabilidade do AMERICAN IRON AND

STEEL INSTITUTE (AISI). Os resultados da pesquisa dirigidos para recomendações de

projeto para lajes compostas, os quais tardiamente traziam as bases para padronização de

projetos. Estas recomendações de projeto foram baseadas em dois estados limites,

denominados de Estado Limite de Flexão e Estado Limite de Cisalhamento em ligações e

9

interface Aço-Concreto. A determinação da Resistência de Lajes baseados no esforço cortante

requerem uma série de ensaios.

A construção em sistema misto de aço-concreto é, segundo Malite (2005), competitiva

para estruturas de vãos médios a elevados, caracterizando-se pela rapidez de execução e pela

significativa redução do peso total da estrutura, propiciando assim fundações mais

econômicas. A proteção contra o fogo é um fator que, por afetar o custo final da estrutura,

influencia a escolha entre as estruturas de concreto, mistas e de aço. O preenchimento ou o

revestimento de perfis de aço com concreto, constituindo elementos mistos, podem ser

soluções econômicas quando é necessária a proteção contra o fogo e contra a corrosão.

Devido ao uso crescente a norma de sistemas estruturais mistos a “�BR-8800/1986

Projeto e execução de estruturas de aço” passou a tratar do dimensionamento de vigas mistas

aço-concreto em temperatura ambiente, focando somente para conectores para cisalhamento

Stud Bold, vigas mistas e perfil U laminado. Recentemente (setembro de 2008) a �BR 8800

foi revisada e agora, em vigor, trata também do dimensionamento de lajes e vigas mistas e

pilares mistos. Com a publicação da norma “�BR 14323:1999- Dimensionamento de

estruturas de aço de edifícios em situação de incêndio” e da norma “�BR 14432:2000-

Exigências de resistência ao fogo de elementos construtivos de edificações”, muitos são os

assuntos de interesse que estão surgindo com relação à resistência dos elementos estruturais

de aço e mistos em situação de incêndio. (KIRCHHOF, 2005)

1.2 – JUSTIFICATIVA

A escolha pelo sistema de lajes Steel Deck se deu pelo crescimento da utilização deste

tipo de sistema estrutural no Brasil, e na Bahia, pelo início da utilização da técnica, podendo

citar o Shopping Salvador como o exemplo mais famoso, além de passarelas para pedestres na

cidade de São Francisco do Conde e em Feira de Santana pela aplicação do sistema em lajes

de algumas lojas do então Shopping Iguatemi.

Além do que foi dito acima, a tendência de se industrializar cada vez mais as

construções com a utilização de tecnologias que reduzam perdas, possibilitem o aumento de

produtividade, características intrínsecas de construções com o emprego de lajes com fôrma

de aço incorporada

10

1.3 – OBJETIVOS

1.3.1- OBJETIVO GERAL

Analisar o sistema de lajes mistas (Steel Deck) de acordo com as Normas Brasileiras.

1.3.1-OBJETIVO ESPECÍFICO

Verificar os métodos de dimensionamento que possibilitem adições de armaduras

quando as lajes se apresentarem subarmadas.

1.4 – ESTRUTURA

Este trabalho foi realizado tratando de parâmetros para o dimensionamento de lajes

com fôrma de aço incorporada e de componentes auxiliares, além de detalhes construtivos

inerentes ao sistema e divididos nos seguintes capítulos:

1.4.1- Capítulo 1

Apresenta a justificativa, objetivos e histórico da utilização de lajes mistas, trazendo

uma abordagem geral das vantagens do sistema construtivo.

1.4.2- Capítulo 2

Trata de definições do que é laje mista, os modos de ruptura por flexão, cisalhamento

vertical e cisalhamento longitudinal e explica o porque o cisalhamento horizontal é o esforço

crítico em lajes mistas.

1.4.3- Capítulo 3

Contém a apresentação de métodos de dimensionamento m-k e interação parcial,

verificações à punção, cálculo das armaduras de reforço a momento positivo de acordo com a

posição da linha neutra plástica, dimensionamento a momentos negativos, e de lajes mistas

com aberturas.

1.4.4- Capítulo 4

Trata de verificações de segurança da fôrma metálica de acordo com a localização da

linha neutra plástica para momentos positivos com a fôrma no estado elástico e no estado

plástico, as restrições à flambagem da fôrma impostas pelo concreto. Também aborda a os

efeitos dos momentos negativos na fôrma metálica que poderá flambar localmente.

11

1.4.5-Capítulo 5

Aborda o uso e dimensionamento de conectores tipo pino com cabeça, do

comportamento de lajes sobre vigas com interação total, parcial e nula, relaciona a quantidade

de conectores com o deslocamento relativo e a flexibilidade com o deslocamento relativo.

1.4.6- Capítulo 6

Apresenta as verificações de segurança das lajes mistas em situação de incêndio, com

as diretrizes para o reforço com armaduras sugeridas pela NBR 14323/2003 e a influência do

isolamento térmico;

1.4.7- Capítulo 7

Trata da execução de lajes mistas do transporte do estoque do fornecedor ao canteiro

de obras e deste local para o local de montagem das fôrmas, o processo de soldagem, com

procedimentos construtivos para evitar problemas construtivos e acidentes com operários e

dos cuidados a serem tomados com o concreto na sua aplicação.

1.4.8-Capítulo 8

Conclusão do trabalho.

1.4.9-Capítulo 9

Referências Bibliográficas.

12

2 – LAJES MISTAS

2.1-DEFI�IÇÕES

Segundo a NBR 8800/2007, laje mista de aço e concreto, também chamada de laje

com fôrma de aço incorporada, é aquela em que, na fase final, o concreto atua estruturalmente

em conjunto com a fôrma de aço, funcionando como parte ou como toda a armadura de tração

da laje. Na fase inicial, ou seja, antes de o concreto atingir 75% da resistência à compressão

especificada, a fôrma de aço suporta isoladamente as ações permanentes e a sobrecargas de

construção.

Conforme Fuzihara (2006) existem 3 estágios observados em ensaios de compressão axial em

corpos de prova de concreto. No primeiro estágio, correspondente a 30% da resistência última

à compressão ��, que é o valor limite de resistência das fissuras existentes no concreto antes do carregamento, permanecendo estas inalteradas até este limite, resultando em um

comportamento praticamente elástico-linear. O segundo estágio corresponde a tensões entre

30% e 75% de ��, intervalo em que os agregados graúdos e a argamassa começam a aumentar no comprimento, na largura e na quantidade, representando o intervalo de tensões para o qual

algumas fissuras superficiais nos agregados vizinhos começam a se unir, formando fissuras na

argamassa e o material começa a apresentar comportamento não-linear, propagando fissuras

continuamente, mas o material ainda apresenta resistência até um valor próximo de 0,75��, valor para o qual a propagação de fissuras é admitida como estável. O terceiro estágio de

tensões corresponde a valores acima de 0,75��, quando a propagação das fissuras aumenta e o sistema se torna instável, havendo falhas progressivas no concreto causadas por fissuras

através da argamassa. O padrão regular de deformação, isto é, a variação da deformação

volumétrica até um nível de tensão de 0,75�� é praticamente linear. Por este motivo, a NBR 8800 de 2007 sugere que o comportamento misto só ocerrerá quando a resistência do concreto

atingir 75% do �� , permitindo que escoras (caso estejam sendo usadas) sejam retiradas após este período e que se inicie o uso normal para o qual a laje mista foi projetada também.

Denomina-se comportamento misto aço-concreto aquele que pode ocorrer após a

fôrma de aço e o concreto terem sido combinados para formar um único elemento estrutural.

A fôrma de aço deve ser capaz de transmitir o cisalhamento longitudinal na interface aço-

concreto por meio de ligação mecânica por mossas em fôrmas trapezoidais (figura 1,a) e

13

ligação por atrito devido ao confinamento do concreto em nas fôrmas de aço com cantos

reentrantes (figura 1,b).

Figura 1: Ligações que garantem a ação Mista aço-concreto em Lajes Mistas.

Fonte: �BR 8800(2007)

2.2- OBRAS COM LAJES STEEL DECK

Na última década, a utilização de lajes mistas teve crescimento porque este sistema

construtivo supre bem as necessidades de redução de prazo, dispensa de sistemas auxiliares

além de não haver desperdício de materiais e de mão-de-obra quando se opta por construir

com este tipo laje.

Seguindo esta lógica, algumas obras brasileiras de grande porte adotaram esta

tecnologia, tais como:

� Shopping Salvador, Figura 2

14

Figura 2: Laje Steel Deck no Shopping Salvador

� Edifício WT Nações Unidas, construído com lajes e pilares mistos, Figura 3

Figura 3: Montagem de Lajes Steel Deck do WT �ações Unidas

Fonte: Revista Técne

� Centro Empresarial Aeroporto, Porto Alegre-RS (2005), prazo de 12 meses, figura 5.

15

Figura 4: Centro Empresarial Aeroporto

Fonte: Revista Arquitetura & Aço nº 13

2.3- MODOS DE RUPTURA

Segundo Abdullah (2004) a análise de lajes mistas com fôrma incorporada, submetida

a momentos fletores positivos, considera, no caso do estado limite último, as seguintes

verificações (figura 5):

Figura 5: Modos de Ruptura de uma Laje Mista

Fonte: Johnson (1994) apud Abdullah (2004)

� Seção 1-1 ruptura à flexão;

� Seção 2-2 ruptura por esforço cortante vertical;

16

� Seção 3-3 ruptura por esforço cortante horizontal ou de ligação entre o perfil de aço da

fôrma e o concreto.

A ruptura ao esforço de flexão mostrada na figura 5 ocorre quando a interação

completa entre concreto e aço é feita. Este tipo de ruptura ocorre usualmente em lajes

esbeltas. A ruptura na flexão não é um critério dominante no projeto de lajes mistas tipo Steel

Deck porque a interação entre aço e concreto é usualmente incompleta e o comprimento da

laje está sempre limitado pelo limite de deflexão.

O segundo modo de ruptura se dá porque as lajes mistas são pouco espessas e

suportam altas cargas concentradas próximo ao apoio nas vigas, por isso o modo de ruptura ao

esforço cortante vertical é o dominante. O modo de ruptura 3-3 da figura 5 é a ruptura ao

esforço cortante horizontal ou ruptura do esforço cortante de ligação, este é o modo de ruptura

mais comum para lajes mistas sujeitas a carregamento vertical, sendo caracterizado pelo

desenvolvimento de uma fissura diagonal, que indica combinação de esforços cortantes

verticais e momentos fletores, logo abaixo ou próximo ao local onde é aplicada uma carga

concentrada, há um deslizamento perceptível entre o perfil de chapa de aço e o concreto

instantes antes da ruptura, na região em que atua o esforço cortante sobre o concreto como

ilustra a figura 6.

