UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA “JÚLIO DE MESQUITA FILHO” FACULDADE DE ENGENHARIA CAMPUS DE ILHA SOLTEIRA GUILHERME AUGUSTO NASCIMENTO AMORIM ESTUDO DO COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DE LAJES TRELIÇADAS PRÉ- MOLDADAS ADICIONALMENTE REFORÇADAS COM TALISCAS DE BAMBU COM E SEM REFORÇO NA REGIÃO NODAL Ilha Solteira 2020 GUILHERME AUGUSTO NASCIMENTO AMORIM ESTUDO DO COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DE LAJES TRELIÇADAS PRÉ- MOLDADAS ADICIONALMENTE REFORÇADAS COM TALISCAS DE BAMBU COM E SEM REFORÇO NA REGIÃO NODAL Dissertação apresentada à Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira – UNESP como parte dos requisitos para obtenção do título de Mestre em Engenharia Civil. Área do conhecimento: Estruturas. Orientador: Prof. Dr. José Luiz Pinheiro Melges Ilha Solteira 2020 Amorim ESTUDO DO COMPORTAMENTO ESTRUTURAL DE LAJES TRELIÇADAS PRÉ?MOLDADAS ADICIONALMENTE REFORÇADAS COM TALISCAS DE BAMBU COM E SEM REFORÇO NA REGIÃO NODAL Ilha Solteira19/10/2020189 Sim Dissertação (mestrado)Engenharia CivilEstruturas Sim . . FICHA CATALOGRÁFICA Desenvolvido pelo Serviço Técnico de Biblioteca e Documentação Amorim, Guilherme Augusto Nascimento. Estudo do comportamento estrutural de lajes treliçadas pré-moldadas adicionalmente reforçadas com taliscas de bambu com e sem reforço na região nodal / Guilherme Augusto Nascimento Amorim. -- Ilha Solteira: [s.n.], 2020 189 f. : il. Dissertação (mestrado) - Universidade Estadual Paulista. Faculdade de Engenharia de Ilha Solteira. Área de conhecimento: Estruturas, 2020 Orientador: José Luiz Pinheiro Melges Inclui bibliografia 1. Bambu. 2. Concreto armado. 3. Análise numérica. 4. ABAQUS. 5. Flexão de quatro pontos. A524e DEDICO Dedico este trabalho aos meus pais, Eser Helmut Amorim e Rosemeire Leite do Nascimento. AGRADECIMENTOS Gostaria de agradecer aos meus pais, que por toda minha vida me deram suporte, mesmo em situações em que eu não podia notar. Agradecer também aos meus irmãos Vinicius e Larissa, que me acompanham de mais perto ou mais longe, sempre tentando me ajudar no que podiam. Gostaria de agradecer também ao meu orientador, Prof. Dr. José Luiz Pinheiro Melges, pela orientação e pela paciência, por ajudar e se fazer disponível, mesmo em meio à correria que a vida pode se tornar, e principalmente pela compreensão e companheirismo ao longo das dificuldades encontradas nestes dois anos de mestrado. Agradeço também ao Eng. Msc. Emerson Alexandro Bolandim, primeiramente pela ajuda na pesquisa, apresentando-me os meios e me ajudando a compreendê-los e aplicá-los. Também por, ao longo destes últimos dois anos, ter se tornado um amigo e conselheiro, partilhando comigo a experiência que a muito custo adquiriu nestes 10 anos como profissional. Deixo um agradecimento especial a todos os outros professores que, em maior ou menor grau, me ajudaram ao longo de toda a minha caminhada acadêmica, sendo exemplo, mentor, amigo ou conselheiro. Aos técnicos do laboratório, que sempre me ajudaram, diversas vezes evitando ou corrigindo erros que só a falta de experiência da minha parte poderia causar. Agradeço aos meus amigos, que partilharam da cidade de Ilha Solteira comigo ao longo destes anos, e que foram companheiros ao longo dos bons e dos maus dias, tornando este período mais leve e que a vida fosse melhor. Aos meus colegas de república Luiz Gustavo, Sherington e Alberto, por terem feito parte do dia a dia e compartilhado do teto, das refeições e da vida, nesses anos do mestrado. Um agradecimento especial aos alunos Ana Laura Damasceno Cavalheiro, Letícia de Oliveira França, Eduardo Sanches Cal e Luiz Otávio Bariani da Silva, por terem sido meus companheiros de laboratório durante toda a pesquisa. Sem a inestimável ajuda deles, não teria sido capaz de concluir o trabalho. Sou muito grato pelo esforço de cada um. Agradeço ao Prof. Dr. Rodrigo Barreto Caldas e ao departamento de Engenharia de Estruturas da UFMG, pela oportunidade de aplicar a análise numérica nos modelos experimentais, expandindo os horizontes da pesquisa. Agradeço ao Dr. Alex Otávio Sanches pela ajuda com os ensaios realizados no Departamento de Física e Química, ajuda que, embora breve, mostrou-se muito proveitosa e cujos frutos integram a pesquisa e facilitam a compreensão do todo. Agradeço também ao Prof. Dr. Antônio Ludovico Beraldo e ao Prof. Dr. Jorge Luiz Akasaki pelas contribuições e sugestões durante a fase de qualificação. Um agradecimento ao grupo de pesquisa de Materiais Alternativos de Construção (MAC), baseado na FEIS/UNESP e do qual faço parte, por toda a ajuda durante esse longo processo da minha transformação como aluno e pesquisador. Agradeço também às empresas ARTCON e JERUELPLAST pela disponibilização das fôrmas metálicas e espaçadores plásticos para execução das vigotas treliçadas. Por fim, à CAPES pelo financiamento desta pesquisa. RESUMO O consumo excessivo de materiais usuais de construção ao longo dos últimos séculos tem tornado necessária a busca por materiais renováveis. Neste cenário, o bambu se apresenta como uma planta com rápido crescimento, elevada resistência mecânica, baixo peso específico, excelente versatilidade e a não-necessidade de efetuar seu replantio. O bambu pode ser utilizado como estrutura temporária e permanente, tais como sistemas de escoramento, coberturas, pontes e passarelas. O bambu pode também ser incorporado às estruturas de concreto armado de modo a aumentar a resistência em regiões tracionadas. No entanto, torna-se necessário, devido ao comportamento higroscópico e heterogêneo do bambu, aplicar-se tratamentos de impermeabilização. O presente trabalho estudou o comportamento estrutural de lajes treliçadas pré- moldadas unidirecionais com adição de bambu como um elemento adicional de reforço à armadura treliçada, focando também no efeito estrutural do uso de reforços colados na região nodal do bambu. Os colmos de bambu da espécie Bambusa vulgaris foram usinados e impermeabilizados com látex proveniente de seringueiras; algumas taliscas foram reforçadas na região nodal, visando aumentar a resistência mecânica à tração e melhorar a condição de sua aderência ao material concreto. Os resultados obtidos apontaram para o efeito positivo do látex como impermeabilizante, fornecendo também resultados