Trincas em Edifícios: causas, prevenção e recuperação 8509000476, 9788509000479

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dos materiais é a capilaridade, Na secagem do materials í fjroçá n mifMlhlo riitxuUrlo J dfjun nlé « da o condii pela veis á 0 aparecimento de for ç as de suc ção, respons

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do componente, onde ela ser á postoriormonlo evaporada.

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sãio Deve - se considerar também quo estas for ç as do suc ção pia «laroftç fl sendo 0 sentido de percolação da égua através fios rnosmoo determinado com 0 capilaridade por ç do teor de umidade dos materiais em contato; variando a nuc Ao porco da se o norilldo teor de umidade do material, torna - so extromamonto difícil estabelecer lação da á gua entre os materiais.

do urrildads Se um material poroso é exposto por tempo suficiente a condições constantes ss; á estabilizando acabar e temperatura , graç as ao fenômeno da difusão, seu teor de umidade depends umidade atinge - se ent ão a umidade higrosc ópica de oquilfbrlo do material. Gsla da natureza e quantidade de capilares presentes no material, assim corno da temperatura higros e umidade do meio ambiente. Na Tabela 3 est ã o Indicados alguns valoro» de umidade 1, Holanda na efetuados cópios de equilíbio, determinados a partir do experimentos

**

Tabela 3 — Umidade higroscópica do equilíbrio para alguns materiais da conslruçóo 10

Material

Madeira Cer âmica Concreto normal Concreto celular Cortiç a

Umidado higroscópica do oquilfbrlo (%) om função da umidado relativa do or U. R .

~ 40% 0

0 3 2 4

U. R

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13 0 4 3 13

60%

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33

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13 30

As variações no teor do umidade provocam movimentações do dois llporr Irreversí veis 0 reversíveis. As movimentações irreversí veis são aquelas quo ocorrem geralmente logo npén a fabricação do material o originam - so pela perrJa ou ganho de é gua at é que se atinja 11 umidade higroscópica de equilíbrio do material fabricado. As movimentações reversível» ocor rem por variações do teor do umidado do material, ficando delimitadas a um certo Intervalo, mesmo no caso de secar - se ou saturar se completamente o material

Por exemplo, para 0 concreto ocorre uma contração iniciei por perdn da água om excesso utilizada na sua fabricação ( esta contração não deve ser confundida com a retração proveniente das reações químicas que ocorrem entro 0 cimento e a é gua); completada esta contração inicial, o material, sujeito a diferentes teores do umidado, apresenta movimentações que flcrmi delimitadas dentro de um corto intervalo, ou seja, mesmo quo se consiga salurar este concrete completamente, ele jamais retornar á ao sou volume inicial. A Plgura 31, Ilustra esse fondmenf /'T

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Movimentações higrosc ópicas - 35

1

Movimentação (%)

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movimentação irreversí vel

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movimentos reversíveis

Tempo

Figura 21 — Movimentações reversíveis e irreversíveis para um concreto, devidas à variação do seu teor de umidade

Para os materiais de construção que apresentam contração inicial por secagem, de forma geral os movimentos irreversíveis são bem superiores aos reversíveis. O mesmo já não ocorre para as madeiras, que são suscetíveis a grandes variações dimensionais em função dos teores de umidade. As movimentações higrosc ópicas dos produtos á base de cimento ocorrem basicamente em função da qualidade do cimento e dos agregados, da dosagem da mistura e das condições de cura do produto; atrav és dos valores apresentados na Tabela 4 pode-se constatar que, para os concretos celulares, o processo de cura exerce grande influência nas movimentações originadas por variação de umidade.

—

Contração de argamassas e concretos em função do teor de umidade: dados do Building Research Station (1)

Tabela 4

Material

Contração irreversível (%)

Contração reversível

Argamassa

0,07

0,03

Concreto Concreto celular (cura ao ar)

0,05

0,03

0 , 30

0,10

Concreto celular (cura em autoclave)

0,08

0,05

(%)

Materiais cerâmicos normalmente apresentam pequenas movimentações reversíveis com as variações de umidade e de temperatura. Em 1950, entretanto, pesquisas efetuadas na Austr ália e nos Estados Unidos (23) mostraram que expansões irreversíveis de grande intensidade podem ocorrer em tijolos cer âmicos, por efeito da umidade. Essas expansões começ am a ocorrer imediatamente após a queima do produto e podem processar-se durante longos períodos; depender ão fundamentalmente da natureza dos argilominerais presentes na matéria-prima e das condições de queima do tijolo. Parece ser de consenso geral que a grande parte da movimentação irreversí vel no ca«?n expansão, ocorre nos primeiros meses de idade; a duração deste ciclo

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estar á

condicionada

36 - Trincas em edif ícios ções de umidade a que náo só âs propriedades do corpo cerâmico mas também ás condi (?' que a expansão revelam estará submetido. Pesquisas desenvolvidas na Á frica do Sul e verificada expansao de tijolos cerâmicos pode variar de 0,04% a 0,12%, sendo que metade da tijolos mal os que nos primeiros seis meses de idade. Nessas pesquisas concluiu-se ainda queimados apresentam dilatação bastante superior aos bem queimados; todavia, o módulo de deformação dos tijolos mal queimados é geralmente pequeno, o que lhes confere maior poder de acomodação.

Tabela 5

—

BRE

Propriedades higrotérmlcas de alguns materiais de construção

Material

Coef . de dila tação térmica linear (°C 10«)

Rochas naturais - Granito - Calc ário - Arenito Compostos á base de gesso - Gesso-estuque - Placas de gesso Compostos à base de cimento Argamassa Concreto (seixo rolado) Concreto (brita) - Concreto celular

-

-

Movim. devido à umidade (%) Irreversível

.

Reversível

8 -10 3-4 7- 12

0,01 0,07

(+ ) expansão

(- ) contração

(kN/mm2)

1,5-4 16

-

10-13

0,02-0,06

12-14

8 7 12

deformação

20- 60 10-80 3- 80

16-18 18 21

10-13

Módulo de

— 0,03-0,08( - ) 0,03-0.08( -)

0,04-0,10( )

20-35

0,02-0, 06 0,03-0, 10 0, 02 0,03

0,07-0,09( -)

15-36 15-36 1.4-3,2

-

- Cimento com fibra de vidro - Cimento-amianto

8-12

0, 15-0, 25

0,07( — )

20-34

0, 10-0, 25

0,08 (- )

14 --26

Tijolos ou blocos vazados - Concreto - Concreto celular - Sílico - calc ário - Barro cozido

6- 12 8 8- 14 5- 8

0,02-0,04 0.02-0,03 0,01-0,05 0,02

0,02-0,06( -) 0.05-0, 09(-) 0,01-0,04( ) 0,02-0,07( + )

10-25 3 -8 14 -18 4 - 26

- direção das fibras

4 -6

0,45-2,0

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5,5-12,5t2

- transver salmente

30-70

0,6-2,6(

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5,5-12,5 2'

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Madeiras

- Leves

- direçáo

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das fibras

- Densas

- transver -

salmente

Vidros - Plano - AJveolado

30- 70 9- 11 8, 5

( 1) para teores de umidade de 60% e 90%

(2) para teor de umidade de 12%

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Movimentações higroscópicas 37 *

De uma forma geral, os materiais de construção movimentam- se com a variação do teor de umidade; na Tabela 5 s ão apresentados alguns valores dessas movimentações, determinados pela BRE (11 >. Na Tabela são apresentados ainda valores de coeficiente de dilatação térmica e módulo de deformação, para diversos materiais de uso corrente na construção civil.