Figura 6: Ruptura ao esforço cortante Horizontal ou de ligação

Fonte: Johnson (1994) apud Abdullah (2004)

Os modos de ruptura variam de acordo com o esforço atuante na laje mista. Na

figura 5 podem-se obter os três modos, variando-se o comprimento Ls de modo que as

seguintes condições:

17

� Para Ls grande, há o predomínio do colapso por flexão, porque com o crescimento dos

vãos aumenta-se os Momentos fletores, sendo a laje mista, tratada nesta situação como

sub-armada;

� Caso a distância Ls seja intermediária, existirá uma combinação de esforços cortantes

e momentos fletores, ocasionando grandes fissuras diagonais e apresentando um

escorregamento longitudinal entre a fôrma de aço e o concreto na ruptura. Por isso a

ocorrência de escorregamento longitudinal é o “elo fraco” do sistema, porque ocorre

em lajes nas quais estão atuando momentos fletores e esforços cortantes verticais, mas

que são simplificados em termos de cisalhamento longitudinal, tomando-se como

parâmetro de ruptura o deslizamento longitudinal entre o concreto e a fôrma.

� Em situações nas quais Ls é pequeno porque em regiões próximas aos apoios de lajes

biapoiadas o momento fletor é pequeno em relação ao esforço cortante, predominando

neste caso, a ruptura por cisalhamento vertical, ocorrência freqüente em regiões de laje

mista que são submetidas ao esforço de punção.

18

3-MÉTODOS PARA CÁLCULO DE LAJES COMPOSTAS

O estado limite de Flexão é caracterizado pelo alcance da capacidade à flexão, Mu, da

seção transversal ao máximo momento positivo localizado no vão, embora o escorregamento

entre o perfil de aço e o concreto possa ocorrer em algum lugar da laje, incluindo o fim da

mesma. O estado limite de cisalhamento entre concreto e o perfil de aço é caracterizado pela

ocorrência de escorregamento, sendo este o limite de resistência da seção mista para atingir a

capacidade na flexão, que é limitada pelo cisalhamento longitudinal entre o perfil metálico e o

concreto. O escorregamento entre o “deck” metálico e o concreto, entretanto, pode ocorrer

prioritariamente ou precedente para ruptura.

3.1- MÉTODO m-k

Segundo o Eurocode 4 (2005) a resistência de lajes mistas aço-concreto versus esforço

cortante longitudinal é determinado por um método semi-empírico padronizado chamado m-k.

Este método não atribui uma resistência média ��, mas usa o esforço cortante vertical para conferir o esforço cisalhante longitudinal de ruptura ao longo do vão ��. A relação direta entre o esforço cortante vertical e o esforço cortante longitudinal só é conhecida para o

comportamento elástico, se o comportamento for elastoplástico, a relação não é simples e o

método m-k, que é uma aproximação semi-empírica, é usado.

Para a formulação do problema Queiroz e outros (2001) consideram uma laje

simplesmente apoiada, carregada com duas cargas concentradas de mesmo valor a uma

distância �� do apoio, como mostra a figura 7. O momento fletor máximo é dado por . Na figura 7 está explícito que o momento resistente é = �� e que a força de tração

T é limitada pela resistência ao cisalhamento longitudinal, na superfície formada pelo semi-

perímetro superior da seção transversal da fôrma e o vão de cisalhamento ��, e pelo atrito nos apoios. Pode-se assumir, sem introduzir erro significativo, que o braço de alavanca seja

substituído por ��, sendo �� a distância entre a face superior da laje e o centro de gravidade da fôrma e que a superfície seja aproximada por ��, onde atua uma tensão média de cisalhamento longitudinal. Com estas considerações, pode-se dizer que o momento resistente

é proporcional a �� e à área ��, somados a uma parcela relacionada ao atrito nos apoios. Tem-se então que:

= �� ∝ �� + �� (Equação 1)

19

Figura 7: Momento resistente aproximado

Fonte: Queiroz e outros (2001)

Introduzindo-se as constantes empíricas m e k, obtidas por meio de ensaios, obtêm-se:

�� = �� + �� (Equação 2)

Dividindo-se a equação 2 por ��, introduzindo o coeficiente de resistência e colocando �� em evidência, consegue-se a equação 3. ∅ = ∅�!�� "#$� % + �& (Equação 3)

A equação 3 é dada na NBR 14323 para o cálculo da resistência ao cisalhamento

longitudinal, dada em Newton, relativa a 1000 mm de largura. Deve-se então considerar b

igual a 1000 mm, tomar as demais unidades de comprimento em milímetro e as constantes m

e k em N/mm e N/mm², respectivamente. Segundo a NBR 14323 o coeficiente de resistência ∅�'deve ser tomado igual ao valor estabelecido na norma ou especificação usada nos ensaios para obtenção das constantes m e k, não devendo, entretanto, serem utilizados valores

superiores a 0,80.

A tensão de cisalhamento governa o estado limite na maioria dos ensaios em Lajes

Compostas Aço-Concreto. A formulação do método, que comumente é referido como método

m-k foi escolhido para seguir a equação de esforço cortante. A NBR 8800 de 2008 apresenta a

expressão de cálculo para o projeto de lajes mistas ao esforço cortante longitudinal, mostrada

na equação 4.

20

()* = +×)-×./0×12,4-5×67 89�:;7* (Equação 4)

Onde:

� A força cortante longitudinal resistente de cálculo de lajes com fôrma de aço

incorporada, VRd,llll, em Newton, relativa a 1000 mm de largura, pode ser calculada pelo

método semi-empírico m-k;

� m e k em (N/mm²) são valores que estão ordenados na origem e a inclinação da linha

m-k. Os fatores m-k são obtidos por ensaios completos padronizados e os valores

desses parâmetros dependem do tipo de perfil e das dimensões da seção da laje;

� df é a espessura efetiva da laje, medida a partir da superfície mais comprimida ao

centróide da seção efetiva da fôrma, isto é, a distância da face superior da laje de

concreto ao centro geométrico ou linha neutra da seção, ver figura 8;

Figura 8: Dimensões da fôrma de aço e da laje de concreto

Fonte: �BR 8800/2007

� AF,ef é área da seção efetiva da fôrma (correspondente a 1000 mm);

21

� Ls é o vão submetido a Esforço Cortante e segundo a NBR 8800 este vão de

cisalhamento Ls deverá ser tomado como;

� Para cargas uniformemente distribuídas, onde LF é o vão teórico da laje na

direção das nervuras;

� A distância entre uma carga aplicada e o apoio mais próximo para duas cargas

concentradas simétricas;

� A relação entre o máximo momento e a maior reação de apoio, para outras

condições de carregamento, incluindo combinação de carga distribuída ou

cargas concentradas assimétricas (pode-se também efetuar uma avaliação com

base em resultados de ensaios).

� m e k são parâmetros mostrados na figura 9 abaixo, obtidos por regressão de valores

obtidos por uma variedade de ensaios.

� γsl é o coeficiente de ponderação da resistência, igual ao determinado pela norma ou

especificação utilizada nos ensaios, não podendo, entretanto, ser inferior a 1,25.

m

1

A

B

Vt

b×dp(N/mm²)

Ap

b×Ls

0

Esquema da relação pararesistência ao cisalhamento longitudinal

Ls

k

Ls

P P

Vt Vt

Figura 9: Derivação de m e k para dados de ensaios

Fonte: Eurocode 4 (2005)

Devido ao esforço cortante encontrado ser o modo predominante de ruptura de lajes

compostas, o foco de pesquisas nesta área estuda mais detalhadamente o comportamento deste

esforço cortante atuante e melhora da resistência a esta solicitação com ou sem adição de

outros dispositivos de ancoragem. Três componentes foram identificados na ação do esforço

cortante de ancoragem que são: o químico ou adesão colante, conexão mecânica e aderência

ou adesão superficial. O método m-k mencionado não reflete explicitamente a ação destes

componentes.

22

Para o projeto, o vão Ls depende do tipo de carregamento. Para um carregamento

uniforme aplicado ao vão completo L de uma viga simplesmente apoiada, Ls igual L/4. Este

valor é obtido pela equação da área sob o diagrama força cortante para o carregamento

uniformemente distribuído para que devido à simetria dois pontos do sistema carregado

aplicado à distância Ls dos apoios. Para outros arranjos de carregamento Ls é obtido por

procedimento similar, onde a laje composta é projetada como contínua, isto é permitido para

usar um vão simples equivalente entre pontos de contra-flecha para a determinação da força

resistente. Para o vão entre os apoios, entretanto, o comprimento do vão inteiro deverá ser

utilizado no dimensionamento. Na figura 10 só é válida entre certos limites porque

dependendo do vão, o modo de ruptura pode ser um dos três citados anteriormente no item

2.4.

Ls Ls

P P

Vt

b×dp(N/mm²)

Ap

b×Ls

0

Cisalhamento Vertical

Cisalhamento Longitudinal

KFlexão

Vão LsLongo Curto

m

Figura 10: Relação entre modo de ruptura e vão


3.2- MÉTODO DA I�TERAÇÃO PARCIAL

Segundo Eurocode 4 (2005) este método é baseado no valor de projeto aos estados

limites útimos de tensões de cisalhamento τu,Rd atuando na interface aço-concreto. Esses

valores de tensões conduzem o ao diagrama de interação parcial figura 11. Neste diagrama de

resistência a momentos fletores () da seção transversal à distância �< do apoio mais próximo é colocado no gráfico versus a distância �<. Onde não há conexão ��< = 0�, é assumido que o perfil de aço suporta o carregamento. O diagrama de tensões bi-retangular e a

resistência ao momento igual a �� (a ilustração do momento resistente plástico da seção efetiva do perfil metálico). Para conexão total, o diagrama de tensões correspondente ao

momento resistente �',(). Entre estes dois diagramas a distribuição corresponde à conexão

23

parcial.

Figura 11: Diagrama de interação parcial

Fonte: Alva (2000)

Onde:

� ��> é o comprimento mínimo para obter a interação total; � ?�> é uma das duas forças resistentes na laje de concreto de profundidade @� ou do

perfil metálico da seção mostrada na figura 12 e definina pela menor das expressões

da equação 5:

?�> = AB,CD×>EF×+×E;EG2,HI×>J;-K (Equação 5)

Figura 12: Distribuição de tensões normais na seção transversal da nervura típica da laje mista - interação

total: L�P no concreto (b) e L�P na fôrma (c).

Fonte: �eto (2001)

24

Para �< ≥ ��>, o esforço cisalhante na conexão é completo, então a resistência ao momento fletor é crítico. Para �< ≤ ��>, o esforço cisalhante de conexão é parcial, portanto a resistência ao esforço cisalhante longitudinal é crítico.

A verificação do procedimento é ilustrada na figura 13 para duas lajes com diferentes

tipos de carregamento e de vão. Diagramas de momento resistente () e de momento fletor N) de cálculo são ilustrados na abscissa versus �< no mesmo sistema axial. Para uma seção transversal das lajes no vão analisado, o momento de cálculo N) não pode ser maior que o momento resistente de cálculo.