confiáveis quanto à resistência ao descolamento por cisalhamento na ligação bambu-concreto, o que corrobora com os resultados obtidos em pesquisas anteriores. O uso de reforço na região dos nós proporcionou um aumento da capacidade resistente da talisca. O uso de reforço adicional de bambu como armadura positiva proporcionou um aumento do momento fletor necessário para obtenção do ELS de deslocamento excessivo, porém, apresentando resultados inconclusivos quanto ao ELU. O uso de simulações numéricas apontou para um possível descolamento entre o bambu não reforçado na região nodal e o concreto, anterior à uma ruptura localizada do bambu ou falha no modelo. Palavras-chave: Bambu. Concreto. Lajes treliçadas pré-moldadas. Tração. Ensaios de flexão. Látex de seringueira. ABAQUS. ABSTRACT The excessive consumption of usual construction materials during the last centuries has made necessary the search for renewable materials. In this scenery, bamboo presents itself as a plant with fast growth rate, high mechanical strength, low density, versatility, and no need of replantation. It can be used in temporary and permanent structures, such as shoring systems, roofs, bridges, and walkways. The bamboo can also be incorporated into concrete structures in a way that it can improve the tensile strength. However, it’s necessary to make waterproofing treatments, due to its hygroscopic and heterogenous behavior. This research studies the structural behavior of lattice slabs with bamboo splints as additional reinforcement to the conventional steel bars reinforcement, focusing also on the structural effect of the node reinforcement. The Bambusa vulgaris culms were splinted and waterproofed with rubber trees’ latex; some of the splints were reinforced on their nodes, aiming tensile strength improvement and better adherence to concrete. Results points to a positive effect over the use of latex as waterproofing agent, with a reliable shear strength results on bamboo-concrete detachment, which corroborates the data on previous research. The use of node reinforcement provided additional tensile strength to the bamboo splints. The use of bamboo splints as additional positive reinforcement provided additional stiffness in service loads, despite presenting inconclusive results over stiffness on rupture loads. With respect to the tested models, numerical simulations pointed to the detachment in the bamboo-concrete interaction’s surface, before structural failing of the model. Keywords: Bamboo. Concrete. Lattice slabs. Tension. Bending tests. Rubber’s tree Latex. ABAQUS. LISTA DE FIGURAS Figura 1 - Dimensões e tolerâncias para vigotas treliçadas..................... 23 Figura 2 - Vista da treliça metálica........................................................... 23 Figura 3 - Lajotas tipo cerâmica e EPS.................................................... 25 Figura 4 - Comportamento típico de elementos de concreto armado...... 27 Figura 5 - Seção transversal da nervura e modelo simplificado............... 27 Figura 6 - Seção transversal de viga "T" em Estádio I............................. 29 Figura 7 - Seção transversal em "T" no estádio II.................................... 29 Figura 8 - Diagrama de dosagem - Modelo de Comportamento.............. 34 Figura 9 - Definição das dimensões do modelo (unidades em cm) ........ 35 Figura 10 - Protótipos confeccionados por Sousa (2014) ......................... 35 Figura 11 - Esquema geral de ensaio de Sousa (unidades em cm) ......... 36 Figura 12 - Seção transversal das lajes (unidades em cm) ....................... 37 Figura 13 - Resultados de momento fletor por deslocamentos (SOUSA, 2014) ....................................................................................... 39 Figura 14 - Momento fletor x Deformação no concreto e no aço na LC2 e LR2.......................................................................................... 41 Figura 15 - Indicação do domínio de deformação do ELU das lajes ensaiadas................................................................................ 42 Figura 16 - Seção do colmo com suas partes e denominações................ 44 Figura 17 - Tensão x deformação G. angustifolia com nó (a) e sem nó (b)............................................................................................ 50 Figura 18 - Dimensões indicadas pelo INBAR para ensaio de resistência à tração paralela às fibras do bambu (unidades em mm) ................................................................................................. 51 Figura 19 - Recortes de tiras de 4 e 6 mm na seção do colmo de bambu...................................................................................... 52 Figura 20 - Casa (a) e tubulação de irrigação (b) em bambu.................... 56 Figura 21 - Vista externa (a) e interna (b) da Catedral de Pereira, Colômbia................................................................................. 57 Figura 22 - Ciclo de expansão e contração do bambu e descolamento do concreto.................................................................................. 61 Figura 23 - Comparação dos impermeabilizantes..................................... 64 Figura 24 - Corpo de prova seccionado..................................................... 65 Figura 25 - Gráfico Tensão x Deformação, até o início do escorregamento.................................................................... 67 Figura 26 - Reforços nodais de Tsutsumoto.............................................. 67 Figura 27 - Ensaio de arrancamento: Tensão normal................................ 69 Figura 28 - Armaduras das vigas, com e sem adição de taliscas de bambu...................................................................................... 70 Figura 29 - Gráfico comparativo do momento fletor máximo suportado.... 71 Figura 30 - Momento fletor x Deslocamento.............................................. 72 Figura 31 - Momento fletor x deformação em viga BAMBU e viga BAMBU REFORÇADO.......................................................................... 73 Figura 32 - Curva granulométrica da areia................................................. 75 Figura 33 - Curva granulométrica da brita.................................................. 