3.3 Configurações típicas de trincas provocadas por movimentações higroscópicas As trincas provocadas por variação de umidade dos materiais de construção são muito seme lhantes àquelas provocadas pelas variações de temperatura, conforme item 2.3 Entre um caso e outro, as aberturas poder ão variar em função das propriedades higrotérmicas dos materiais e das amplitudes de variação da temperatura ou da umidade.

.

Stubbs e Putterll' (23) registram a ocorr ência de alguns casos de trincas provocadas pela expansão de tijolos cerâmicos com elevada resistência á compressão, conforme Figuras 22, 23

e 24.

No caso do encontro entre paredes onde, para facilitar-se a coordenação dimensional, os componentes de alvenaria foram assentados com juntas aprumadas (Figura 25), independentemente da natureza do material constituinte dos blocos ou tijolos ocorrerão movimentações

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Trincas nas peças estruturais: 3 expans

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38 - Trincas em edifícios

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tissuramento por absorção da umidada provoca o Figura 24 A expa nsão dos tijolos no canto do edifício

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Figura 25 Canto externo de edifício com blocos estruturais assentados com juntas a prumo: destacamento entre paredes

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Movimentações higrosc ópicas - 39 higrosc ópicas que tender ão a provocar o destacamento entre as paredes. Tais destacamentos, que normalmente ocorrem a despeito do emprego de ferros inseridos nas juntas de assentamento a cada duas ou tr ê s fiadas , provocar ão a penetração de umidade para o interior do edif ício, conforme ilustrado na Figura 26.

Figura 26 — Vista interna do encontro entre as paredes: penetração de umidade em função do destacamento

ocorrido

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Figura 27 Trinca vertical no terço médio da parede, causada por movimentações higroscópicas de tijolos de solo-cimento

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40 - Trincas em edif ícios

Para tijolos maciços de solo -cimento, constata-se na pratica um tipo do fissura bastante caracto ; rístico, ou seja, fissura vertical que ocorre no ter ço médio da parede (Figura ? / ). Essa trinca, geralmente pronunciada, aparece em paredes relativamente longas (com cerca de G a 7 m) e pode ser causada tanto pela contração de secagem do produto quanto por suas movimen tações reversíveis; ressaite - se que o solo -cimento è um material altamenlo suscetível ê s varia ções de umidade , particularmente quando a argila contiver nrgílominerais da família das mont morilonitas.

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4 Em estudo efetuado pelo IPT - lnstituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado do São Paulo 4’’ , com blocos vazados de solo -cimento, pòdo -se constatar o aparecimento do microfissurns verticais nas paredes de blocos, após a ocorr ência de chuvas que provocavam o umodecimonto das paredes. Como os blocos haviam sido empregados na obra com idade superior a tr ês meses (a contração inicial, portanto, deveria estar concluída), deduziu so que as fissuras eram ocasionadas por movimentações reversíveis originados pela brusca vnrinção do umidado dos blocos.

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Paredes monolí ticas construídas com solo estabilizado ( solo - cimento ou solo - cal) são altamente suscetíveis á formação de fissuras, tanto pela retração inicial quanto polas movimentações higroscópicas reversíveis do material. At é mesmo a adição de saibro ã argamassa para a construção de paredes monolíticas tem conduzido a experiências muito malsucedidas (Figuras 28 e 29) , exatamente em função das grandes variações volumé tricas quo a argila apresenta ao variar seu teor de umidade.

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MovimontaçôGs higrosc óplcao - 41

Figura 29 — Os sucessivos ciclos de umedecimento e secagem do material constituído por solo, favorecidos cada vez mais pelos danos no revestimento, provocam a gradativa destruição da parede

Movimentações reversíveis ou irreversíveis podem originar também destacamentos entre com ponentes de alvenaria e argamassa de assentamento (Figura 30) . Esses destacamentos ocor rem em função de inúmeros fatores , sendo os mais importantes: ader ência entre argamassa e componentes de alvenaria, tipo de junta adotada, módulo de deformação dos materiais em contato, propriedades higroscópicas desses materiais e intensidade da variação da umiaade.

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figura 30

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Destacamentos entre argamassa e componentes de alvenaria

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42 - Trincas em edifícios

Trincas horizontais podem aparecer também na base de paredes (Figura 31) , onde a impermeabilização dos alicerces foi mal-executada. Nesse caso, os componentes de alvenaria que estão em contato direto com o solo absorvem sua umidade, apresentando movimentações diferenciadas em relação às fiadas superiores que estão sujeitas á insolação direta e à perda de água por evaporação; essas trincas quase sempre s ão acompanhadas por efloresc ências, o que auxilia o seu diagnóstico.

Outro tipo bastante característico de fissura causada por umidade é aquele presente no topo de muros, peitoris e platibandas que não estejam convenientemente protegidos por rufos; a argamassa do topo da parede absorve água (de chuva ou mesmo do orvalho), movimenta-se diferencialmente em relação ao corpo do muro e acaba destacando-se do mesmo.

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Figura 31

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Trinca horizontal na base da alvenaria por efeito da umidade do solo

Figura 32

—

Destacamento da argamassa no topo do muro, causado pela absor

ção de umidade

Os ciclos de umedecimento e secagem de argamassas de revestimento, com deficiente impermeabilização da superf ície, associados às próprias movimentações té rmicas do revestimento provocam inicialmente a ocorr ência de microfissuras na argamassa. Através destas ocorrerão penetrações de á gua cada vez maiores, acentuando-se progressivamente as movimentações e a consequente incidência de fissuras no revestimento (Figura 33) . A fissuração dos revestimentos em argamassa será mais acentuada em regiõ onde, por es qualquer motivo, ocorra a maior incidência de água. Os peitoris, as saliências e outros detalhes arquitetônicos inseridos nas fachadas t êm , por exemplo, a função básica de interromper os fluxos de água que escorrem pela parede, defletindo-os para fora da construção; contudo , caso esses detalhes não tenham sido bem projetados ou bem executados, poderão causar problemas em regiões localizadas da fachada, conforme ilustrado na Figura 34.

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Movimentações higrosc ópicas - 43

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Figura 33 Revestimento em argamassa em adiantado processo de degeneração, devido à continua presença de umidade

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Figura 34 — O fluxo de água interceptado no peitoril da janela escorre lateralmente ao mesmo, provocando a fissuração da argamassa de revestimento

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44 - Trincas em ocllflclos Çfl

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56 - Trincas em edifícios 4.2.4 Torção de lajes as lajes podem Por recalques diferenciados das fundações ou por deformabilidade da estrutura que aquelas que se ser submetidas a solicitações de torção muito mais significativas do inclinadas em relação se „ desenvolvem nas lajes fletidas; as trincas nesses casos apresentam aos bordos da laje (Figura 48).