Figura 13: Verificação do Método da Interação Parcial


Para Neto (2001) há basicamente duas hipóteses de cálculo para a resistência ao

cisalhamento longitudinal da laje mista: interação total e interação parcial ao cisalhamento

longitudinal que será tratado depois.

3.2.2-I�TERAÇÃO TOTAL

A primeira hipótese considera a interação completa entre os elementos da laje mista e

se caracteriza pela existência de uma única linha neutra plástica na seção.

A distribuição de tensões normais devidas à flexão da laje é mostrada na Figura 12(b)

quando a linha neutra plástica, LNP, se localiza acima da fôrma metálica (no concreto) - e na

Figura 12(c) quando a linha neutra plástica, LNP, está na fôrma metálica.

25

Figura 12-repetida: Distribuição de tensões normais na seção transversal da nervura típica da laje mista - interação total: L�P no concreto (b) e L�P na fôrma (c).


Onde:

� �> - altura efetiva da laje mista; � O - distância do centro de gravidade da área efetiva da fôrma metálica (à tração) à face

externa da mesa inferior;

� O�- distância da linha neutra plástica da fôrma metálica (à flexão) à face externa da mesa inferior;

� @�- altura de concreto acima da mesa superior da fôrma metálica; � ℎ - altura total da laje mista: ℎ = �> + O; (Equação 6)

� >J2;2 – resistência de cálculo do aço à tração;

� B,CD×>EF;E – resistência de cálculo do concreto à compressão, considerando o efeito

Rüsh, com Q� = 1,4, segundo a NBR 6118/2003; � T - altura do digrama de tensão do concreto; � � - braço de alavanca; � NVW - força normal de compressão na fôrma metálica; � ?� - força normal de tração na fôrma metálica; � ?�� - força de escoamento à tração da fôrma metálica; � ?�> - força de compressão no concreto considerando interação total.

3.2.3-LI�HA �EUTRA PLÁSTICA �O CO�CRETO

Quando a linha neutra plástica, LNP, se encontra acima da fôrma (figura 12), para

haver equilíbrio é necessário que a força de compressão no concreto, NWX, seja igual à força de escoamento à tração da fôrma, NYV, ou seja:

26

NWX = NYV = Z[,4- × #>J2\2 % (Equação 7)

Onde:

� Z],�^ é área da seção efetiva da fôrma (correspondente a 1000 mm), determinada desprezando-se a largura das mossas na seção transversal, a menos que se demonstre

por meio de ensaios que uma área maior pode ser utilizada NBR 8800 (2008);

� �_[ é a resistência ao escoamento do aço da fôrma de aço; � γ[ é o coeficiente de ponderação da resistência ao escoamento do aço da fôrma, igual

a γ� com os respectivos valores: ações normais, especiais ou de construção γ� = 1,15; para ações Excepcionais γ� = 1,00.

A altura do bloco de compressão no concreto é dada por:

T = bcdB,CD×-EFeE ×+ ≤ tW (Equação 8)

O momento resistente nominal da laje mista, (), é dado por: () = ?�� × g�> − 0,5 × Ti (Equação 9)

3.2.4- LI�HA �EUTRA PLÁSTICA �A FÔRMA METÁLICA

No caso em que a linha neutra plástica, LNP, se localiza na fôrma metálica, a

compressão acontece em todo o concreto �T = @�� e em uma parte da fôrma, conforme ilustra a Figura 14(b). Neste caso, NWX é menor que NYV e é calculado por:

?�> = @� × � × #0,85 × >EF;E % (Equação 10)

Figura 14: Distribuição de tensões normais na seção transversal da nervura típica da laje mista com interação total e linha neutra plástica na fôrma metálica.


27

O diagrama das forças atuantes na laje, ilustrado na Figura 14(b), é decomposto, por

simplificação, nos diagramas 14(c) e 14(d). A força de tração na fôrma, ?�, é decomposta nas forças ?�� e ?�, onde:

?� = ?�> (Equação 11)

A resistência nominal ao momento fletor é, então, dada por:

() = ?�> × � + �� (Equação 12)

� = ℎ − 0,5 × @� − O� + gO� − Oi × bE-bcd (Equação 13)

As forças iguais e opostas ?�� fornecem o momento resistente ��, ou seja, �� é igual ao momento plástico da fôrma ��, reduzido pela presença da força normal de tração ?�. A relação entre �� ⁄ e ?�> ?��⁄ depende da fôrma. A NBR 8800 (2007) contém a

equação 14 que é a representação do gráfico da figura 15.

lmn = o, pq × lmr × /o − st^smr8 ≤ lmr (Equação 14)

MprMpa

NcfNpa

Mpr=1,25×Mpa×(1-�cf/�pa)

0,25

0,50

0,75

1,00

1,25

0,25 0,50 0,75 1,000

Figura 15: Diagrama de interação entre a força axial e o momento na fôrma de aço


3.3- DETERMI�AÇÃO DA RESISTÊ�CIA AO CISALHAME�TO

LO�GITUDI�AL PELO MÉTODO DA I�TERAÇÃO PARCIAL.

Conforme Queiroz e outros (2001), a resistência ao cisalhamento longitudinal de

cálculo ��,() é determinada por intermédio da equação 12, modificando-se a expressão de ?� na equação 12 para ?� = u × ?�>, onde u é o grau de interação da laje mista, usando-se, entretanto, os valores realmente medidos nos ensaios ( vw��) representado na figura 16. Dividindo-se a expressão modificada da equação 12 pela máxima capacidade da laje, supondo

28

interação completa (x × w = ?�> × � + ��), com os valores reais, medidos no ensaio, ( �($), determina-se o grau de interação da laje (u) naquela situação, seguindo o caminho Z → z → { figura 16.

Figura 16: Determinação do grau de interação parcial ao cisalhamento por meio de ensaios


Calcula-se então o valor de �� com a seguinte expressão: �� = |×bE-+×�}79}~� (Equação 15)

A resistência característica ��,(� deve ser tomada como o menor valor de �� obtidos em ensaio, reduzindo em 10%. ��,() é obtido pela divisão da resistência característica pelo coeficiente de resistência igual a 1,25, �_� = �_[ Q[⁄ .

3.4-VERIFICAÇÃO AO CISALHAME�TO VERTICAL E À PU�ÇÃO

Segundo a NBR8800/2008 a resistência de cálculo ao cisalhamento vertical advinda

de uma carga concentrada (),� relativa a 1000 mm de largura deve ser determinada pela seguinte expressão.

(),� = ��BBB.+�.)2.��.��.��,�9�B.|��;E.+� (Equação 16)

Com

u = G2+�×)2 ≤ 0,02 (Equação 17)

�� = #1,6 − )-�BBB% ≥ 1 (Equação 18)

29

Onde:

� �� é a largura média das nervuras para fôrmas trapezoidais ou largura mínima das nervuras para formas reentrantes, em milímetro;

� �[ é a distância da face superior da laje de concreto ao centro geométrico da seção efetiva da fôrma, em milímetro;

� �w é a largura entre duas nervuras consecutivas, em milímetro (figura 8); � Z[ é a área da seção transversal da fôrma de aço, calculada com largura igual a bo, em

milímetro quadrado;

� Q� é o coeficiente de ponderação da resistência do concreto, igual a 1,4; � �Rk é a tensão de cisalhamento resistente característica, de acordo com a tabela 1.

Tabela 1: Valores de �� em função de ^t� �� T� �(�� T�

20 0,375

25 0,450

30 0,500

35 0,550

40 0,625

Fonte: �BR 8800/2007

No caso de Punção, a força cortante de cálculo provocada por uma carga concentrada, (),�, em Newton, poderá ser determinada pela equação à seguir. ��,m = �tn.�t.��.��.�o,p9��.��t (Equação 19)

Onde:

� �� é o perímetro crítico em milímetro, conforme a figura 17. � @� é a altura da laje de concreto acima do topo da fôrma de aço, em milímetro; � u, �(�, Q� e �� já definidos acima.

30

Figura 17: Perímetro crítico para Punção

Fonte: �BR 8800/2007

3.5 – ARMADURAS DE REFORÇO AOS MOME�TOS POSITIVOS

O método da interação parcial, apesar de ser mais trabalhoso que o método “m-k”,

permite que se incluam, na análise, armaduras adicionais para auxiliar na resistência ao

momento positivo, bem como tirar proveito da presença de conectores de cisalhamento nas

extremidades dos vãos da fôrma, utilizados pelas vigas mistas, suportes das lajes.

Para o caso de armaduras adicionais, realiza-se pela adição de mais uma parcela na

equação 12. Deste modo, obtemos:

() = ?�> × � + �� + ?�� × �� (Equação 20)

?�� = G7×>J7;2 (Equação 21)

�� = T� − 0,5 × T (Equação 22)

Onde:

¡ é a área de armaduras adicionais positivas necessárias; r� é a distância da armadura adicional à face superior da laje e r é a espessura da área comprimida do concreto.

A necessidade de armaduras longitudinais de reforço para momento positivo ocorrerá

somente no caso da linha neutra plástica se situar no concreto, não passando pela fôrma, com

a laje mista, portanto, subarmada com comportamento dúctil. A seção de uma laje mista com

barras de reforço ao momento negativo é dada na figura 18.

31

Figura 18: Esforços atuantes na seção de uma laje mista com armadura positiva de reforço


A armadura de tração é dimensionada em função do vão da laje e dos critérios de

resistência a incêndio. Normalmente é utilizada uma barra por nervura, cujo diâmetro pode

variar entre 16 mm e 32 mm.

A utilização de armadura adicional pode ser necessária nos seguintes casos:

� Quando se deseja obter o efeito de continuidade parcial da laje;

� Quando se utilizam vigas com conectores de cisalhamento, pode ser necessária a

utilização de armadura transversal aos conectores;

� Quando se deseja obter um controle de fissuras mais rigoroso;

� Em regiões adjacentes a aberturas;

� Em regiões de carga concentrada.

3.6- RESISTÊ�CIAS A MOME�TOS �EGATIVOS

O tipo de ruptura 1-1 já mostrado na figura 2, devido à flexão causada por momentos

positivos no vão de lajes mistas, aplicados geralmente, que são calculados segundo a NBR

8800/2007 segundo o item 3.2, visto anteriormente, mas a teoria desenvolvida não tratou de

momentos em lajes mistas contínuas na região dos apoios (vigas) que se posicionem

transversalmente às nervuras da fôrma da laje.

Para esta situação, o Eurocode 4 (2005) indica o uso de armaduras negativas, da

mesma forma como seria em uma laje de concreto armado submetida à flexão causada por

momentos fletores negativos e faz considerações relativas à fôrma de aço que é usualmente

ignorada quando está na zona de flexocompressão, mas pode flambar quando submetida a

estes esforços solicitantes se sua contribuição é pequena em comparação à força de

compressão do concreto contido nas nervuras da fôrma de aço.