76 Figura 34 - Sistema de aquisição de dados............................................... 80 Figura 35 - Corte (a) e coleta (b) do látex na seringueira............................ 81 Figura 36 - Ensaio de tração paralela às fibras das taliscas sem nó (a) e com nó (b)................................................................................ 82 Figura 37 - Posicionamento do perfil para colagem do reforço nos nós das taliscas de bambu............................................................. 83 Figura 38 - Processo de pesagem (a), separação (b), aplicação (c) e proteção da talisca para colagem (d) ....................................... 84 Figura 39 - Secagem das taliscas pós imersão.......................................... 85 Figura 40 - Gráfico do diagrama de dosagem (1/3) ................................... 86 Figura 41 - Gráfico do diagrama de dosagem (2/3) ................................... 87 Figura 42 - Gráfico do diagrama de dosagem (3/3) ................................... 87 Figura 43 - Esquema do formato das fôrmas............................................. 89 Figura 44 - Concretagem e cura das vigotas.............................................. 90 Figura 45 - Seção transversal dos modelos (unidades em cm) ................. 91 Figura 46 - Extensômetros na laje (unidades em cm) ............................... 92 Figura 47 - Fôrmas das lajes...................................................................... 93 Figura 48 - Posicionamento das lajotas e vigotas...................................... 93 Figura 49 - Posicionamento final das armaduras e ganchos...................... 94 Figura 50 - Concretagem, adensamento (a) e cura da laje (b) .................. 95 Figura 51 - Posicionamento dos extensômetros na armadura treliçada.... 95 Figura 52 - Taliscas com extensômetros................................................... 96 Figura 53 - Extensômetros colados na capa de concreto do protótipo....... 97 Figura 54 - Esquema estático do modelo do ensaio (unidades em cm) .... 97 Figura 55 - Ensaio de flexão da laje........................................................... 98 Figura 56 - Corpo de prova de cisalhamento no plano de colagem........... 99 Figura 57 - Corpos de prova dos ensaios de determinação do módulo de elasticidade do bambu............................................................. 100 Figura 58 - Esquema estático do ensaio.................................................... 101 Figura 59 - Modelo de treliça...................................................................... 104 Figura 60 - Elemento correspondente ao concreto.................................... 104 Figura 61 - Seção transversal LRef............................................................ 105 Figura 62 - Taliscas de bambu sem reforço............................................... 106 Figura 63 - Capa de concreto com furo para LSR...................................... 106 Figura 64 - Seção transversal do modelo LSR........................................... 106 Figura 65 - Comportamento uniaxial em tensão de tração (a) e compressão (b) ....................................................................... 109 Figura 66 - Superfície biaxial de escoamento............................................ 109 Figura 67 - Superfície de escoamento no plano desviador........................ 110 Figura 68 - Comportamento do concreto sob tração.................................. 112 Figura 69 - Superfície de carregamento..................................................... 113 Figura 70 - Exemplos de taliscas rompidas................................................ 116 Figura 71 - Ensaio de ganho de massa por absorção de água para 196 h............................................................................................... 118 Figura 72 - Ensaio de ganho de massa por absorção de água após 48 h............................................................................................... 119 Figura 73 - Corpos de prova do ensaio de cisalhamento rompidos........... 120 Figura 74 - Gráfico de tensão x deformação de 4,2 mm (a), 6,3 mm (b) e 6 mm (c) .................................................................................. 121 Figura 75 - Módulo de elasticidade de 4,2 mm (a), 6,3 mm (b) e 6 mm (c) ................................................................................................ 122 Figura 76 - Tensão de escoamento/residual de 2‰ para 4,2 mm (a), 6,3 mm (b) e 6 mm (c) .................................................................. 123 Figura 77 - Comportamento do corpo de prova no ensaio de arrancamento.......................................................................... 125 Figura 78 - Módulo de elasticidade para bambus com reforço................... 126 Figura 79 - Módulo de elasticidade dos bambus não-reforçados.............. 127 Figura 80 - Comportamento da região internodal em tração x deformação............................................................................. 128 Figura 81 - Comportamento dos protótipos de laje................................... 135 Figura 82 - Gráfico do momento fletor máximo obtido e fc,ruptura dos protótipos................................................................................. 136 Figura 83 - Gráfico de momento por flecha dos protótipos analisados...... 137 Figura 84 - Momento de fissuração e resistência a tração das vigotas...... 139 Figura 85 - Momento fletor x deformação de LRef 2 (a), LSR 2 (b) e LCR 2 (c) ........................................................................................ 141 Figura 86 - Efeito do uso de 3 (r75), 4 (r77) e 5 camadas de elementos (r76) na espessura da mesa de concreto................................ 143 Figura 87 - Efeito do aumento de viscosidade: valores de 0,0001(r79) – 0,0005(r80) – 0,001(r73) – 0,005(r75) – 0,01(r78) ................. 144 Figura 88 - Efeito do aumento de viscosidade de 0,001 (r65) - 0,005 (r82) ................................................................................................ 145 Figura 89 - Efeito da redução da tensão de escoamento da treliça para valores de 827 (r75) - 695 (r85) - 600 (r87) e 500 (r88) ........... 146 Figura 90 - Efeito da redução da tensão de escoamento da treliça para 827 (r65) e 695 (r94) .............................................................. 