Figura 48 — Trincas inclinadas devidas à torção da laje

4.2.5 Trincas em pilares

São bastante raros os casos de trincas em pilares; normalmente essas peç as trabalham com taxas de solicitação que representam apenas pequenas parcelas das suas cargas resistentes. Pela ocorrência de falhas construtivas, contudo, podem ocorrer trincas de esmagamento do concreto, sobretudo nos pés dos pilares; nesse caso, os pilares deverão ser imediatamente reforç ados já que a estabilidade da estrutura estar á comprometida.

Já não tão raros são os casos de fissuras verticais nos corpos dos pilares, aproximadamente no terç o médio das suas alturas (Figura 49); em função da grande diferenç a entre o módulo de deformação do agregado graúdo e o módulo de deformação da argamassa intersticial, esta apresentará deformações bem mais acentuadas, criando -se superf ícies de cisalhamento paralelas á direção do esfor ç o de compress ão. As fissuras verticais que se manifestam indicam, portanto, que os estribos foram subdimensionados.

1' Figura 49 — Fissuras verticais no pi/ar indicando insuficiência de estribos

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de painel pré-mo!dado de concreto armado, submetido

entos nas cabeç as Já não tão raras são as ocorrências de fissuras inclinadas ou lascam es õ normais e tangentens çã o de ra de pilares pr é-mo!dados (Figura 51), resultantes da concent o ou mesmo de aparelh de apoio ciais nessa região do pilar, no caso da inexistência de na preparação do projeto sua parcial ineficácia; esse fenómeno foi deví damente considerado M prevendo-se a adição de ! dado pr mo é \ ' da norma brasileira sobre estruturas de concreto uma armadura transversal complementar na cabeç a do pilar, em função inclusive do tipo de aparelho de apoio adotado.

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58 - Trincas em edif ícios

1 Figura 51

—

ões Fissuras inclinadas na cabeça do pifar provocadas por concentração de tens

4.3 Considerações sobre a fissuração das alvenarias submetidas à compressão axial , Nas alvenarias constituídas por tijolos maciços, em função de sua heterogeneidade ( forma , to assentamen de argamassa e tijolos composição etc.) e da diferenç a de comportamento entre são introduzidas solicitações locais de flexão nos tijolos, podendo surgir fissuras verticais na alvenaria. Ocorre também que a argamassa de assentamento, apresentando deformações transversais mais acentuadas que os tijolos, introduz nos mesmos tensões de tração nas duas direções do plano horizontal, o que também pode levar ao fissuramento vertical da alvenaria (Figura 52).

No caso de alvenarias constituídas por blocos vazados , outras tensões importantes juntar-se -ão às precedentes. Para blocos com furos retangulares dispostos horizontalmente, Pereira da Silva136 analisa que a argamassa de assentamento apresentará deformações axiais mais acentuadas sob as nervuras verticais do bloco, introduzindo-se como consequência solicitações de flexão em suas nervuras horizontais, o que poderá inclusive conduzir ã ruptura do bloco. Atravé s da execução de ensaios de compress ão axial em paredes constituídas por blocos 37 cerâmicos com furos verticais, Gomes relata a ocorrência de ruptura por tração de nervuras internas dos blocos, provavelmente causadas pela deformação transversal da argamassa. De maneira geral, a exemplo do que foi citado para os tijolos maciç os, a fissuração típica das paredes axialmente carregada é vertical, salvo exceções onde possam ocorrer o esmaga mento da argamassa de assentamento, o esmagamento do tijolo maciço ou a fratura localizada de uma nervura muito esbelta de um bloco com furos horizontais.

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Além da forma geométrica do componente de alvenaria, diversos outros fatores intervêm na fissuração e na resistência final de uma parede a esfor ços axiais de compressão, tais como: resistência mec ânica dos componentes de alvenaria e da argamassa de assentamento; módulos de deformação longitudinal e transversal dos componentes de alvenaria e da argamassa; rugosidade superficial e porosidade dos componentes de alvenaria; poder de ader ên cia, retenção de água, elasticidade e retração da argamassa; espessura, regularidade e tipo de junta de assentamento e, finalmente, esbeltez da parede produzida. 38 Em trabalho efetuado sobre alvenarias de blocos sílico-calc ários, Sabbatini resume conside rações de diferentes pesquisadores sobre essas fontes de variação no comportamento final das alvenarias, através das quais chega-se ás seguintes conclusões mais importantes:

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a) a resistência da alvenaria é inversamente proporcional á quantidade de juntas de assentamento;

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Atuação de sobrecargas - 59

Figura 52 — Alvenaria (parcialmente encoberta por prancha de madeira) ensaiada à compressão axial: íf ssuração predominantemente vertical, causada pela deformação transversal da argamassa de assentamento

b) componentes assentados com juntas em amarração produzem alvenarias com resist ência significativamente superior àquelas onde os componentes são assentados com juntas verticais aprumadas;

c) a resistência da parede não varia linearmente com a resistência do componente de alvenaria e nem com a resistência da argamassa de assentamento; d) a espessura ideal da junta de assentamento situa-se em torno de 10 mm.

O principal fator que influi na resistência á compressão da parede é a resistência á compressão do componente de alvenaria; a influência da resist ência da argamassa de assentamento é, ao contrário do que se poderia intuir, bem menos significativa. Pesquisas desenvolvidas no BRE(39), tomando como referência a resistência â compressão de uma argamassa 1:3 (cimento e areia, em volume), revelam que o emprego de argamassas 90% menos resistentes que a de referência redundam em alvenarias apenas 20% menos resistentes que a de refer ência, assentada com argamassa 1:3. A Figura 53, a seguir, ilustra as variações observadas.

Como regra geral, de acordo com Sahlin (16), a resistência da parede em situações normais

ficará compreendida entre 25% e 50% da resistência do componente de alvenaria. Diversos estudos experimentais já foram desenvolvidos em várias partes do mundo, buscando-se correlações entre as resist ências mec ânicas dos componentes de alvenaria, da argamassa de assenta-

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60 - Trincas em edif ícios

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4.4 Configurações típicas de fissuras em alvenarias, devidas a sobrecargas Em trochos contínuos do alvenarias solicitadas poi sobieoargas unrtoimemonto distribuídas, dois tipos caracter ísticos do trincas podem surgir a) trincas verticais (caso mals típico), provenientes da delormaç Ao lrans\ eisat via aiyiamassA sob ação das tensões do compressão, ou via He\ ão local dos ovMnrvnentcs via aKcnaua (Figura 58)

.

b) trincas horizontais, provenientes da rupluta por compressão do componentes vie alvenaria ou da pr ópria argamassa de assentamento, ou ainda do solleilAvjóos vle tlevwompressAo da parede, conforme reprosontado na Figura 59

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64 - Trincas em edifícios I

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Além da fissuração da parede carregada, outros fenômenos poderão ocorrer: no caso de alvenarias constituídas por blocos cerâmicos estruturais, com furos dispostos verticalmente a deformação transversal da argamassa de assentamento poder á provocar a ruptura por nervuras internas dos blocos, conforme já exposto anteriormente. Nessa hipótese alem de fissuras verticais, ocorrer ão destacamentos de paredes externas dos blocos (Figura i

i

60).

A atuação de sobrecargas localizadas (concentradas) também pode provocar a ruptura dos componentes de alvenaria na região de aplicação da carga e/ou o aparecimento de fissuras inclinadas a partir do ponto de aplicação (Figura 61); em função da resistência â compressão dos componentes de alvenaria é que poderá predominar uma ou outra das anomalias citadas.