32

Queiroz e outros (2001) recomendam que, deve-se levar em conta a forma das

nervuras na determinação da área comprimida do concreto e sua distância ao eixo da

armadura. Por simplicidade, pode-se considerar a nervura com forma retangular equivalente,

onde a dimensão é dada pela altura da nervura e a outra determinada de forma tal que ambas

as áreas de concreto dentro das nervuras tenham o mesmo valor. Com esta consideração,

pode-se calcular a resistência ao momento negativo pela expressão 23, obtida da figura 19:

() = ?�� × �� (Equação 23)

�� = ℎ − ¢ − 0,5 × T Onde:

� T = espessura da parte comprimida do concreto dentro das nervuras, dada por:

Figura 19: Geometria simplificada da fôrma


Em uma laje mista aço-concreto de profundidade @� o concreto acima da linha neutra, submetida a tensões de flexotração, tem sua resistência negligenciada no cálculo que

considera que somente as armaduras negativas resistirão às tensões causadas pelos momentos

fletores negativos.

O cálculo da resistência das armaduras negativas é dado por:

?�� = >J2\2 (Equação 24)

Com �_[ e γ[ já definidos no item 3.2.3 e a ilustração da seção de uma laje mista sob momentos negativos é mostrada na figura 20.

33

Figura 20: Distribuição de tensões de flexão causadas por momentos negativos


A força interna no concreto é aproximadamente:

NW = 0,85 × b� × a × >EF;E (Equação 25)

Onde �� é a largura de concreto comprimido, tomando-se como largura média de concreto sobre nervuras da fôrma de aço 1 m para simplificação dos cálculos.

O equilíbrio da seção de concreto comprimida à profundidade T pela equação abaixo. a = ¥ G7×-J2e2B,CD×¦×-EFeE

§ × ¦¦̈© = #bc7N« % × #¦¦̈© % (Equação 26)

Onde Z� é a área da seção transversal das armaduras negativas. Se ¬ é o braço de alavanca de forças internas resultantes ?�� e ?�, a resistência à

flexão de momentos negativos é dada por:

() = G7×>J2;7 × ¬ (Equação 27)

As armaduras negativas devem ser suficientemente dúcteis para permitir rotações

geradas sejam resistidas pelas seções. Se for densamente armada desta forma, irá satisfazer ao

critério de rotações e evitará que a seção de concreto comprimido (em contato com a fôrma)

não seja tão profunda, isto é, uma grande capa de concreto sobre a nervura da fôrma.

3.7-ABERTURAS EM LAJES STEEL DECK

34

Queiroz e outros (2001) classifica as aberturas podem ser pequenas ou grandes. As

aberturas pequenas são aquelas cuja maior dimensão não ultrapassa 200 mm, não sendo

necessária a consideração de qualquer reforço para a laje mista. Neste caso, exige-se apenas

que a distância entre os centros das aberturas ultrapasse em duas vezes a maior dimensão.

Caso as aberturas se localizem dentro da largura efetiva de vigas mistas, a distância mínima

entre as aberturas pode ser aumentada para cinco vezes a sua maior dimensão.

As aberturas são classificadas como grandes, quando uma das dimensões ultrapassa

200 mm, não devendo ser superior a 600 mm. Não devem ser executadas após a concretagem,

exceto se não comprometer o comportamento misto entre a fôrma e o concreto. O

procedimento prático mais usual é o de se executar barreiras, no entorno da abertura, ou

utilizar isopor para impedir o preenchimento da região onde será executada a abertura antes

da concretagem. O recorte da chapa de aço ocorrerá após a cura do concreto, ver figura 21.

Figura 21: Abertura em lajes Steel Deck


No caso de grandes aberturas, torna-se necessária a utilização de armaduras de reforço

para que a resistência da laje não fique comprometida. O reforço neste caso, é a utilização de

armaduras longitudinais e transversais próximo aos bordos da abertura. As armaduras

transversais são colocadas de cada lado da abertura, por uma distância mínima de duas vezes

o espaçamento entre as nervuras da fôrma, acrescida do comprimento de ancoragem.

Conforme a figura 22 à seguir.

35

Figura 22: Armaduras de reforço próximo à abertura


As armaduras de reforço transversais são calculadas para resistir ao momento dado na

equação 28.

) = ×�×+d®�¯ (Equação 28)

Com:

° sendo a carga atuante na laje ; T é a maior distância, na direção das nervuras, entre a borda da abertura e o apoio correspondente da laje.

�� é a dimensão da abertura transversal às nervuras acrescida de um valor correspondente a duas vezes o espaçamento entre as nervuras da fôrma.

As armaduras transversais não devem ter espaçamento superior a 150mm.

Para o cálculo das armaduras longitudinais são utiliza-se um momento dado pela

equação 29:

) = ±××�®×+d� (Equação 29)

Onde:

² = 1 − g�®³��®i�×} (Equação 30)

36

T′ é a menor distância na direção longitudinal das nervuras, entre a borda de abertura e o apoio da laje;

� é o vão da laje mista na direção longitudinal às nervuras. As armaduras longitudinais devem se estender até os apoios da laje e a ancoragem

devem ocorrer em vãos adjacentes, levando-se em consideração a largura da laje para o

cálculo, que deve ser igual ao espaçamento entre duas nervuras da fôrma metálica. O diâmetro

máximo recomendado para as armaduras transversais e longitudinais de reforço é o de 10 mm

e que elas sejam colocadas dentro das nervuras (armaduras longitudinais) e a 20 mm acima da

fôrma (armaduras transversais).

37

4 – VERIFICAÇÕES DA FÔRMA METÁLICA

Segundo Beltrão (2003) o fenômeno da flambagem local surge em perfis de aço com

elementos esbeltos solicitados à compressão segundo seu eixo longitudinal, devido à

instabilidade de um ou mais elementos que compõem sua seção transversal. Os perfis de aço

dobrado a frio são geralmente compostos de chapas finas e de grande esbeltez provocando

uma resistência menor do que uma seção laminada ou soldada feita pelo mesmo aço. O

comportamento das chapas esbeltas é estável, permanecendo os elementos com a mesma

capacidade mesmo após ser atingida sua carga crítica. As placas, mesmo quando imperfeitas,

também apresentam uma reserva de resistência “pós-flambagem”, isto é, o elemento possui

uma capacidade resistente adicional, que na maioria dos casos, é superior a resistência

convencional a flambagem local. Em contraste com a flambagem em colunas, uma placa tem

uma considerável reserva de resistência.

A figura 23 ilustra a flambagem local da mesa do deck metálico da laje mista, ocorrida

em ensaio realizado por (CAMPOS, 2001)

Figura 23: Detalhe da flambagem local na mesa da fôrma metálica

Fonte: CAMPOS (2001)

4.1- VERIFICAÇÃO DA ESBELTEZ SEGU�DO A �BR 8800/2007

Nos cálculos para distribuição de tensões para momento positivo, ou para o caso de

momentos negativos no qual a parte comprimida da seção será a da fôrma e do concreto nela

contido, para estas situações a NBR 8800/2007 utiliza as expressões 31 e 32 para assegurar

que não haverá flambagem local da fôrma de aço preenchida com concreto. Para tanto, a

38

largura plana de todos os elementos da fôrma dados na figura 24, havendo ou não mossas no

elemento considerado, deve atender ao seguinte requisito:

�> ≤ µ�¯,�¶×· ¸-J2��¹×±³�� º × @>; quando α ≥ 0,5 (Equação 31)

�> ≤ µ�,�B×· ¸-J2± º × @>; quando α ≤ 0,5 (Equação 32)

Figura 24: Largura plana dos elementos da fôrma

Fonte: �BR 8800 (2007)

Onde:

� Â é o módulo de elasticidade do aço; � �_[é a resistência ao escoamento do aço da fôrma; � α é a relação entre a parte comprimida e a largura total do elemento;

� @> é a espessura da fôrma de aço.

4.2- VERIFICAÇÃO DA FÔRMA SEGU�DO A �BR 14762/2001

Segundo a NBR 14762/2001 a fôrma de lajes mistas (steel deck) pode ser considerada

como um perfil de chapa fino com todos os elementos enrijecidos, conforme a figura 25, que

devido à consideração de apenas uma nervura da fôrma, considera a metade das mesas

inferiores enrijecidas, mas, se considerada contínua, a fôrma de uma laje mista pode ser

analisada com todos os elementos enrijecidos, já que as bordas de lajes mistas são restringidas

por conectores que fazem a ligação entre a viga e a laje.

39

Figura 25: AA- Elemento com bordas vinculadas; AL- Elemento com borda livre.

Fonte: �BR 14762/2001

A verificação da flambagem local de elementos totalmente ou parcialmente

comprimidos deve ser considerada por meio de larguras efetivas �v> dos elementos da seção transversal que se encontrem total ou parcialmente submetida a tensões normais de

compressão.

A flambagem por distorção não será considerada neste trabalho porque o concreto

restringe este fenômeno e, além disso, antes de haver a separação entre o deck metálico e o

concreto, a laje já não atenderá mais aos estados limites de utilização, no qual a laje rompe

quando ocorre grande deslizamento relativo entre o perfil de aço e o concreto.

A figura 26 mostra a seção de uma fôrma de laje Steel Deck com o diagrama de

tensões à qual a laje está submetida e os esforços atuantes em cada componente (mesa e alma)

da fôrma.

Figura 26: Tensões impostas nas almas de uma onda da fôrma devidas ao momento fletor positivo


4.2.1- VERIFICAÇÃO DA MESA COMPRIMIDA SEGU�DO A �BR 14762/2001

Para todos os elementos com bordas vinculadas, ou elementos com bordas livres �v> sem inversão no sinal da tensão, sendo apropriada para a verificação da mesa comprimida,

dado pela seguinte fórmula:

40

�v> = � × g1 − 0,22 Ã�⁄ i Ã�Ä ≤ � ÅTÆT Ç ≥ 0 (Equação 33) Onde:

Ç = σ� σ�⁄ (Equação 34)

� � é a largura do elemento; � �� é a largura da região comprimida do elemento, calculada com base na seção efetiva; � Ã� é o índice de esbeltez reduzido do elemento, definido como:

Ã� = + ⁄B,¶D×��×É�~,Ê (Equação 35)

Para Ã� ≤ 0,673, a largura efetiva é a própria largura do elemento. Onde:

� t é a espessura do elemento;

� k é o coeficiente de flambagem local, para a mesa k=4;

� σ é a tensão normal de compressão definida na norma NBR 14762/2001 da seguinte

maneira:

1) Estado limite último de escoamento da seção: para cada elemento totalmente ou

parcialmente comprimido, σ é a máxima tensão de compressão, calculada para a seção efetiva,

que ocorre quando a seção atinge o escoamento. Se a máxima tensão for de tração, pode ser

calculada admitindo-se distribuição linear de tensões. A seção efetiva, neste caso, deve ser

determinada por aproximações sucessivas.