146 Figura 91 - Tensão e deformação plástica da treliça do modelo r87......... 147 Figura 92 - Tensão e deformação plástica da treliça do modelo r85......... 148 Figura 93 - Efeito do aumento da resistência à tração do concreto: 1,57 MPa (r82) - 2 MPa (r81) - 3 MPa (r75) e 4 MPa (r92) ............. 149 Figura 94 - Efeito do valor de carregamento no comportamento do modelo: 0,080 (r84) - 0,086 (r75) ............................................ 150 Figura 95 - Efeito do ângulo de dilatação no modelo: 38° (r83) - 50° (r75) ................................................................................................ 151 Figura 96 - Resultados numéricos mais aproximados dos resultados experimentais.......................................................................... 152 Figura 97 - Tensões normais no eixo Z para LRef_r75............................. 153 Figura 98 - Tensões normais no eixo Z para LRef_r97............................. 153 Figura 99 - Tensões normais no eixo Z para LRef_r102........................... 154 Figura 100 - Tensões normais no eixo Z para LRef_r121........................... 154 Figura 101 - PEEQT do modelo LRef_r121................................................ 155 Figura 102 - Tensão de von Mises e PEEQ da armação do modelo LRef_r121............................................................................... 156 Figura 103 - Deformações da armação do modelo LRef_r121................... 157 Figura 104 - Tensões normais da nervura do modelo LRef_r121............... 158 Figura 105 - Tensões normais na seção média do modelo LRef_r121....... 158 Figura 106 - Resultados numéricos para os modelos LSR.......................... 159 Figura 107 - Tensões normais para o modelo LSR_r25.............................. 160 Figura 108 - Deformações plásticas no modelo LSR_r25........................... 160 Figura 109 - Tensões normais na armação do modelo LSR_r25................ 161 Figura 110 - Deformações totais da armadura para o modelo LSR_r25..... 162 Figura 111 - Deformações plásticas na armação do modelo LSR_r25....... 162 Figura 112 - Tensões normais e deformação nas taliscas do modelo LSR_r25.................................................................................. 163 Figura 113 - Tensões cisalhantes nas taliscas do modelo LSR_r25........... 164 Figura 114 - Pressões de contato para o elemento da talisca do modelo LSR_r25 (MPa) ...................................................................... 165 Figura 115 - Tensões de cisalhamento na superfície da talisca do modelo LSR_r25 (MPa) ...................................................................... 166 Figura 116 - Pressões de contato na talisca próximo à região de carregamento do modelo LSR_r25 (MPa) ............................. 167 Figura 117 - Tensões cisalhantes na face da talisca na região de carregamento para o modelo LSR_r25 (MPa)........................ 167 LISTA DE TABELAS Tabela 1 - Diâmetro nominal mínimo do fio ou da barra de aço no banzo superior............................................................................................ 24 Tabela 2 - Características geométricas da seção no Estádio I......................... 29 Tabela 3 - Resultados mecânicos do concreto das lajes.................................. 37 Tabela 4 - Dados e resultados do cálculo de momento resistente dos modelos das lajes........................................................................................... 38 Tabela 5 - Características mecânicas – Método de Branson........................... 38 Tabela 6 - Momentos de fissuração calculados e experimentais...................... 39 Tabela 7 - Momentos fletores de cálculo e experimentais para o ELS............. 40 Tabela 8 - Momentos fletores de cálculo e experimentais para o ELU............. 40 Tabela 9 - Deformações médias no ELU e ELS................................................ 42 Tabela 10 - Absorção do bambu com e sem impermeabilizante......................... 64 Tabela 11 - Resultados da tensão de aderência e tensão de tração na talisca na ruptura........................................................................................ 66 Tabela 12 - Valores médios de tensões de ruptura à tração (MPa).................... 68 Tabela 13 - Tensões de aderência e de tração para o ensaio de arrancamento 69 Tabela 14 - Resultados das vigas ensaiadas à flexão......................................... 70 Tabela 15 - Relação entre flecha, momento e fissuração................................... 72 Tabela 16 - Classificação do agregado miúdo.................................................... 74 Tabela 17 - Propriedades físicas da areia........................................................... 75 Tabela 18 - Classificação do agregado graúdo................................................... 76 Tabela 19 - Propriedades físicas da brita............................................................ 76 Tabela 20 - Características da treliça................................................................. 77 Tabela 21 - Informações gerais do traço adotado............................................... 88 Tabela 22 - Resistência média à tração paralela às fibras do bambu (em MPa). 115 Tabela 23 - Resultados do ensaio de ganho de massa das taliscas de bambu obtidos após a impermeabilização com látex................................... 117 Tabela 24 - Caracterização do aço..................................................................... 123 Tabela 25 - Resultados de arrancamento........................................................... 124 Tabela 26 - Comparação com resultados de trabalhos anteriores...................... 124 Tabela 27 - Características geométricas da seção transversal........................... 129 Tabela 28 - Propriedades geométricas e mecânicas referentes à LRef............. 130 Tabela 29 - Valores calculados para a laje com bambu...................................... 131 Tabela 30 - Resultados de resistência para os concretos da capa..................... 133 Tabela 31 - Resistências das sapatas treliçadas................................................ 134 Tabela 32 - Momentos fletores característicos (unidades em kN.cm) ................ 135 Tabela 33 - Momentos fletores médios para ELS de deslocamento excessivo (unidades em kN.cm) ...................................................................... 