Nos painéis de alvenaria onde existem aberturas as trincas formam-se a partir dos vértices dessa abertura e sob o peitoril; teoricamente, em função do caminhamento das isostáticas de compressão, a configuração das fissuras em uma parede assentada sobre suporte indeformável é a apresentada na Figura 62. Essas trincas, entretanto, poder - se -ão manifestar segundo diversas configurações, em função da influência de uma gama enorme de fatores intervenientes , tais como: dimensões do painel de alvenaria, dimensões da abertura, posição que a ocupa no painel, anisotropia dos materiais que constituem a alvenaria, dimensõesabertura e rigidez de vergas e contravergas etc. A maior deformação da alvenaria e a eventual deformação carregados da parede (fora das aberturas) , contudo , originam do suporte nos trechos mais nos casos reais trincas com as configurações indicadas na Figura 63.

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,íS£ de alguns blocos.

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i

Rgura 61 - Ruptura a partir desse ponto

.

„ localizada da alvenana sob o pon b

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de aplicado da ea

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”

66 - Trincas em edifícios

Figura 62

solicitada por sobrecarga vertical

—

parede Fissuração teórica no entorno de abertura, em

—

Fissuração típica (real) nos cantos das aberturas, sob atuação de sobrecargas

Figura 63

4.5 Fissuração de telhas de fibrocimento causada pela concentração de tensões

nas regiões de fixação

Além dos componentes em concreto armado e das alvenarias anteriormente analisados, diversos outros componentes das edificações estarão sujeitos á fissuração devida â atuação de sobrecargas ou concentração de tensões (revestimentos de pisos, peitoris, placas de vidro . etc.).

Um caso interessante de se analisar, contudo, é a fissuração de telhas ou canaletes de fibrocimento fixados através de parafusos ou ganchos met álicos; nas regiões onde são instalados esses acessórios de fixação ocorrem concentrações naturais de tensão, por diversas solicitações (ação do vento, movimentações higrotérmicas do fibrocimento etc.). Uma causa bastante comum da fissuração desses componentes, entretanto, é o excessiy aperto aplicado inadvertidamente pelo telhadista ao acessório de fixação, induzindo a formaç a de fissuras a partir dele (Figura 64).

Outro fenomeno que pode provocar a fissuração de componentes de fibrocimento, no caso mais espec í fico de telhas onduladas, é a movimentação higrosc ópica relativamente acentuada do material (vide Tabela 5 ) . Ao receber chuva ocorrerá absorção de água a partir da superfície exposta da telha, criando-se ao longo de sua espessura um gradiente de umidade que tender á a provocar o arqueamento da telha (superf ície exposta mais úmida, maior expansão do material) -

Scanned by CamScanner

Atuação de sobrecargas 67 -

Figura 64 fixaçUo

—

Fissura em cana!ete de fibrocimento provocada pelo excessivo aperto do acessório de

Em funçáo da intensidade da movimentação (regulada por propriedades físicas como capilaridade, porosidade etc ) , da resistência mec ânica do fibrocimento, das dimensões do componente e do tipo de fixação adotado, poder á ocorrer a fissuração da telha nas ondas de fjxaçáo (onde se verificam as concentrações de tensão anteriormente mencionadas) ou mesmo em ondas intermediárias .

Scanned by CamScanner

Capítulo fi

Fissuras causadas

por deformabilidade excessiva de estruturas de concreto armado:

mecanismos de formação e configurações típicas

es sobre a deformabilidade de componentes submetidos à flexão

51 Consideraçõ

ção da tecnologia do concreto armado, representada pela fabricação de aços Com a evolu limite de elasticidade, produção de cimentos de melhor qualidade e desenvolcom grande métodos refinados de c álculo, as estruturas foram se tornando cada vez mais vimento deque torna imperiosa a análise mais cuidadosa das suas deformações e de suas flexíveis, o respectivas cons ©c|u©ncias.

Não se têm observado, em geral, problemas graves decorrentes de deformações causadas por solicitações de compressão (pilares), cisalhamento ou torção; a ocorrência de flechas em componentes fletidos tem causado, entretanto, repetidos e graves transtornos aos edif ícios, frequentes problemas verificando-se, em função da deformação de componentes estruturais,ou lajes de cobertura, gua calha vigas ç á , empo em de amento caixilhos de de compressão paredes em . destacamento de pisos cer âmicos e ocorrência de trincas Vigas e lajes deformam- se naturalmente sob ação do peso próprio, das demais cargas permanentes e acidentais e mesmo sob efeito da retração e da deformação lenta do concreto. Os componentes estruturais admitem flechas que podem não comprometer em nada sua própria esté tica, a estabilidade e a resist ência da construção; tais flechas, entretanto, podem ser incompat íveis com a capacidade de deformação de paredes ou outros componentes que integram os edifícios.

A norma brasileira para projeto e execução de obras de concreto armado máximas flechas permissíveis para vigas e lajes (alínea C, item 4.2.3.1):

( 25)

estipula as

s) “ as flechas medidas a partir do plano que contém os apoios, quando atuarem todas as ações, não ultrapassarão 1/300 do v ão teórico, exceto no caso de balanços para os quais não ultrapassarão 1/150 do seu comprimento teórico"; b) “ o deslocamento causado pelas cargas acidentais não será superior a 1/500 do vão teórico e 1 250 do comprimento teórico dos balanços".

^

Ainda em seu item 4 2 3 a NBR 6118 estipula que no cálculo das flechas deverão ser levadas em conta a retração e à deformação lenta do concreto; faz-se uma breve menção de que

no Projeto, especial atenção deverá ser dada â verificação da possibilidade de ser atingido ser prejudiciais 0 estado de deformação excessiva, a fim de que as deformações nao possam a estrLJtura ou a outras partes da construção". ática, parece que essa recomendação da norma NBR 8118 nâo tem«Uo a M d a 0 POr parte dos calculistas brasileiros, presenciando - se frequeniteme em alvenarias provocadas pelas flechas dos componentes es?! tico, sem considerar -se elástico de seguranç a, faz-se em geral a verificação das flechas no regime

pr

^

aia

Scanned by CamScanner

^^ UI

Semroroiderar

r 70 - Trincas em edifícios ; nesse último aspecto normalmente ? o lenta do concreto da Deca e a deformaçã s ?0es sobre as propriedades em que a estrutura será são ne ige ciad e a idade colocada gado, as condições climáticas do local da obra em serviço. ômeno da deformação lenta do concreto, Diversas instituições de pesquisa t êm estudado o fen . Tais influências são indicadas considerando a influência dos fatores que foram mencionados pelo Building Research Station nas Figuras 65, 66 e 67 a seguir, conforme dados obtidos . para concretos com agregados normais, isto é, rocha britada fjeenrac ão

constdera

^ ^ °

^

6

CONSUMO DE CIMENTO

5




a9

Destacamento de Piso cerâmico devido

• • *. *

•

à excesswa deformação

*

da laje

:

Capítulo 6 Fissuras causadas por recalques de fundação: .

mecanismos de formação e configurações típicas

6.1 Considerações sobre a deformabilidade dos solos e a rigidez dos edifícios

,

solo^aDreslntando IfrnrSf **

edí icios eram dimensionadas pelo critério de ruptura do solo, apresentando as construções cargas que geralmente não excediam a 500 Tf An mesmo tempo que as estruturas iam ganhando esbeltez conforme enfocado no anteganhando ma or altura chegando -se em nossos dias a obras cuja carga à chegou a atingir 20.000 Tf . Dentro desse quadro, é imprescindível uma o çsolo ijá total sobre n mudança de postura para o cálculo e dimensionamento das fundações dos edif ícios

,

nllf

Oe acordo com

capftSo

.