2) Estado limite último de flambagem da chapa: se a chapa for submetida à compressão

Í = Î × �_ (Equação 36)

Sendo Î o fator de redução associado à flambagem por flexão, por torção ou por flexo-torção de perfis de chapa dobrada, dado pela seguinte expressão:

Î = �Ï×gÏ®³Ð~®i~,Ê ≤ 1,0 (Equação 37)

Ñ = 0,5 × �1 + ² × �ÃB − 0,2� + ÃB�� (Equação 38)

Onde ² é o fator de imperfeição inicial. Nos casos de flambagem por flexão, os valores de ² variam de acordo com o tipo de seção e eixo de flambagem da seguinte maneira:

� curva a: ² = 0,21 � curva b: ² = 0,34

41

� curva c: ² = 0,49 As curvas acima se referem aos valores para cada tipo de seção de perfis de chapa

dobrada para cada eixo de flambagem dados na tabela 7 da NBR 14762/2001. Para fôrmas de

lajes steel deck utiliza-se a curva c para a verificação da mesa comprimida do perfil. Nos

casos de flambagem por torção ou por flexo-torção, deve-se tomar a curva b.

ÃB é o índice de esbeltez reduzido para chapas comprimidas, dado por: ÃB = "G4-×>Jb4 &B,D

(Equação 39)

Sendo Zv> é a área efetiva da seção transversal da chapa, calculada com base nas larguras efetivas dos elementos, adotando Í = Î × �_. Nesse caso ρ pode ser determinado de forma aproximada, tomando-se diretamente Zv> = Z para o cálculo de ÃB, dispensando processo iterativo. NÓ é a força normal de flambagem elástica da chapa para perfis monossimétricos devido à flexão em relação ao eixo paralelo à linha neutra da laje é dado

pela seguinte fórmula:

NÓ = Ô×É×Õ��×}�® (Equação 40)

A força normal de compressão resistente de cálculo ?�,() calculada do seguinte modo: ?�,() = Î × Zv> × �_ Q⁄ (Q = 1,1) (Equação 41)

4.2.2- VERIFICAÇÃO DA ALMA SUBMETIDA A GRADIE�TE DE TE�SÃO

A NBR 14762/2001 considera três seções sob gradiente de tensão. A primeira na qual

o maior valor de tensão é o de compressão e o menor valor, também de compressão. A

segunda na qual o maior valor é o de compressão e o menor de tração. A terceira no qual o

maior valor de tensão é o de tração e o menor é o de compressão. A figura 27 representa o

elemento que seria a alma de uma fôrma de laje mista ordenadas respectivamente na ordem

descrita anteriormente. Para o perfil metálico de lajes mistas, a figura 28 ilustra melhor a alma

do perfil sob gradiente de tensões.

42

Figura 27: Alma do deck metálico enrijecido sob flexocompressão e flexotração


Figura 28: Tipos de solicitações à qual a mesa da fôrma metálica está submetida

Fonte: �BR 14762/2001

Para cada uma das condições há um cálculo diferente para a obtenção do valor de �v>. Para os cálculos dos três casos à seguir, os valores de �v> são calculados com a equação 33.

1º Caso: Alma totalmente comprimida, para o caso de lajes contínuas na região de

momentos negativos.

0 ≤ Ç = Í� Í�⁄ < 1 (Equação 42)

�v>,� = �v> �3 − Ç�⁄ (Equação 43)

�v>,� = �v> − �v>� (Equação 44)

� = 4 + 2 × �1 − Ç� + 2 × �1 − Ç�¹ (Equação 45)

2º Caso: Gradiente de tensão com a alma comprimida e tracionada com o maior valor

de tensão sendo o de compressão.

−0,236 < Ç = Í� Í�⁄ < 0 (Equação 46)

�v>,� = �v> �3 − Ç�⁄ (Equação 36)

43

�v>,� = �v> − �v>� (Equação 37)

� = 4 + 2 × �1 − Ç� + 2 × �1 − Ç�¹ (Equação 38)

3º Caso: Gradiente de tensão com a alma comprimida e tracionada com o maior valor

de tensão sendo o de tração.

Ç = Í� Í�⁄ ≤ −0,236 (Equação 47)

�v>,� = �v> �3 − Ç�⁄ (Equação 36)

�v>,� = 0,5 × �v> (Equação 48)

Sendo �v>,� + �v>,� ≤ �� (Equação 49)

� = 4 + 2 × �1 − Ç� + 2 × �1 − Ç�¹ (Equação 50)

4.3 – RESISTÊ�CIA À FLEXÃO SIMPLES

O momento fletor resistente de cálculo () deve ser tomado como o menor valor calculado a seguir:

() = ×v> × �_ Q⁄ ⇒ �Q = 1,1� (Equação 51)

O momento fletor resistente à flambagem lateral por torção não será calculado para

lajes steel deck pelo mesmo motivo explicado no item 4.2.

44

5-I�TERAÇÃO E�TRE VIGAS METÁLICA E LAJES MISTAS

Segundo Queiroz e outros (2001) a ação mista é desenvolvida quando dois elementos

estruturais são interconectados de tal forma a se deformarem como um único elemento. Não

existindo qualquer ligação ou atrito na interface, os dois elementos se deformarão

independentemente, cada qual suportando o seu quinhão de carga imposta. Ver figura 29 (a).

O sistema da figura 29 (b) é formado por uma viga de aço biapoiada, suportando uma laje

mista em sua face superior. Ao se deformar, cada superfície da interface estará submetida a

diferentes tensões; enquanto a superfície superior da viga apresenta tensões de compressão, se

encurtando, a superfície inferior da laje está sujeita a tensões de tração e se alonga. Desta

forma, haverá um deslizamento relativo entre as superfícies na região de contato. Nota-se a

formação de dois eixos neutros independentes, um no centro de gravidade do perfil de aço da

viga e outro no centro de gravidade da laje mista ilustrado na figura 29 (b). O momento total

resistente é dado pela soma das resistências individuais:

∑ += vigalajeisol MMM (Equação 52)

Figura 29: Sistema Misto, flechas e variação de deformações em vigas metálicas suportando lajes mistas


45

Considerando-se agora que os dois elementos estejam interligados por conectores de

rigidez e resistência infinitas para que possam se deformar como um único elemento.

Desenvolvem-se forças horizontais que tendem a encurtar a face inferior da laje e

simultaneamente a alongar a face superior da viga, de tal forma que não haja deslizamento

relativo entre o aço e o concreto. Pode-se assumir que as seções planas permanecem planas e

o diagrama de deformações apresenta apenas uma linha neutra e o momento resistente torna-

se, de acordo com a figura 4.16c:

∑ ∑>×= isolmisto MeTM ; (Equação 53)

Quando a interligação não for suficientemente rígida ou resistente, ter-se-á um caso

intermediário onde haverá ainda duas linhas neutras, porém não independentes; sua posição

dependerá do grau de interação entre os dois sistemas, a figura 29 (d) ilustra esta situação, na

qual haverá um deslizamento relativo entre as superfícies, menor que o ocorrido na situação

não mista. Este caso é denominado interação parcial ou ação mista parcial e é o mais utilizado

em vigas mistas.

5.1- GRAU DE CO�EXÃO E�TRE LAJES MISTAS E VIGA

Conforme Eurocode 4 (2005), o grau de conexão dá a relação entre a capacidade de

carga e o esforço cortante nos conectores que a seção que é dominada pela parte mais frágil

(concreto ou aço). Assumindo o comportamento plástico ideal dependendo da relação entre a

resistência do concreto e do aço, o grau de conexão ou grau de interação η que pode ser

expresso pela seguinte fórmula, com o comportamento mostrado na figura 30, na qual se pode

ver uma viga sob uma laje sem interação, com grande deslizamento entre as duas na 1º

ilustração, na 2ª ilustração, com interação parcial entre a laje e a viga e na 3ª ilustração a

interação entre laje e viga com interação total:

u = bEbE- (Equação 54)

Figura 30: Grau de conexão entre viga e laje


46

Onde a interação nula (u = 0) significa que ambos as partes da seção atuam completamente separadas. No caso de interação total (u ≥ 100%) há suficiente capacidade de suporte devido à utilização de dispositivos de ligação. Entre estes dois limites extremos, a

situação de interação é a de interação parcial (0 ≤ u ≤ 100%) que freqüentemente resulta em um ótima utilização de materiais e custos. Para a interação parcial, a capacidade de carga de

lajes e vigas mistas é limitada pelo cisalhamento longitudinal, sendo de extrema importância

neste tipo de interação só admitindo as seguintes condições: Conectores dúcteis,

carregamentos estáticos, momentos negativos e vãos intermediários. Deve ser notado também,

que a interação total não significa que não haverá deslizamento entre viga e laje.

Para Queiroz (2001) o custo unitário (R$/kg) do conector instalado é superior ao custo

unitário do perfil de aço de vigas, por este motivo, o número de conectores deve sempre ser

em função da relação economia versus bom desempenho e o dimensionamento ótimo é feito

com graus de interação entre 70% e 90%

Se a interação entre vigas e lajes é completa (rígida ou dúctil) ou incompleta (semi-

rígida, fraca ou flexível) depende somente dos conectores de cisalhamento, da quantidade

deles em relação à rigidez das partes compostas (viga mista, viga metálica com laje mista).

Então, uma definição clara entre estes dois casos não pode ser dada, ver figura 31.

Figura 31: Tipos de Interação


A interação rígida ideal significa que não há deslizamento relativo entre viga e laje,

região sob esforço cisalhante longitudinal. Como os conectores de cisalhamento atuam como

enrijecedor paralelo, um aumento de conectores de cisalhamento, vai proporcionalmente

crescendo o grau de interação e conseqüentemente, reduzindo o deslizamento relativo entre

laje e viga. Assim, uma infinita interação rígida seria possível para infinitos conectores de

cisalhamento ou um vasto número deles (situação impraticável). Então o termo interação total

é entendido como deslocamentos suficientemente pequenos que podem ser negligenciados.

47

Portanto, para a interação parcial, como o termo que relata para o estado limite de utilização,

os deslocamentos relativos dos conectores de cisalhamento devem ser levados em

consideração por uma concentração de tensões. Para a interação parcial o escorregamento nas

extremidades é proporcional à flecha (deflexão) no meio do vão de uma viga bi apoiada

suportando uma laje mista.

5.2- FORÇAS APLICADAS AOS CO�ECTORES DE CISALHAME�TO

Considerando-se uma laje mista aço-concreto apoiada sobre vigas metálicas ou mistas,

caso entre estes dois componentes não houver uma conexão mecânica, os dois componentes

estruturais deslizarão entre si. Obviamente, se a resistência ao cisalhamento longitudinal é

dada por algumas formas de conectores de modo que as tensões na interface entre os dois

materiais sejam coincidentes, então a viga atua como uma seção totalmente composta.

Assumindo-se que a viga seja composta e totalmente conectada no estado elástico, o fluxo

cisalhante �(dado em unidade de força por unidade de comprimento), entre a laje mista e a viga metálica, pode ser calculada da seguinte maneira:

� = Ú.NÕ (Equação 55)

Onde:

� é o esforço cortante vertical aplicado no ponto considerado; � Û é o segundo momento de área da seção ou momento de inércia; � Ü é o primeiro momento de área referente à laje mista e viga de aço relativo à linha

neutra elástica axial.