137 SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ................................................................................................................... 17 1.1 JUSTIFICATIVA ........................................................................................................................ 18 1.2 OBJETIVO GERAL .................................................................................................................... 19 1.3 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ........................................................................................................ 19 1.4 ESTRUTURAÇÃO DOS CAPÍTULOS .......................................................................................... 20 2 LAJES PRÉ-MOLDADAS TRELIÇADAS ................................................................................. 21 2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS ...................................................................................................... 21 2.2 BREVE HISTÓRICO .................................................................................................................. 21 2.3 LAJES FORMADAS POR VIGOTAS PRÉ-MOLDADAS: O SISTEMA TRELIÇADO ......................... 22 2.4 ANÁLISE ESTRUTURAL ............................................................................................................ 26 2.4.1 Dimensionamento à flexão .................................................................................................... 27 2.4.2 Determinação das flechas ...................................................................................................... 28 2.4.3 Verificação ao cisalhamento .................................................................................................. 31 2.5 DOSAGEM DO CONCRETO PELO MÉTODO IPT-USP .............................................................. 32 2.6 PESQUISAS COM LAJES TRELIÇADAS NA UNESP UTILIZADAS COMO REFERÊNCIAS .............. 34 3 BAMBU: PLANTA E MATERIAL .......................................................................................... 43 3.1 VISÃO GERAL .......................................................................................................................... 43 3.2 TRATAMENTO E SECAGEM .................................................................................................... 45 3.3 ESTABILIDADE DIMENSIONAL ................................................................................................ 47 3.4 CARACTERÍSTICAS FÍSICAS E MECÂNICAS .............................................................................. 48 3.5 USO NA CONSTRUÇÃO CIVIL .................................................................................................. 56 3.6 USO COMO REFORÇO DE ARMADURA .................................................................................. 58 3.7 PESQUISAS REALIZADAS NA UNESP – CAMPUS DE ILHA SOLTEIRA ....................................... 63 3.7.1 Moraes (2012)........................................................................................................................ 63 3.7.2 Tsutsumoto (2016) ................................................................................................................. 67 4 METODOLOGIA EXPERIMENTAL ....................................................................................... 74 4.1 MATERIAIS ............................................................................................................................. 74 4.1.1 Cimento.................................................................................................................................. 74 4.1.2 Agregado miúdo .................................................................................................................... 74 4.1.3 Agregado graúdo ................................................................................................................... 75 4.1.4 Água ....................................................................................................................................... 77 4.1.5 Armaduras treliçadas ............................................................................................................. 77 4.1.6 Armaduras complementares ................................................................................................. 77 4.1.7 Lajotas de EPS ........................................................................................................................ 77 4.1.8 Taliscas de bambu .................................................................................................................. 77 4.1.9 Resina poliuretana bi componente à base de óleo de mamona ........................................... 78 4.1.10 Adesivo químico Sikadur 32 ................................................................................................... 78 4.1.11 Látex ....................................................................................................................................... 79 4.1.12 Instrumentação e obtenção de dados ................................................................................... 79 4.2 MÉTODOS .............................................................................................................................. 80 4.2.1 Coleta do látex ....................................................................................................................... 80 4.2.2 Coleta dos colmos de bambu ................................................................................................. 81 4.2.3 Corte dos colmos e confecção das taliscas ............................................................................ 81 4.2.4 Ensaios de tração paralela às fibras das taliscas.................................................................... 82 4.2.5 Colagem do reforço nas taliscas da viga ................................................................................ 84 4.2.6 Impermeabilização das taliscas da viga ................................................................................. 85 4.2.7 Ensaio de ganho de massa pelas taliscas no processo de impermeabilização com látex ..... 