-

.

Vitor Mello(48), apenas em argilas de baixa plasticidade o critério de c álculo

-

condicionante é o de ruptura (principalmente perante carregamentos r ápidos como os verifica dosem silos, descimbramento de pontes etc ); já em

--

SfeeSS STW» s condicionante

,

1 ciemes de a«0

-^ nténo

para sapatas muito peque , automaticamente passa a ser condicionante o critério de recalques ó pode ser

.

ptora

A capacidade de carga e a deformabilidade dos solos nâo são constantes, sendo função dos seguintes fatores mais importantesí

.

tipo e estado do solo (areia nos vários estados de compacidade ou argilas nos vários -estados

de consistência);

- disposição do lençol freático;

-intensidade da carga. tipo de fundação (direta ou profunda) e cota de apoio da fundação; - dimensões e formato da placa carregada (placas quadradas, retangulares, circulares); %

~~ interfer ência de

fundações vizinhas.

~ nartículas sólidas, entremeadas por água ar e 0s solos são constituídos basicamente P P , em al d cargas nao ^ras vezes material orgânico. Sob e 9 externas todos os solos J diferenciadas deformaQ0es sejam ou menor proporção, se deformam. s Noj tgnsões de grande intensidade ser ão introduaparecimento de trincas. da mesma podend gerar o ques deconem essenc nente Se o soto for ma areiacornPacta„ ieca argila uma aatuanteed0 de deformaçõ aqe de forma unça ç a por es mudan enle provenientes da \ques sà0 do solo. No rec os Q moleS caso de ôes das fundações ten er de lensoe sua redução de presente volume, já Q a percofar pressões m para regiões sujei

£ *£

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| duJ solosJoto

.

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das

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84 - Trincas em edif ícios

Denomina-se "consolidação'' ao fenômeno de m

parais

eentg01

^ ^ ^^ danf

? solos menos permeáveis como as argilas a consolicurtos ap0s serem solicitados; já camadas de gadas dação ocorre de maneira bastante lenta, ao longo de vários anos. Mesmo . de argila entre maciços rochosos estarão sujeitas a esse fenômeno só do tipo de solo, Para as fundações diretas a intensidade dos recalques dependerá nao a , onde mas também das dimensões do componente da fundação. Para as areias , existe de carga e o módulo de deformação aumentam rapidamente com a profundidade a tendência de que os recalques ocorram com mesma magnitude, tanto para placas estreitas quanto para placas mais largas (Figura 81 ).

capacidade

Para os solos com grande coesão* 49 , onde os par âmetros de resist ência e deformabilidade não variam tanto com a profundidade, pode -se raciocinar hipoteticamente que uma sapata com maior área apresentar á maiores recalques que uma outra, menor, submetida â mesma pressão, pois o bulbo de pressões induzidas no terreno na primeira sapata alcanç a maior profundidade. Na Figura 81 representa-se esse comportamento hipot ético atravé s de gráficos pressão x recalque para placas com diferentes dimens ões.

*

PRESS Õ ES c* CV

O

PRESSÕES

”

^

SAPATV LARGA

CA LU

I

I I

SAPATA ESTREITA

I I

I

I

I SAPATA LARGA

SAPATA ^ ESTREITA

CA UJ

O

O

o LU a.:

O LU

cr

ARGILA

Figura 81

CT “ r

C r

O

T

AREIA

— Gráficos teóricos pressão x recalque de sapatas apoiadas em argilas e areias

>

(49

Na realidade, segundo Bowles 50 , o módulo de deformação Esdo solo e a própria profundidade de influ ência da fundação variam com uma série de propriedades do solo, principalmente com a estratificação de camadas, a massa específica do solo e eventuais estados de pré -adensamento. Em razão disso, a predição do verdadeiro módulo de deformação do solo e, em consequência, a avaliação do recalque real que ocorrerá na sapata carregada é tarefa bastante dif ícil.

**

Para as fundações profundas onde, at é bem pouco tempo, supunha-se não serem importantes os recalques diferenciados, a prática vem demonstrando que existem situações particularmente desfavor á veis, onde podem ocorrer recalques bastante significativos. Mello 48 cita como exemplos dessas situações o efeito de agrupamento de estacas, as estacas flutuantes e as estacarias muito profundas; lembra ainda que o máximo atrito lateral mobilizado ocorre para pequenos recalques, independentemente do diâmetro do componente de fundação, ou seja, ultrapas -

* *

S3

Scanned by CamScanner

Recalques de fundação - 85

sados esses pequenos limites haver á uma

intensos.

grande probabilidade de

ocorrerem recalques

Um outro fator importante que regula o comportamento das fundações profundas é o atrito SObre seçôes de e e aterroeste fenômeno

SET?

âSSsS = «KSSSãr '

B S 5 5 carga solo um acr ,

zido por

é scimo de tensões de atrito

proveniente do peso do solo em movimento descendente, traduao longo das paredes das estacas (Figura 82).

0 adensamento da camada de argila pode provir, além do lanç amento de aterros, de outras fontes: construção de novos edif ícios adjacentes á estacaria e apoiados em fundações rasas, acréscimo de pressões efetivas devido a um rebaixamento do lenç o freático etc. Conv m é frisar ainda que mesmo sem qualquer desses carregamentos externos, o simples amolgamento provocado pela pr ópria cravação das estacas pode ser responsável pelo atrito negativo, visto que as argilas pouco consistentes tomam a adensar sob seu peso próprio após amolgadas. AT Ê RRO

rNA \I3

^

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ARGILA MOLE

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Figura 82

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AREIA COMPACTA ••••*“ »

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I

M

Atrito negativo em estacas, peto amolgamento da camada de argila mole

0 comportamento do edifício ante a ocorrência de recalques diferenciados depende de interações extremamente complexas entre sua estrutura, a estrutura da ção e o solo de suporte Nesse sentido uma estrutura poderá ter comportamento flexível quando apoiada sobre um solo pouco deformável, ao passo que tender á a comportar -se como um corpo r (gido se apoiada em solo muito deformável. Em geral, ante a açào de recalques diferenciados, há grande probabilidade das estruturas lineares desempenharem -se de maneira flexível, predominando nas paredes de fechamento tensões de cisalhamento, enquanto que as alvenarias Portantes, não armadas, apresentam comportamento muito ma s próximo da rigidez.

funda

.

i

Assumindo comportamento elástico para instituída por sapatas corridas e adotando modelos teares QUe corr ® MacLeod e Abu-EI-Magd(S1) analisaram as tensões e dcformaçõesque

teorfcamerté °oconefiS teo

^

’Pantica a que chegaram Bowles*505 e Perloff ' (

• ;

Do pomo de vista qualitativo, contudo, algumas conclusões importantes foram obtidas com Sse sstudo. A seguir algumas delas:

'1 i

,

.