5.3- CO�ECTORES DE CISALHAME�TO

Para garantir o comportamento misto entre lajes com fôrma de aço incorporada e vigas

metálicas são utilizados elementos metálicos denominados conectores de cisalhamento, que

visam restringir o escorregamento longitudinal e o descolamento vertical na interface viga-

laje. Estes elementos estruturais cumprem a função de transmitir o fluxo de cisalhamento

longitudinal que se gera na interface aço-concreto, bem como a de impedir o afastamento

vertical entre viga e laje, fenômeno este conhecido como uplift (KIRCHHOF, 2004).

Segundo Tristão (2002) os conectores de cisalhamento são classificados em flexíveis

ou dúcteis e rígidos, sendo que ambos os tipos são definidos por meio da relação entre força

no conector e o deslocamento relativo aço-concreto, que surge em resposta ao fluxo de

48

cisalhamento longitudinal gerado pela transferência de força entre o concreto da laje e perfil

de aço. A figura 32 mostra o gráfico.

Figura 32: Relação força-deslocamento para conectores de cisalhamento

Fonte: Alva (2000)

Para o uso em lajes e vigas mistas aço-concreto os conectores são considerados dúcteis

porque possuem capacidade de deformação suficiente para justificar a suposição do

comportamento plástico ideal da ligação entre viga metálica ou mista e laje composta, ao

esforço cisalhante longitudinal dos conectores (QUEIROZ E OUTROS, 2001).

Conforme Sobrinho (2002) os conectores rígidos tendem a gerar uma maior

concentração de tensões no concreto ao seu redor, podendo provocar cisalhamento ou ruptura

por esmagamento nos concretos de menor resistência, ou ainda ruptura na solda do conector

para concretos de maior resistência.

O tipo de conector mais utilizado em Lajes Mistas Aço-Concreto é o conector tipo

pino com cabeça, conhecido também como Stud Bold.

5.4-CO�ECTORES TIPO PI�O COM CABEÇA (STUD BOLD)

O conector tipo pino com cabeça é o mais utilizado e consiste de um pino

especialmente projetado para funcionar como eletrodo de solda por arco elétrico e ao mesmo

tempo, após a soldagem, como conector de cisalhamento como mostra a figura 33, possuindo

uma cabeça para dimensões padronizadas para cada diâmetro.

49

Figura 33:Conectores tipo pino com cabeça soldados ao perfil metálico

Fonte: COUCHMA� (2000)

Os esforços aos quais estão submetidos os conectores deste tipo estão mostrados na

figura 34.

Figura 34: Esforços em conectores tipo pino com cabeça

Fonte: Oehlers e Bradford (1995) apud Kotinda, T.I. (2004)

50

O deslocamento relativo entre o concreto e a fôrma da laje mista e dá origem a

esforços cisalhantes (fluxo de cisalhamento) no fuste do conector, que são transmitidos para a

base do mesmo, formando um braço de alavanca que dá origem ao momento na base do

conector como está ilustrado na figura 34. Segundo Kotinda (2006) a rotação da cabeça do

pino, devida à deformação do conector submetido a esforços de cisalhamento, gera fissuras no

concreto que se iniciam na parte inferior da cabeça do pino em direção à viga de aço.

Na transferência de esforços das forças cisalhantes longitudinais entre a viga/fôrma

metálica e o concreto, vários mecanismos que podem levar à ruptura do conector tipo pino

com cabeça como os descritos por (DAVID, 2007):

� Quando o concreto for menos rígido em relação ao conector, o concreto começa a

fissurar antes que o conector plastifique, provocando desta forma, o aumento de

excentricidade (braço de alavanca), causando finalmente, aumento das tensões axiais

de maneira mais rápida que as tensões de cisalhamento, conduzindo o conector à

ruptura por esforços normais.

� Se o conector for menos rígido que o concreto, o braço de alavanca diminui, reduzindo

consequentemente o momento no conector e a zona na qual o concreto se encontra

comprimido triaxialmente ou confinado ocasionando a ruptura do concreto. Após esta

ruptura, retorna-se ao mecanismo de ruptura da situação em que o concreto é menos

rígido.

5.4.1- PROCESSO DE SOLDAGEM E MATERIAIS UTILIZADOS

A soldagem envolve os mesmos princípios básicos e aspectos metalúrgicos de uma

solda por arco elétrico convencional em que o arco elétrico controlado é usado para fundir a

extremidade do pino ou do eletrodo com o metal base, resultando em uma solda de boa

qualidade, mais resistente que o próprio pino (QUEIROZ ET AL, 2001).

Os elementos utilizados no processo de soldagem são:

� O próprio pino e de uma cerâmica especial, que tem a finalidade de conter o material

fundido e servir de proteção para o arco elétrico.

O processo de soldagem ocorre na seguinte sequência:

� O pino, que juntamente com a cerâmica é introduzido em uma pistola automática

ligada a um equipamento de soldagem específico para este processo, que por sua vez,

51

estará ligado a uma fonte de energia elétrica capaz de disponibilizar até 3000 Amperes

para os diâmetros usuais de pinos;

� Encosta-se a base do pino no material-base e aperta-se o gatilho da pistola (figura 35);

� Ativa-se o arco elétrico com o distanciamento automático do pino regulado a um

espaçamento adequado do ponto onde será soldado;

� Mantém-se o arco elétrico até que parte do pino e do material base atinjam o ponto de

fusão, instante no qual a pistola empurra o pino em direção à poça de fusão e

simultaneamente corta a corrente elétrica (figura 36);

� O processo estará finalizado quando o material fundido se solidificar e então, a pistola

e a cerâmica serão então retiradas.

Figura 35: Soldagem do conector pino com cabeça (stud) “in loco”

Fonte: Queiroz e outros, 2001

Figura 36: Processo de soldagem (�elson Stud Welding process)

Fonte: Queiroz e outros, 2001

Existe também o conector tipo pino com cabeça com parafusos auto-atarrachantes.

Neste caso, utiliza-se uma pistola para cravar o aparato que mantém o conector fixo à mesa de

vigas metálicas representado nas figuras 37 e 38.

52

Figura 37: Aspecto do Conector Pino com Cabeça sem solda

Fonte: www.tecnaria.com

Figura 38: Aplicação do conector pino com cabeça sem solda

Fonte: www.tecnaria.com

Segundo Queiroz e outros (2001) existem certas limitações e cuidados especiais que

devem ser tomados ao se utilizar conectores em vigas com fôrmas de aço incorporadas. O

53

comportamento de conectores colocados dentro das nervuras das fôrmas de aço é muito mais

complexo que o dos colocados em lajes maciças, sendo influenciado pelos seguintes

condicionantes:

� Direção das nervuras em relação ao eixo das vigas;

� Largura média e altura das nervuras;

� Diâmetro e altura dos pinos;

� Número de pinos colocados dentro de cada nervura;

� Distância dos pinos em relação à face da nervura;

� Posição dos pinos em relação ao centro das nervuras e à direção da força de

cisalhamento conhecido como excentricidade.

5.4.2 - RESISTÊ�CIA DE CÁLCULO DE CO�ECTORES TIPO PI�O COM

CABEÇA

A NBR 8800/2007 utiliza-se de vários fatores condicionantes que influem no

comportamento de conectores de cisalhamento tipo pino com cabeça. Para isso, considera-se

que o conector em questão esteja totalmente embutido em laje maciça de concreto, com face

inferior plana e diretamente apoiada sobre viga de aço.

A menor das expressões à seguir é a resistência de cálculo de um conector de

cisalhamento.

Ý() = A�� × GE7× Þ>EF×ÉE;E7(ß×(c×GE7×>àE7;E7K (Equação 56)

Onde:

� Q�� é o coeficiente de ponderação da resistência do conector, igual a 1,25 para combinações últimas de ações normais, especiais ou de construção e igual a 1,10 para

combinações excepcionais;

� Z�� é a área da seção transversal do conector; � �� é a resistência à ruptura do aço do conector; � Â� é definido na NBR 6118 como módulo de elasticidade secante do concreto, obtido

pela expressão:

Â� = 4760 × Þ�� (Equação 57)

54

com Â� e �� são dados em MPa (para a situação usual em que a verificação da estrutura se faz em data igual ou superior a 28 dias) para concretos com 20 �T ≤ �¢� ≤ 50 �T ;

� áâ é um coeficiente para consideração do efeito de atuação de grupos de conectores devendo-se tomar os seguintes valores;

áâ = 1,00 para um conector soldado em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço, ou para qualquer número de conectores em uma linha soldados

diretamente no perfil de aço ou ainda para qualquer número de conectores em uma linha

soldados através de uma fôrma de aço em uma nervura paralela ao perfil de aço e com

relação �> ℎ>⁄ igual ou superior a 1,5, com �> e ℎ> ilustrados na figura 35; áâ = 0,85 para dois conectores soldados em uma nervura de fôrma de aço perpendicular ao perfil de aço ou para um conector soldado através de uma fôrma de aço em uma

nervura paralela ao perfil de aço e com relação �> ℎ>⁄ inferior a 1,5

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

� á� é um coeficiente para consideração da posição do conector com os respectivos valores para cada situação

á� = 1,00 para conectores soldados diretamente no perfil de aço e, no caso de haver uma nervura paralela a esse perfil, a mesma deve possuir uma base com largura de no

mínimo 50% da largura da mesa superior do perfil;

á� = 0,75 para conectores soldados em uma laje mista com as nervuras perpendiculares ao perfil de aço e O$ã igual ou superior a 50 mm e para conectores soldados através de uma fôrma de aço e embutidos em uma laje mista com nervuras

paralelas ao perfil de aço;

á� = 0,60 para conectores soldados em uma laje mista com nervuras perpendiculares ao perfil de aço e O$ã inferior a 50 mm. Com O$ã igual a distância da borda do fuste do conector à alma da nervura da fôrma de aço, medida à meia altura da nervura e no sentido da força cortante que atua no conector,

conforme figura 36.

55

Figura 39: Seção de Lajes com fôrma incorporada e

Fonte: �BR 8800/2007.

Figura 40: Representação do valor a ser tomado para �� no sentido da força cortante que atua no conector.

Fonte: �BR 8800/2007.

56

6- LAJES MISTAS EM SITUAÇÃO DE I�CÊ�DIO

A NBR 14323/2003 trata as lajes mistas como estaques, ou seja, considera que em

situação de incêndio a vedação (fôrma metálica) tem a capacidade de impedir a ocorrência, de

rachaduras ou outras aberturas, através das quais podem passar chamas e gases quentes

capazes de ignizar um chumaço de algodão. Além disso, esta norma despreza os efeitos de

restrição às deformações axiais, quando a laje mista biapoiada ou contínua é submetida a

incêndio pela superfície inferior.