85 4.2.8 Ensaio de ganho de massa das taliscas por absorção de água .............................................. 86 4.2.9 Método de dosagem .............................................................................................................. 86 4.2.10 Mistura e ensaios de caracterização do concreto ................................................................. 88 4.2.11 Confecção das vigotas ........................................................................................................... 89 4.2.12 Construção da laje ................................................................................................................. 90 4.2.13 Posicionamento dos extensômetros elétricos ....................................................................... 95 4.2.14 Ensaios de flexão a quatro pontos ......................................................................................... 97 4.2.15 Ensaio de arrancamento ........................................................................................................ 98 4.2.16 Ensaio de determinação da resistência ao cisalhamento no plano da colagem do reforço dos nós.......................................................................................................................................... 99 4.2.17 Ensaio de determinação do módulo de elasticidade e coeficiente de Poisson do bambu . 100 4.2.18 Determinação do momento para ELS de deslocamento excessivo das lajes com e sem a adição de taliscas bambu ..................................................................................................... 101 4.2.19 Determinação do momento último teórico das lajes com e sem adição de armadura de bambu .................................................................................................................................. 102 5 ANÁLISE NUMÉRICA ........................................................................................................ 103 5.1 MODELAGEM DOS PROTÓTIPOS ......................................................................................... 103 5.2 MODELAGEM DOS ELEMENTOS .......................................................................................... 107 5.3 INTERAÇÃO DOS ELEMENTOS .............................................................................................. 107 5.4 MODELO CONSTITUTIVO DO AÇO ....................................................................................... 108 5.5 MODELO CONSTITUTIVO DO BAMBU .................................................................................. 108 5.6 MODELO CONSTITUTIVO DO CONCRETO ............................................................................ 108 5.7 CARREGAMENTO ................................................................................................................. 112 5.8 TESTE DE MALHA ................................................................................................................. 113 5.9 TESTE DE VISCOSIDADE ........................................................................................................ 113 5.10 MONTAGEM DAS CURVAS MOMENTO – DEFLEXÃO ........................................................... 114 6 RESULTADOS ................................................................................................................... 115 6.1 RESULTADOS DO ENSAIO DE TRAÇÃO PARALELA ÀS FIBRAS DAS TALISCAS ....................... 115 6.2 RESULTADOS DO GANHO DE MASSA APÓS O PROCESSO DE IMPERMEABILIZAÇÃO .......... 117 6.3 RESULTADOS DO GANHO DE MASSA POR ABSORÇÃO DE ÁGUA ........................................ 118 6.4 CISALHAMENTO NO PLANO DE COLAGEM .......................................................................... 120 6.5 CARACTERIZAÇÃO DO AÇO .................................................................................................. 121 6.6 ENSAIO DE ARRANCAMENTO .............................................................................................. 124 6.7 RESULTADO QUANTO AO COEFICIENTE DE POISSON E MÓDULOS DE ELASTICIDADE ....... 125 6.8 CÁLCULO DO MOMENTO FLETOR PARA ESTADO LIMITE DE SERVIÇO (ELS) DE DESLOCAMENTO EXCESSIVO ............................................................................................... 129 6.9 CÁLCULO DO MOMENTO ÚLTIMO TEÓRICO PARA AS LAJES............................................... 131 6.10 CARACTERÍSTICAS DO CONCRETO ....................................................................................... 132 6.11 RESULTADOS DO ENSAIO DE FLEXÃO À QUATRO PONTOS ................................................. 134 6.12 RESULTADOS DA ANÁLISE NUMÉRICA ................................................................................. 143 6.12.1 Análise paramétrica do tamanho da malha......................................................................... 143 6.12.2 Análise paramétrica da viscosidade na rigidez do modelo .................................................. 144 6.12.3 Demais efeitos de alterações paramétricas ........................................................................ 145 6.12.4 Análise dos resultados obtidos por simulação dos modelos LRef ....................................... 151 6.12.5 Análise numérica dos modelos LSR ..................................................................................... 159 7 CONCLUSÃO .................................................................................................................... 169 7.1 CONCLUSÕES DO TRABALHO ............................................................................................... 169 7.2 SUGESTÕES DE TRABALHOS FUTUROS ................................................................................ 170 REFERÊNCIAS ................................................................................................................... 