.

"J

>•

•• V*

.

••

:

i

r .

.

*

y

86 - Trincas em edif ícios

— a falta de homogeneidade do solo ao longo de edifícios muito extensos, com carregamento

uniformemente distribuído, é provavelmente o fator mais importante na ocorr ência de recalques diferenciados que provocar ão a fissuração das paredes;

—

em paredes com altura "h" e comprimento "b" entre contraventamentos, providas de janelas / h > 0, 4 ou bw / b > 0, 4 farão com que com altura "hw" e comprimento "b ", relações h„ * os trechos de alvenaria sobre as aberturas comportem-se francamente como vigas, predominando as tensões de tração no centro das aberturas e as tensões de cisalhamento nas proximidades dos apoios; para essa configuração de aberturas, em edif ícios umformemente carregados apoiados sobre solos homogéneos, as tensões máximas ocorrer ão nas "vigas" superiores, nas extremidades da obra (regiões onde aparecem os maiores esfor ç os cortantes); se o edif ício apresentar um carregamento maior na sua região central, as tensões m áximas desenvolver -se-ão nas " vigas" centrais;

—

—

o comportamento do edif ício só se torna mais flexível , propiciando, portanto, melhor absorção das tensões introduzidas pelos recalques, mediante o aumento do seu comprimento; a adoção de aberturas com grandes dimensões ( hw / h > 0, 4 ou bw /b >0,4), o que aparentemente diminui a rigidez da obra, torna-a ainda mais suscetível ás tensões de cisalhamento que se desenvolvem ao redor das aberturas;

—

a introdução de armaduras na alvenaria pode melhorar sensivelmente seu comportamento frente ás tensões de tração e de cisalhamento, mesma conclusão a que chegaram Pereira da Silva(36) , Gomes( 37 e Pfeffermanr/ 44 através de estudos experimentais.

,

*

De acordo com Bjerrum< 53 ) , exatamente em função da dificuldade de prever -se a real distribuição de pressões num solo constituído por camadas compressíveis heterogéneas, a previsão correta dos recalques diferenciados só poder á ser feita por meio de intensas observações de campo. Analisando diversos casos de recalques ocorridos em edif ícios uniformemente carregados, apoiados sobre camadas de solo com alturas bem regulares, Bjerrum verificou que, para as areias, os recalques diferenciados são da mesma ordem de grandeza dos recalques absolutos; já para as argilas este comportamento é distinto, traduzindo o autor o resultado de suas investigações no gráfico apresentado na Figura 83.

?

MÁ XIMO RECALQUE ABSOLUTO ( c m )

Figura 83

—

Variação dos recalques absolutos e diferenciados, em edifícios assentados sobre argilaslUI

Scanned by CamScanner

J

Recalques de fundação - 87

g 2 Modelos para a estimativa de recalques

« granãesdesafiSsoara a ecâ é ? razoavelmentetojfumdos £2timativas ?*". * dos ? Solos A rigor• , .J precisas só da execu çâ o de provas de carga. ainda assim apenas para os recalques imediato? jnvar avelmente nos recalques diferen, na ' v áfidann ? falta de indica es falta ciados"parece vanaa , 'a tentativa de á-los admio solo par âmetros elásticos com valores aproximados nessa tindo circunstância

^

poderiam

pç

^

, oareM parai

çõ

nica

q U a S e qUe mais precisas

quantific

;

, supõe-se s a Previsao dos recalques absolutos seriam aproximadamente que os err os mesmos , podendo-se ent ão ter uma idéia do risco da ocorrência de recalques diferenciados na obra.

°

2

6.2.1 Recalques de sapatas apoiadas em argila

0 modelo clássico da teoria da elasticidade, para sapatas rasas apoiadas em solos coesivos saturados, é: A H= p . B

onde; AH

( ní ) •

= recalque;

'

p

= pressão de contato da sapata;

B

= menor dimensão em planta da sapata;

Es

= módulo de deformação do solo;

n

= coeficiente de Poisson do solo;

(24)

Cd = coeficiente de forma e rigidez da sapata, apresentado na Tabela 6. Diversos autores já propuseram modificações para essa f órmula clássica, em função da pre-

sença de camada indeformável na zona de influência do bulbo de pressões, da disposição

estratificada das camadas de solo, do recalque lento que ocorre em razão da consolidação

do solo coesivo e da cota real de apoio da sapata. Neste último caso, conforme citação de Bowles 50 , Fox propõe que o recalque imediato, calculado pela equação 24, seja corrigido P r um coeficiente multiplicativo F , que pode ser obtido pelo gráfico apresentado na Figura 3

°

**

^ 2 2 Recalques de sapatas apoiadas «m areia •

ta desenvolveu uma formulação que leva em *?onta a c? Schmertmann citado nor Perloff ência do recalque Zdo apoio20naSadesapinfluêa.nciaa Sorr do bulbo de presas estimativa de Co "L quase que ponto a ponto a (52)

” duas'vezes^ '

^estratiicadai'

podendo-se considerar aamadas ao * do módulo de deformação do solo.

'iargura 'sapa'MBlTpsto teoria da ew'icidade.'cocaM

o vaiorda

^

^

xima

a a má

88 - Trincas em edif ícios Tabela 6 — Coeficiente de forma e rigidez Cd para sapatas (Perloff

Forma

referência 52)

Sapata

Sapata flexível

Compr. (L)

centro

canto

m édia

rígida

circular

1,00

0, 64

0,85

0.79

quadrada

1,12

0, 56

0,95

0,99

1.5

1,36

0,67

1.15

1,06 *

2

1,52

0, 76

1,30

1, 20*

3

1,78

0, 88

1,52

5

2,10

1,05

1,83

1,70*

10

2,53

1 , 26

2,25

2, 10 *

100

4,00

2,00

3,70

3, 40*

1000

5, 47

2, 75

5,15

Largura (B)

retangular

( * ) de acordo com Bowles m 1.0 í

to li. UJ O

.9


o 0|0« op ovOminojop op io|oi

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htfrolti /

MAxirno alrito lateral dofionvolvldo (KPn)

Confine do unjHa ( KIM )

luhtilno ilu oonciolo,

0

0 - 3/

oarnlna, om contain

37 - 7fl

com M 11 ) 1111

/ 11

- 34

14 - 50 50

14 /

-

04

.

0.2 1) Hocnlquou om onlnonu

Pam u provluAn do recalques om nuluen Ponlou o Ii/ivlu'^ desenvolveram urn modelo basoado no módulo do dofonnnçrio do motorlol conslllulnlo do osteon, no módulo do deformação aaolm o rocalquo bá3lco < do nolo o no ( joomolrln do noç Ao Iraiiuvoruul do estaco, celoulnndo ástico, corn coeficiente el , porlollornonlo i o ( AH ) do umn onlnon li olndu om oiril espaç lolinllo ) ( do I'olr r on ft. - ,! > , A pnrtlr do recalque bAsloo, on ouloron desenvolveram oxtonsa formulação, odolondo Interns do corrnç Ao pura oii dlvumotj vnriAvols envolvidas (coeficiente do Poisson mol, cummin flnlln do nolo, roululAncle do ponto do ostacu ole. ). (l

.

..