6.1-I�FLUÊ�CIA DO ISOLAME�TO TÉRMICO

A resistência em situação de incêndio de laje de concreto com fôrma de aço

incorporada, com ou sem armadura adicional, pode ser considerada de no mínimo 30 minutos,

desde que seja verificado o critério de isolamento térmico, que será atendido se a espessura da

laje (ℎv>) da figura 41 dado pela equação 58 for maior que os valores dados na tabela 2:

Figura 41: Dimensões da seção transversal da laje

Fonte: �BR 14323/2003

ℎv> = ℎ� + ã®� × 'ä9'®'ä9'å (Equação 58)

Caso æ¹ > 2 × æ�, a espessura efetiva deverá ser tomada igual a ℎ�. Tabela 2: Espessura efetiva mínima

Tempo requerido de resistência ao fogo

(minuto)

Espessura efetiva mínima ��^ (mm)

30 60

60 80

90 100

120 120

Fonte: �BR 14323/2003

57

Se a laje for revestida na face superior por material incombustível, sua espessura

efetiva, no critério de isolamento térmico, poderá ser reduzida para uma espessura equivalente

em concreto do material de revestimento, calculada em função da relação entre as

condutividades térmicas dos dois materiais. Mas, se o concreto da laje mista for de baixa

densidade (Concreto com agregados leves), os valores de espessura mínima da tabela 2,

poderão ser reduzidos em 10%.

6.2-RESISTÊ�CIA AO CARREGAME�TO EM SITUAÇÃO DE I�CÊ�DIO

O carregamento que as lajes mistas suportam em situação de incêndio, será

considerado adequado se o momento fletor positivo resistente de cálculo da laje,

correspondente ao momento de plastificação, obtido com base no diagrama de tensões na

seção da laje (tomada com uma largura igual à considerada para o momento fletor solicitante

de cálculo) totalmente plastificada. Esse momento, calculado com as forças de tração devidas

às armaduras positivas (se forem necessárias para complemento da área de aço) e pelos

componentes da fôrma de aço (mesa inferior, mesa superior e alma) e a força de compressão

proporcionada pelo concreto. Estas forças devem estar em equilíbrio, com a força de

compressão proporcionada pelo concreto podendo ser tomada à temperatura ambiente, levando-se

em conta o efeito Rüsch. A força proporcionada pela armadura positiva é igual ao produto de sua

área pelo limite de escoamento, este último tomado à temperatura θ�. A temperatura da armadura θ� pode ser obtida por meio da equação 59, válida para qualquer posição no interior da nervura. é� = TB + T� × # _

ã®% + T� × ¬ + T¹ × êS + T� × ² + T� × æ¹ (Equação 59)

Com � igual à distância da armadura à face inferior da fôrma em milímetros; ¬ é um parâmetro que indica a posição da armadura, dado pela expressão 60;

1

z=

1√uf1 + 1√uf2 + 1Þuf3 (Equação 60)

Sendo uf1, uf2, e uf3 as distâncias, em milímetro, do eixo da chapa da armadura em relação à

fôrma de aço, como ilustrado na figura 42.

êí é o parâmetro de configuração da mesa superior da fôrma, dado pela expressão 61:

êí = î/ï®®9#!å9ðäñð®® %®89î/ï®®9#ðäñð®® %®8!å (Equação 61)

² é o ângulo entre a alma da fôrma e o eixo horizontal, em graus, dado pela equação 62:

58

² = tan³� #�×ã®!ä³!®% (Equação 62)

TB, T�, T�, T¹, T� e TD são coeficientes dados na tabela 3 em função do tempo requerido de resistência ao fogo e do tipo do concreto.

Figura 42: Posição geométrica da armadura na fôrma metálica

Fonte: �BR 14323/2003

Tabela 3: Coeficientes para determinação da temperatura na armadura

Fonte: �BR 14323/2003

A NBR 14323/2003 considera o limite de escoamento e o módulo de elasticidade da

armadura para cada temperatura é�, que poderá ser calculado com os fatores de redução para o limite de escoamento dos aços (trefilados ou laminados, o que estiver sendo usado). Para

taxas de aquecimento de 2ºC/min a 50ºC/min a tabela 4 fornece fatores de redução, relativos

aos valores a 20°C, para a resistência ao escoamento dos aços laminados, a resistência ao

escoamento dos aços trefilados, o módulo de elasticidade dos aços laminados e o módulo de

elasticidade dos aços trefilados, em temperatura elevada, respectivamente �_,ò, �_B,ò, �E,ô e �EB,ô, dados pelas seguintes expressões: �õ,ö = ^õ,ö^õ (Equação 63)

Tipo de Concreto

Tempo requerido de resistência ao

fogo (minutos)

a0 (°C)

a1 (°C)

a2 (°C. mmB,D) a3

(°C/mm) a4

a5 (°C/mm)

Densidade normal

60 1161 -250 -240 -5,01 1,04 0,2

90 1301 -256 -235 -5,3 1,39 0,28

120 1345 -238 -227 -4,79 1,68 0,29

Baixa densidade

60 1308 -242 -292 -6,11 1,63 0,2

90 1352 -240 -269 -5,46 2,24 0,2

120 1368 -230 -253 -4,44 2,47 0,2

59

�õ�,ö = ^õ�,ö^õ� (Equação 64)

�ú,ö = úöú (Equação 65)

�ú�,ö = ú�,öú (Equação 66) Onde:

�_,ò é a resistência ao escoamento dos aços laminados a uma temperatura é�; �_ é a resistência ao escoamento do aço a 20°C; �_�,ò é a é a resistência ao escoamento dos aços trefilados a uma temperatura é�; Âò é o módulo de elasticidade dos de aços laminados a uma temperatura é�; ÂB,ò é o módulo de elasticidade dos aços trefilados a uma temperatura é�; Â é o módulo de elasticidade de todos os aços a 20°C.

Tabela 4: Fatores de redução para o aço

Temperatura do aço θ (°C)

Fator de redução para a resistência ao escoamento dos aços laminados �_,θ

Fator de redução para a resistência ao escoamento

dos aços trefilados �_B,θ

Fator de redução para o módulo de elasticidade dos

aços laminados kE,θ

Fator de redução para o módulo de elasticidade dos aços trefilados

kE0,θ

20 1,000 1,000 1,0000 1,000

100 1,000 1,000 1,0000 1,000

200 1,000 1,000 0,9000 0,870

300 1,000 1,000 0,8000 0,720

400 1,000 0,940 0,7000 0,560

500 0,780 0,670 0,6000 0,400

600 0,470 0,400 0,3100 0,240

700 0,230 0,120 0,1300 0,080

800 0,110 0,110 0,0900 0,060

900 0,060 0,080 0,0675 0,050

1000 0,040 0,050 0,0450 0,030

1100 0,020 0,030 0,0225 0,020

1200 0,000 0,000 0,0000 0,000

Nota: Para valores intermediários da temperatura do aço pode ser feita interpolação linear

Fonte: �BR 14323/2003

60

A força proporcionada pela fôrma de aço, caso se opte por considerar a resistência da

mesma no dimensionamento, poderá ser calculada com os fatores de redução para o limite de

escoamento dos aços laminados, utilizando-se as temperaturas calculadas pela equação 67.

é� = TB + T� × Ñ + T� × ê� + T¹ × ê�� + T� × æ¹ (Equação 67) Onde:

é� é a temperatura de cada parte componente da fôrma, ou seja, a mesa inferior, a alma e a mesa superior;

Ñ é a relação entre a superfície da fôrma exposta ao incêndio e a área da seção transversal de concreto dentro da nervura, dada pela fórmula 68:

Ñ = ä®×ã®×�'ä9'®�'®9�×·ã®®9ä®×�'ä³'®�® (Equação 68)

TB, T�, T�, T¹, T� e TD são coeficientes dados na tabela 4 para cada parte componente da fôrma em função do tempo requerido de resistência ao fogo e do tipo do concreto.

Tabela 5: Coeficientes para determinação da temperatura nas partes da fôrma de aço

Tipo de Concreto

Partes da fôrma de aço

Tempo requerido de resistência ao fogo

(minuto)

TB (°C)

T� (°C)

T� (°C)

T¹ (°C)

T� (°C)

Densidade normal

Mesa superior

60

895 0,40 -3,40 212,64 -270,81

Alma 650 0,13 -2,74 521,41 -356,64

Mesa inferior 300 0,28 -1,94 973,59 -530,96

Mesa superior

90

981 0,29 -2,37 148,08 -187,47

Alma 808 0,15 -2,08 411,10 -304,98

Mesa inferior 553 0,25 -1,60 720,76 -409,90

Mesa superior

120

1034 0,23 -1,85 112,17 -144,93

Alma 903 0,16 -1,78 327,51 -256,03

Mesa inferior 696 0,24 -1,50 582,32 -341,41

Baixa Densidade

Mesa superior

60

928 0,22 -1,85 102,76 -136,15

Alma 774 0,08 -1,49 336,65 -238,20

Mesa inferior 557 0,19 -1,10 638,05 -365,49

Mesa superior

90

997 0,16 -1,37 80,66 -105,65

Alma 895 0,09 -1,25 257,10 -202,27

Mesa inferior 731 0,15 -0,96 478,54 -291,46

Mesa superior

120

1043 0,13 -1,08 63,43 -83,39

Alma 966 0,10 -1,08 199,67 -161,59

Mesa inferior 844 0,15 -0,90 343,69 -206,11

Fonte: �BR 14323/2003

61

A resistência ao carregamento em situação de incêndio poderá ser calculada com base

na análise plástica global de cada sistema estático, as condições de ruína podem ser

formuladas, desde que o momento plástico e a geometria da laje sejam conhecidos como pôde

ser visto nos parágrafos acima.

A distribuição de momentos fletores plásticos em lajes mistas, podem ser considerados

como na tabela 6 à seguir:

Tabela 6: Condições de colapso para lajes

Fonte: �BR 14323/2003

Segundo NBR 14323 (1999) apud Queiroz e outros (2001) a capacidade de

carregamento aplicado à temperatura elevada deve ser calculada com base na análise plástica

global e que a laje possa ser considerada como contínua, mesmo que em temperatura

ambiente tenha sido dimensionada como biapoiada. Com estas considerações pode-se obter a

seguinte expressão:

��9� + 0,5 × # ��,��³� + ��,+�³� % > B (Equação 69)

Onde:

62

��9� é a capacidade de resistência plástica ao momento positivo; ��,��³� é a capacidade de resistência plástica ao momento negativo em uma extremidade da laje;

��,+�³� é a capacidade de resistência plástica ao momento negativo em outra extremidade da laje;

��,��³� é a capacidade de resistência plástica ao momento negativo em uma extremidade da laje;

B é o momento de cálculo supondo a laje simplesmente apoiada.

63

7-CUIDADOS �A EXECUÇÃO DE LAJES STEEL DECK

7.1-TRA�SPORTE E ESTOCAGEM

O Transporte das fôrmas metálicas deve ser feito em veículos adequados com a

carroceria livre de contaminantes em fardos firmemente cintados, para evitar deslocamentos

que possam danificá-los, ilustrados na figura 43.