172 17 1 INTRODUÇÃO Ao longo da história diversos materiais foram utilizados como insumos para a construção civil. Entretanto, com o advento da revolução industrial, muitos deles foram substituídos por outros com maior potencial, como, por exemplo, aço e concreto (GHAVAMI, 2005). Destes, diversos sistemas construtivos foram derivados, incluindo estruturas mistas, como o concreto armado e o protendido. No entanto, esses mesmos materiais, por demandarem processos industriais para a sua produção, consomem importantes quantidades de energia, sendo custosos e danosos ao meio ambiente. Com o surgimento de questões como o aquecimento global e a sustentabilidade, a utilização de diversos materiais não tão valorizados tem sido reconsiderada, situando-se o bambu como um dos mais promissores. O uso de bambu como material de construção data de longo tempo, sendo que a maior parte das casas tradicionais na Ásia e Indonésia são fabricadas com esse material (GHAVAMI, 2005; NURDIAH, 2016). De acordo com Pereira e Beraldo (2008), o bambu é uma planta tropical, perene e renovável, que produz colmos anualmente sem a necessidade de replantio, além de apresentar excelentes características físicas, químicas e mecânicas, sendo igualmente A sequestrador de carbono. No trabalho de Gottron, Harries e Xu (2014), os autores discorreram sobre o fato de que, apesar de o bambu ter propriedades mecânicas superiores às da madeira, ele ainda é marginalizado do ponto de vista da engenharia. Um dos motivos é que o bambu não apresenta regularização nem padrões por meio de normatização. Dessa forma, há a necessidade de se estabelecer as características do bambu para uso estrutural, baseado avaliações estatísticas (GHAVAMI, 2005). Neste sentido, pode-se destacar a existência da norma AC 162, da International Construction Building Officials - ICBO (2000), que fornece critérios de aceitação para peças de bambu estrutural, bem como uma normatização brasileira, que se encontra recentemente aprovada junto à ABNT (APUAMA, 2020). Devido principalmente à sua elevada resistência à tração, podendo chegar à ordem de 200 MPa em algumas espécies (PEREIRA; BERALDO, 2008), diversas pesquisas tem sido feitas no sentido de produzir estruturas de concreto armado reforçadas com peças de bambu (GHAVAMI, 1995; GHAVAMI, 2005; RAHMAN et al., 2011; AGARWAL; NANDA; MAITY, 2014; IKPOMWOSA et al., 2017). 18 Dada à natureza orgânica, ortotrópica e heterogênea do bambu, dois problemas principais se identificam para esse tipo de aplicação. O primeiro é o comportamento higroscópico do bambu, que sofre um acréscimo de volume durante o processo de moldagem do concreto, o qual se retrai durante o processo de cura, podendo causar a perda de aderência entre os materiais. A solução para este problema pode ser obtida pelo uso de um material impermeabilizante, porém, que não tenha efeito deletério sobre a resistência ao cisalhamento no plano da ligação concreto-bambu. O segundo problema é a queda acentuada de resistência à tração na região dos nós do bambu, que pode ser remediado pela possibilidade do uso de reforço com recortes de bambu colados ao nó (GHAVAMI, 2005; PEREIRA; BERALDO, 2008; TSUTSUMOTO, 2016). No Brasil, o uso de lajes pré-moldadas treliçadas para construções residenciais e industriais de pequeno e médio portes se iniciou na segunda metade do século XX. No entanto, os estudos deste sistema tomaram volume na década de 1990, com os trabalhos de Di Pietro (1993), Caixeta (1998) e Droppa Júnior (1999). Tais lajes são compostas geralmente por elementos pré-moldados do tipo treliça, por material de enchimento para produção da fôrma permanente e por uma capa de concreto, moldada no local, possibilitando a construção de uma estrutura monolítica de modo econômico e com menor peso próprio. 1.1 JUSTIFICATIVA O consumo excessivo de materiais convencionais de construção, tais como o aço, concreto e a madeira, torna fundamental a busca por materiais alternativos e renováveis de modo a prevenir impactos ambientais e o esgotamento das reservas naturais. Apesar de as lajes pré-moldadas contribuírem para a redução da utilização de concreto, eliminando-o da região tracionada da laje, e de madeira destinada à confecção de fôrma, a inclusão de materiais alternativos pode tornar este sistema construtivo ainda mais vantajoso sob o ponto de vista ambiental. O bambu é um material de grande potencial construtivo, além de ser renovável e de baixo custo. Suas limitações, quando comparadas às do aço, podem impedir seu uso em obras de grande porte; porém, em construções com menores solicitações, o seu uso pode ser feito sem qualquer prejuízo. 19 Este trabalho propôs o uso de taliscas de bambu como adição à armadura treliçada de lajes pré-moldadas, buscando reduzir a necessidade de armadura adicional de aço para este tipo de estrutura. O fato de que a produção das vigotas pré- moldadas é geralmente realizada em ambiente separado ao da construção favorece a adição de um material alternativo em sua constituição. A adição de taliscas nas vigotas em ambiente controlado pode garantir a qualidade e a padronização, minimizando os problemas da interação entre o concreto e o bambu. A crescente atenção dada aos programas de habitação popular no Brasil, devido ao déficit habitacional existente no país, proporciona uma oportunidade para encontrar novas soluções. Esta metodologia pode beneficiar a construção das unidades habitacionais, possibilitando o barateamento das estruturas, mostrando-se em conformidade com todo o esforço ecológico desenvolvido nas últimas décadas. 1.2 OBJETIVO GERAL O objetivo geral deste trabalho é estudar o comportamento estrutural de modelos de lajes pré-moldadas treliçadas unidirecionais, utilizando taliscas de bambu usinadas e impermeabilizadas como adição à armadura positiva das vigotas treliçadas pré-moldadas. 1.3 OBJETIVOS ESPECÍFICOS Este trabalho visou à continuidade do trabalho de Tsutsumoto (2016), utilizando-se o conhecimento acumulado com os trabalhos de Trigo (2008), Santos (2009), Fazzan (2011) e Sousa (2014). Foram propostos os seguintes objetivos específicos:  analisar o comportamento do látex coletado para esta pesquisa, comparando-o com os que foram utilizados nos trabalhos de Moraes (2012) e de Tsutsumoto (2016), levando-se também em consideração o efeito do tempo de armazenamento na sua capacidade impermeabilizante;  definir um diagrama de dosagem que pudesse fornecer um concreto entre as classes C25 e C30, para o cimento CP II Z 32, conforme NBR 16697 (ABNT, 2018); 20  determinar a resistência do bambu à tração paralela às fibras, utilizando-se taliscas com trechos sem nó, com nó e com os nós reforçados;  comparar o efeito do uso do adesivo poliuretano à base de óleo de mamona, utilizado no trabalho de Tsutsumoto (2016), com o adesivo comercial Sikadur 32;  analisar o comportamento estrutural da laje treliçada com a inclusão do bambu na vigota pré-moldada, experimental e numericamente;  analisar o efeito de reforços na região dos nós das taliscas no comportamento estrutural da laje treliçada. 