.

i

A pnrtlr do roculquo cfilculodo porn o enlace Individual, Poulos o Davisdosonvolveram um mólodo llorallvo do crtlculo para a dolorrnlnnçâo da Influòncia quo ostacas vizinhas oxercom ummi sobro an outran, produ/ lndo no arjnlm a (ormulaç rio quo pároco sor hoje a mais eficiente porn a prodlgAo do roculquo rk; onlncnn agrupada»; a oxtonsÁo dessa metodologia, baseada num riúmoro multo orando do Atracou, Importo nua aprosontnç Ao nosso trabalho,

i

.

i

0.2 0 Entlrnatlva dou parAmotrou olAntlcon do nolo

Como |A í;O pódo notar , Iodou ou rnodolo» analítico» desenvolvido» baseiam - so nas proprie* dados olrtullcao do solo (E o / A ) , do dlllcil quantificação. O rnó todo quo pároco estimar com * ódulo rto rJoformaç Ao rjo solo ó aquolo quo so baseia no ensaio maior procluAo o valor do m Irlnxlnl om amoulrau Indolormadau o conduz, segundo Bowles , a valores que podem sor 1 a 1 ,6 vo/ os Inforloroo ao valor real rio módulo do doformaçáo do solo, O autor fornece ainda a ordorn tio grnndozu do módulo do doformaç Ao o do cooficionto do Poisson de diferentes solos, conformo a Tabola 0,

^

Tnboln 0

—

Módulo do do /ormnç/í o o coo /lclunlo do Poisson pnrn dlforonlo3 solos, segundo Bowles

Módulo do doíormaç Ao E,(MPfl) Argila mullo rnolíí * molo

édia -- mdura •

uronoco

Arola

filltosa • fofa •

•

compacta

Afola/podregulho • loto

- compacta

Cooficionto do Poisson fj. 2 5 15 50 25

--- 50 100 -- 250 15 25

- 21 10 - 24 4 J - fi 1 7

Í

45 00

-

144

- 102

( * ) Indico do vazios cornpruoridido entre 0,4 a 0, 7

Scanned by CamScanner

Artjlla - unturnda • riAo snlurndn •

arenosa ulliosa

0,4 0, 1 0,2 0,3

Areia •

danou

e oroosa fofa* o fina

• fofa*

-

Rochas • varia apenas orn lunç Ao do tipo da rocha

- 0,5 - 0,3 - 0.3 - 0,35 -

0,2 0,4 0, 15 0, 25

0,1

j

-0, 4

: i

i

X-

Recalques de fundação - 93 da inexatidão dos valores obtidos através do ensaio triaxial, e também porque tP função ensaio é relatrvamente elevado, vem - se desse custo tentando 0 estabelecer o módulo de so os a partir de correlações com valores obtidos em Reformação dos ensaios de penetração d n ánnica (SPT ) ou ensaios de penetração de cone (R - "deepsounding"). Bowles(50) dá indicações de algumas dessas correlações, apresentadas na Tabela 9.

Tabela 9

—

Módulo de deformação do solo, em função de SPT ou í f p — Bowles 1501

Módulo de deformação do solo (EJ

Tipo de solo

E, = f (SPT): em KPa

E # = f ( RP ): na unidade de Rp

E, = 500 (SPT + 15) Ej * = 18.000 + 750 SPT

E, = 2 a 4 Rp E,“ « 2 (1 +

Areia argi' osa

Es = 320 (SPT + 15)

E, = 3 a 6 Rp

Are . a si.- tosa

E, = 300 (SPT + 6)

E, = 1 a 2 Rp

Areiapedregulho

E, = 1200 (SPT + 6)

Areia

Df2 ) Rp

E, = 6 a 8 Rp

Argila mole (*) segundo Vesic (’*) segundo D' Appolonia

O emprego dessas correlações deve ser efetuado com cuidado, verificando-se, em função de dados locais, qual a que produz melhor ajuste. Mello(40) considera bastante promissor o emprego de Rp para estimativa do módulo de deformação do solo, advertindo contudo sobre o perigo de empregarem-se "pseudocorrelações".

Outra maneira de estimar -se o valor do módulo de deformação do solo é a partir do coeficiente de reação Ks, obtido em prova de carga direta. Nessa circunstância, pela teoria da elasticidade, seria expresso por:

ES = KS . D (1 V ) . Cd onde:

(31)

= módulo de deformação do solo;

K,

= coeficiente de

p

= coeficiente de Poisson (estimado);

D

= diâmetro da placa de ensaio;

Co

= coeficiente

reação do solo;

de forma e rigidez da placa de ensaio (valores apresentados na Tabela 6).

6.2.7 Estimativa dos recalques a partir de prova de carga

Os recalques dos componentes de fundação poder ão ainda ser estimados diretamente a partir do recalque obtido na prova de carga, devendo-se nesse caso considerar a relação entre a dimensão da placa de ensaio e a dimensão real do componente de fundação; um ajuste comumente empregado é o seguinte:

/

m 3

94 - Trlnciw om ocilflMloti

At I - Al l

m

/

- roc3Blquo do oompononlo do fundngAo;

All

ondo:

„ /Ml HI y

-

AHP II

-

Bn

«

rocnlqtio da plncn; lurgura do compononlo do lundngAo; Inrqurn dn plncn (norninlmunlo 0,3 m),

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6.3 Conllguraçõos liplcos do Irlncns causadas por rocnlquos do (undaçáo

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Figura 96 Recalques diferenciados entre pilares: surgem trincas inclinadas na direção do pilar que sofreu maior recalque

de recalques localizados. Segundo o BRE(58) , estes recalques, bastante comuns por causa da saturação do solo pela penetração de água de chuva nas vizinhanças da fundação, podem também ocorrer pela absorção de água por vegetação localizada próxima â obra, conforme ilustrado na Figura 97.

Além das fissurações anteriormente tipificadas , fissuras com outras configurações, em função de recalques diferenciados poderão provocar diversas variáveis: geometria das edificações e /ou do componente, tamanho e localização de aberturas, grau de enriieçimento da construção (emprego de cintamentos, vergas e contra -vèrgásj, eventual presença de juntas no edifício etc. Nas figuras a seguir são apresentadas alguma s em recalques de fundação, variações das primeirasoutras configurações de fissuras originadas .

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100 - Trincas cm odií fclos

Figuro 99 — Fissura de rocalquo horizontal: ocorrou praticnmento ruptura da fundação do pilar localiz ado entre as duns aberturas

Como regra geral, as aberturas das fissuras provocadas por recalques serão diretamente proporcionais ã sua intensidade; a estruturação do edif ício o todas as demai s condições de contorno , entretanto , t ôm influôncia tambóm direta na dimens ão da fissura e na extensão do problema . No coso comentado a seguir , por oxornplo, ocorreram recalques bastante signifi cativos num conjunto do sobrados geminados, com juntas de movimentaçã o a cada três sobrados. Numa dos ocorrências mais oxprossivas (Figuras 100 e 101), o sobrad o em processo de recalque praticamento encostou no sobrado vizinho , o que limitou a gravid ade do problema.