Figura 43: Posicionamento dos fardos no caminhão ou carreta

Fonte: METFORM (2008)

A embalagem das fôrmas para lajes mistas são feitas em fardos empilhados,

paletizados, firmemente cintados e identificados de preferência por tipo de chapa (com

dimensões e espessura iguais). Caso exista em um fardo chapas de tipos diferentes cada tipo

deve ser identificado e a informação deverá ser repassada à equipe de montagem na chegada à

obra.

Os fardos devem ser protegidos com lonas impermeáveis, mantendo a ventilação

natural, impedindo que qualquer umidade penetre entre os painéis, porque se expostas a

umidade, as fôrmas podem sofrer corrosão branca, descoloração ou posterior desplacamento

da película de tinta. Se mesmo assim os painéis de Steel Deck forem molhados, deverão ser

secos (METFORM, 2008).

O manual do SDI (2006) sugere alguns procedimentos padronizados que o fabricante

ou fornecedor deve tomar para o transporte das fôrmas:

As cintas deverão estar justas segurando as fôrmas, prevenindo choque, ou perda de

chapas durante o transporte;

Os fardos devem ser acondicionados e fixados ao veículo transportador de modo a

inibir movimentos repentinos e inesperados, situações como freadas bruscas, trânsito sobre

obstáculos (buracos) e devem também garantir a estabilidade lateral nas curvas.

64

Os fardos devem ficar separados por “isopor” com espessura de pelo menos 1 1/2” ou

aproximadamente 4cm, tanto vertical como horizontalmente da carroceria do caminhão ou

carreta de transporte.

As chapas serão carregadas com os fardos de maior comprimento em baixo dos outros

de menor comprimento para assegurar o que o carregamento estará balanceado;

As cintas de fixação de cada fardo e dos fardos nos veículos de transporte devem ser

verificadas, porque qualquer choque pode comprimir os fardos, podendo resultar em

relaxamento dos cabos e trazer perigo no transporte.

Deliberato (2006) sugere que no recebimento as chapas de aço devem ser verificadas a

quantidade, tipo de perfil, as dimensões, se há desvios dimensionais, empenos e amassos, tipo

de acabamento e espaçamento entre fardos. Na descarga é importante a verificação do peso

dos fardos (informado na ficha de identificação de cada um deles), situação de amarração das

chapas, proteção das extremidades protegidas contra impactos mecânicos. Se os fardos forem

pequenos, poderão ser descarregados com empilhadeira, caso contrário, deverá ser utilizado

içamento com transporte vertical (guindastes ou gruas) como ilustrado na figura 44.

Figura 44: Exemplo de transporte vertical de fardos de fôrmas metálicas

Fonte: Deliberato (2006) apud Bellei e outros (2004)

“O estoque das chapas deverá ser feito em locais secos e havendo a necessidade

estocá-los, fazê-lo por períodos de tempo inferiores a 30 dias, em local seco, coberto,

65

ventilado e sem contato direto com pisos ou paredes. Incliná-los para possibilitar o

escoamento de eventual umidade, mantendo espaços entre os fardos para aeração.”

(METFORM, 2008)

7.2-FIXAÇÃO DAS FÔRMAS SOBRE VIGAS

Segundo Couchman (2000) as vigas que suportam as fôrmas metálicas devem ser

preparadas para recebê-las antes da colocação dos fardos de chapas de aço sobre elas. A mesa

superior de vigas de suporte deve estar limpa e sem pintura ou galvanização, quando for

especificado o uso de conectores soldados.

Deverá ser usada identificação para assegurar que as chapas sejam aplicadas no vão

correto das lajes, de acordo com os projetos.

As cintas dos fardos só são abertas ou quebradas após os fardos estarem posicionados

seguramente sobre as lajes. Para isto ocorrer, são necessárias boas condições climáticas e

tempo suficiente. O projeto de lajes deve também ser checado para verificar a chapa de qual

laje será colocada em posição primeiro.

O acesso para instalação será executado usando escadas de mão conectadas à estrutura

ou outro tipo de escada de acesso, a depender das particularidades da obra.

Segundo Deliberato (2006) durante a montagem, o transito de funcionário sobre as

chapas deve ser cuidadoso e limitado, até sua correta fixação às vigas de suporte; caso

contrário graves acidentes poderão ocorrer devido a escorregamento entre as chapas.

Com as chapas posicionadas e alinhadas executa-se a sua fixação às vigas suporte uma

de cada vez, esta etapa deve ser rigorosa, porque dependerá dela o aumento da segurança de

execução durante a montagem.

A fixação deve ser feita em dois pontos no mínimo, nos extremos de cada chapa, junto

aos perfis de suporte e entre os perfis formados a frio, na região de sobreposição lateral

longitudinal.

66

7.3- CUIDADOS �A SOLDAGEM DE CO�ECTORES DE CISALHAME�TO TIPO

PI�O COM CABEÇA

Caso a soldagem do conector seja feita sobre duas chapas de aço sobrepostas, que são

comumente galvanizadas, recomenda-se a abertura de um orifício nos perfis metálicos, de

modo que a solda seja aplicada diretamente sobre as vigas metálicas, porque a quantidade de

revestimento de zinco encontrado em duas chapas influencia de forma negativa na resistência

da solda.

A operação de soldagem não deverá ser realizada em dias de chuva ou próximos a

produtos inflamáveis. O aparelho de solda e acessórios devem estar bem instalados e sem fuga

de corrente, defeito que pode causar acidentes com mortes e além disso, o gerador de solda e

o transformador deverão estar em local seguro e protegido a menos de 15 m do local de

soldagem.

Todos os operários envolvidos no processo de soldagem devem utilizar protetor contra

o flash da solda e realizar o serviço de solda em local ventilado. Se não houver ventilação,

esta deverá ser fornecida artificialmente, para a boa qualidade da solda.

(DELIBERATO, 2006)

7.4-LIMITAÇÕES CO�STRUTIVAS I�DICADAS �A �BR 8800/2007

A NBR 8800 (2007) traz as seguintes limitações para lajes de concreto com fôrma de

aço incorporada apoiadas sobre vigas mistas:

� A altura ℎ>das nervuras da fôrma de aço no máximo de 75 mm; � A largura média �> da mísula ou da nervura situada sobre a viga deve ser de no

mínimo 50 mm (ver figura 45).

67

Figura 45: Dimensões mínimas

� O diâmetro dos conectores tipo pino com cabeça deve ser igual ou inferior a 19 mm;

� A projeção mínima dos conectores acima do topo da fôrma deve ser de 40 mm;

� O cobrimento de concreto acima do topo da fôrma de aço não pode ser inferior a 50

mm;

� A dimensão do agregado graúdo não deverá ser a menor dos seguintes valores:

�$íw = ü0,40 × @��B 3⁄30 �� K (Equação 70)

A dimensão @� está definida na figura 8, item 3.1.

7.5-CO�CRETAGEM DE LAJES MISTAS

O concreto utilizado em lajes mistas deverá ter resistência característica entre 20 MPa

e 30 MPa para evitar

Segundo Bragança (2000) na utilização de chapas de aço galvanizadas é necessário

evitar a utilização de aditivos aceleradores de pega do concreto que sejam à base de cloretos,

os quais atacam este tipo de chapa.

68

Antes de o concreto ser lançado, deve-se verificar se as fôrmas estão corretamente

soldadas com pontos de solda entre elas, e devidamente conectadas às vigas, regiões

danificadas devem ser reparadas. Todas as sujeiras e fragmentos devem ser removidos. Todos

os reforços, telas e/ou armaduras devem estar corretamente instaladas. Em caso de

necessidade de utilização de escoramento, deve ser verificado o espaçamento entre escoras.

O concreto deverá se lançado diretamente nas fôrmas ou de baixa altura, para evitar

impacto no steel deck, devendo ser lançado de modo uniforme sobre a estrutura de suporte e

espalhado para o centro do vão da laje, na direção perpendicular às nervuras, reduzindo a

possibilidade de uma placa ficar mais carregada que a outra e assim permitir fuga de nata de

concreto, além de deformações excessivas que aumentariam o peso próprio da laje,

comprometendo a capacidade da fôrma (MANUAL SDI, 2006). A figura 46 ilustra a

sequência de lançamento e espalhamento do concreto e na figura 47 a fotografia da

concretagem de uma laje mista.

Figura 46: Concretagem de Lajes Steel deck

Fonte: Haironville (2000) apud Deliberato (2006)

69

Figura 47: Foto de concretagem de lajes Steel Deck do shopping Salvador

Depois de executada a concretagem deve-se ter os mesmos cuidados com a cura, já

conhecidos de estruturas convencionais de concreto armado.

70

8-CO�CLUSÕES

Do que foi apresentado neste trabalho, pode-se concluir que o sistema de lajes mistas

chega à ruptura sob três modos: flexão, cisalhamento vertical e cisalhamento horizontal,

sendo este último uma combinação entre os esforços cortantes e momentos fletores avaliada

sob a forma de deslizamento longitudinal entre o deck metálico e o concreto. Por isso o

esforço cortante longitudinal é o limitador do carregamento das lajes Steel Deck, mesmo que

as tensões de flexão ou de cisalhamento vertical não sejam máximas isoladamente, a

resultante da combinação das duas na laje é o que originará a situação crítica na tensão

cisalhante longitudinal.

Dos métodos de cálculo apresentados, o método da interação parcial, apesar de ser

mais trabalhoso, possibilita o cálculo de barras de reforço ao momento fletor positivo,

situação da linha neutra plástica na seção além da resistência ao cisalhamento longitudinal,

vertical e à punção.

A fôrma de aço terá que passar por verificações de segurança contra a flambagem

local da mesa superior quando a mesma estiver em flexocompressão provocada por momentos

positivos ou, todo o perfil metálico sob flexocompressão provocada por momentos negativos.

O concreto restringe a flambagem distorcional da fôrma e por isso não se tratou deste tipo de

instabilidade.

A interação entre vigas e lajes, garantidas por conectores tipo pino com cabeça é

parcial e possui utilização ótima de econômica em torno de 70% a 90%. Os conectores

flexíveis são preferidos porque permitem o deslocamento relativo entre o perfil metálico e o

concreto sem romper este último por concentração de tensões.

O dimensionamento de lajes mistas ao incêndio é necessário para que a mesma se

mantenha resistente até a retirada de todas as pessoas em incêndios de grandes proporções, ou

para que a estrutura se mantenha segura após incêndio de menor intensidade ou combatida a

tempo. Neste caso as pinturas intumescentes, forros que não propaguem chamas ajudam na

proteção e na economia de barras de reforço exigidas pela NBR 14323/2003.

Os procedimentos de execução de lajes steel deck devem ser feitos de acordo com as

recomendações do fabricante e seguindo as normas de segurança nos processos transporte

vertical, montagem e soldagem. Na concretagem deve-se evitar o acúmulo de concreto sobre

as formas para não deformá-las, o concreto a ser utilizado também deve ter dimensões

71

máximas de agregados controlados e aditivos à base de cloretos evitados para não atacar as

fôrmas galvanizadas.

72

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