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a> Figuro 100 — Giro do sobrado no sontido anthhor à típica e aberturas pronunciadas; omporramonto riot contido polo sobrado vizinho; fissuras com inclinação dos caixilhos do pavimento térreo > I " ' * • .. *

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a argamassa e a base;

Através das equações apresentadas pode se depreender que o nível de fissuração da arga-

massa de revestimento será:

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diretamente proporcional ao seu índice de retração, â sua

—

inversamente proporcional ao seu módulo de

da camada;

com a base.

resistência á tração e â espessura

deformação e ao seu poder de aderência

Em outras palavras, portanto, as equaçõ es 39 e 40 indicam que, quanto maior o consumo de cimento ria argamassa, maior a potencialidade de formação de fissuras de retração no revestimento.

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Retração - 117 7.2.5 Retração de argamassas de assentamento de azulejos Os azulejos s ão peç as cer âmicas esmaltadas, com espessuras bastante reduzidas, e que devem ser assentadas com argamassas mistas de cal, cimento e areia. A quantidade de cimento adicionada á mistura deve ser, no entanto, extremamente reduzida. No caso de empregar -se um teor de cimento relativamente elevado, a argamassa de assentamento resultar á acentuadamente rígida, com pouca capacidade de deformação; sua retração provocar á nos azulejos um abaulamento(65) , ou seja, suas faces de assentamento ser ão solicitadas à compressão, e as faces esmaltadas à tração. Em função da intensidade dessas solicitações, as faces tracionadas poderão apresentar pequenas gretas, conforme ilustrado na Figura

121.

Figura 121 — Gretagem de azulejos provocada pela retração da argamassa de assentamento

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Capítulo 8 Fissuras causadas por alterações químicas dos materiais de construção: mecanismos de formação e configurações típicas

Os materiais de construção são suscet íveis de deterioração pela ação de substâncias químicas, principalmente as soluções ácidas e alguns tipos de álcool. Assim, edif ícios que abrigam f ábricas de laticínios, cerveja , álcool e açúcar, celulose e produtos químicos em geral podem ter seus materiais e componentes seriamente avariados por essas substâncias . Pela especificidade do tema, e também porque a patologia nesSes casos manifesta-se muito mais na forma de lixiviação e não na formação de fissuras, essas deteriorações não ser ão aqui tratadas.

Também não ser ão consideradas alterações nas cadeias poliméricas de tintas e plásticos expostos á radiação solar, onde a ação do ultravioleta, ao longo do tempo, provoca a microfismais voltado suração da película de pintura ou do componente plástico. O problema est á muito (66) para envelhecimento natural e durabilidade, conforme abordado por Flauzino . Independente da presenç a de meios fortemente agressivos, como atmosferas com alta concentração de poluentes e os ambientes industriais, os materiais de construção podem sofrer alterações químicas indesejáveis que redundem, dentre outras coisas, na fissuração do compo ções químicas de argamassas de revestinente. Não aprofundando muito no tema “ degenera 20 e 67) , ser ão enfocados a seguir tr ê s tipos de mento", assunto bem estudado por Cincotto alterações químicas que se manifestam com relativa frequência

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8.1 Hidratação retardada de cales t

Uma cal bem hidratada praticamente não apresenta óxidos livres de cal e magné sio; em contrapartida, as cales mal hidratadas podem apresentar teores bastante elevados desses óxidos, que sempre estarão ávidos por água. No caso a'e fabricação de componentes ou elementos com cales mal hidratadas, se por qualquer motivo ocorrer uma umidificaçáo do componente ao longo de sua vida útil, haver á a tendência de que os óxidos livres venham a hidratar -se, apresentando, em consequência, um aumento do volume de aproximadamente 100%(20>.

Em função da intensidade da expansão poderão ocorrer fissuras e outras avarias, em tudo semelhantes àquelas analisadas para o caso das dilatações térmicas (Capítulo 2) ou higrosc ópicas (Capítulo 3). Em argamassas de assentamento, por eixemplo, a sua expans ão pode provocar fissuras horizontais no revestimento, acompanhando as juntas de assentamento da , alvenaria. Essas fissuras ocorrer ão preferencialmente nas proximidades do topo da parede onde são menores os esforços de compressão oriundos do seu peso próprio, conforme ilustrado na Figura 122. i

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O efeito mais nocivo da hidratação retardada de cales manifesta-se, entretanto, nos revesti no mentos em argamassa, cuja expansão decorrente tende a produzir danos generalizados locais revestimento (além de fissuras, descolamento, desagregações e pulverulências). Em ção desagrega posterior e com a presenç a de gr ânulos isolados de óxidos ativos, a expansão do óxido resultará em pequenos buracos no revestimento (Figur a 123).

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120 - Trincas em edif ícios

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Fgura 122 — Fissuras horizontais no reuestimento pnnvcadas pela o\ pans lo da argamassa da

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» *> Figura 127 — Trincas e lascamenlos em pilar, em função da expansão do concreto provocada peia ação do sulfatos

ou do concretos mal adensados, as armaduras ficarão sujeitas â presença de água e de ar , podendo-se desencadear ent ão um processo de corrosão, que tende a abranger toda oxtonsão mal protegida da armadura. De acordo com C ánovas( 70) , a corrosão de armaduras nas estruturas de concreto s ão_ dficgr £fintpsr prepnndfiiantempntp df» processos eletroauí micos, caracterlsticos do corrosão em meio úmido, intensilicando-se com a presenç a de ele mentos agrossivos o com o aumento das heterogeneí dides.da estrutura', fãTs cõmo: ieração^ diferencial da peça, variações na espessura dojcobrimento de concreto e heterogeneidades do aço oi J mesmo das tensões a que'está submetido. '

Em termos do meios agressivos destacam-se os ambientes marinhos (ricos em (ons cloro), os solos com elevado teor de mat éria orgânica em decomposição (presenç a de á cido carbó nico) , os solos contaminados, as atmosferas poluídas de grandes cidades (íons enxofre provenlontos da queima de combustíveis de motores a explosão) e diversas atmosferas industriais(rofinarias de petróleo, indústrias de papel e celulose, cerveja etc . ). Também as paredes do galerias do esgotos domé sticos (Figura 128) são bastante suscetíveis de ataque, particu larmento acima do nível do efluente; nesse caso, o gás sulfldrico que se desprende do esgotocombina - so com o hidrogénio do ar, transformando-se sucessivamente em ácido sulfuroso o ácido sulf úrico. Os mecanismos de desenvolvimento da corrosão não são simples, neles interferindo diversos fntoros como a permeabilidade do concreto á água e gases, o grau de carbonatação atingido pelo concreto, a composição química do aço, o estado de fissuração da peç a e as caracte rlsticas do ambiente, principalmente no que tange à umidade relativa do ar e, conforme já foi dito, ã oventua! presenç a de íons agressivos . Neste último caso, deve -se dedicar especial cuidado ao omprogo indiscriminado de cloreto de c álcio como aditivo acelerador de pega, nôo só no que tange á concentração empregada, mas também no que diz respeito â homogeneização deste componente na massa de concreto. Segundo Helene pequenos teores do cloreto, concentrados numa determinada região da peç a, podem ser mais prejudiciais do que altos teores distribuídos de maneira uniforme e homogénea.

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Além dos componentes em concreto armado, diversos outros est ão sujeitos aos efeitos da corrosão. No caso de painéis pró - fabricados de concreto celular autoclavado, caso sejam armados, especial atenção dever á ser dada â proteção anticorrosiva da tela met álica, já

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