1.4 ESTRUTURAÇÃO DOS CAPÍTULOS Os capítulos da dissertação estão organizados da seguinte forma:  Primeiro capítulo: trata da apresentação da introdução, objetivos e estruturação dos demais capítulos;  Segundo capítulo: revisão bibliográfica relativa ao tema de lajes treliçadas, apresentando arcabouço teórico, estudos, procedimentos e resultados anteriores;  Terceiro capítulo: trata da revisão bibliográfica relativa ao bambu, sua constituição, características, emprego e estudos que relacionam o bambu com estruturas de concreto armado;  Quarto capítulo: apresenta os materiais utilizados e a metodologia desenvolvida nos ensaios realizados em laboratório;  Quinto capítulo: trata da metodologia utilizada na produção de um modelo numérico para análise comparativa com os resultados experimentais;  Sexto capítulo: reúne e discute os resultados obtidos segundo as metodologias apresentadas nos dois capítulos precedentes;  Sétimo capítulo: sumariza as conclusões obtidas a partir do exposto no capítulo anterior;  Apresentação das referências bibliográficas utilizadas na produção do conteúdo exposto por todo o trabalho;  Apêndices: detalhamento dos procedimentos matemáticos e suposições adotadas para a produção de modelos de cálculo e de modelos numéricos. 21 2 LAJES PRÉ-MOLDADAS TRELIÇADAS 2.1 CONSIDERAÇÕES INICIAIS A constante necessidade de racionalização no setor da construção civil tem demandado a utilização cada vez mais efetiva dos elementos estruturais, por vezes recorrendo ao uso de elementos pré-fabricados. Neste contexto, surgiu a laje formada por vigotas treliçadas (FAZZAN, 2011). As lajes nervuradas com vigotas pré-moldadas são lajes unidirecionais compostas por vigotas pré-moldadas tipo trilho ou treliça, consideradas monolíticas em decorrência da solidarização da armadura das vigotas à capa de concreto moldada in loco (CARVALHO; FIGUEIREDO FILHO, 2007). Sua grande vantagem em relação à laje maciça e à laje nervurada moldada in loco é a ausência de fôrmas para a laje e a redução da quantidade de elementos de escoramento, além da redução do volume total de concreto, quando comparada às lajes maciças (DROPPA JÚNIOR, 1999). Como desvantagem principal, pode ser citado o maior deslocamento vertical final, para igualdade de vãos, sobrecargas, e espessura, quando comparadas às mesmas lajes maciças (CARVALHO; FIGUEIREDO FILHO, 2007). 2.2 BREVE HISTÓRICO Com relação ao vencimento de vãos, a história das construções da civilização ocidental teve início com o uso de materiais oferecidos pela natureza, como pedras e madeira. Ambos têm limitações intrínsecas às suas próprias naturezas: a madeira pelas próprias dimensões e a pedra que, após ser cortada e adaptada aos apoios, normalmente venciam vãos limitados a 5 m (DI PIETRO, 1993; CAIXETA, 1998; DROPPA JÚNIOR, 1999). A primeira grande evolução foi a criação de arcos de pedra, durante o Império Romano, os quais, devido ao seu comportamento singular, desenvolviam apenas esforços de compressão, o que permitiu a execução de vãos maiores (DI PIETRO, 1993). Esse modelo de construção foi amplamente difundido até meados do século XIX, quando da invenção do então chamado cimento armado pelo engenheiro francês Joseph Louis Lambot (DI PIETRO, 1993; DROPPA JÚNIOR, 1999). Desta ideia inicial, 22 surgiu o sistema Monier, que consistia no uso de perfis metálicos em formato de “I”, como armadura principal, inseridos numa capa de concreto (CAIXETA, 1998), e o trabalho de François Coignet, que se concentrava na fabricação de lajes nervuradas e armadas com barras de aço de seção transversal circular (DROPPA JÚNIOR, 1999). Com base no trabalho de Coignet, engenheiros alemães desenvolveram sistemas próprios e criaram o método que, em princípio, perdura até hoje, formado por vigotas pré-moldadas de concreto armado, blocos de alvenaria utilizados como elementos de enchimento e também como fôrma para que uma capa de argamassa solidarize o conjunto (DI PIETRO, 1993; DROPPA JÚNIOR, 1999). Segundo Isaia (2010), o sistema de lajes treliçadas surgiu e teve larga utilização a partir da Segunda Guerra Mundial, contribuindo em muito para a reconstrução dos países destruídos pela guerra, em função da sua rapidez em relação ao sistema convencional. Segundo Droppa Júnior (1999), tal modelo correspondia, na época, pela maior porcentagem do mercado entre as opções de pavimentos na Itália e na Espanha. A difusão das lajes treliçadas ocorreu no Brasil principalmente a partir da década de 1990 (TRIGO, 2008). Atualmente, diversas opções são oferecidas pelas fábricas de laje para lajes nervuradas uni ou bidirecionais. 2.3 LAJES FORMADAS POR VIGOTAS PRÉ-MOLDADAS: O SISTEMA TRELIÇADO Segundo Droppa Júnior (1999), as lajes pré-moldadas são aquelas que possuem resistência nos elementos pré-fabricados e, caso haja, pelo concreto moldado no local. Essas lajes são consideradas como lajes nervuradas. Mesmo, havendo uso de concreto moldado in loco, este sistema pode ser considerado como sistema pré-moldado (TRIGO, 2008). A laje pré-moldada pode ser dividida em três elementos principais: as vigotas pré-moldadas, os elementos de enchimento e a capa de concreto moldada no local. Dentre os diversos tipos de vigotas pré-moldadas, podem ser citadas as vigotas de armadura simples, em formato de “T” invertido, a vigota com armadura protendida, também em formato “T” invertido, e a vigota com armadura treliçada, além dos mini painéis treliçados, todos eles definidos e especificados na NBR 14859-1 (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS - ABNT, 2016). 23 A vigota com armadura treliçada, conforme definido pela NBR 14859-1 (ABNT, 2016), é um “elemento pré-fabricado estrutural constituído de concreto estrutural e armadura treliçada eletrossoldada, conforme a NBR 14859-3 (ABNT, 2017), capaz de alojar, quando necessário, armadura passiva inferior de tração”. A geometria de sua seção transversal e suas dimensões estão mostradas na Figura 1. Fonte: ABNT (2016). A NBR 14859-3 (ABNT, 2017) definiu armadura treliçada eletrossoldada como sendo uma armadura de aço pré-fabricada em estrutura espacial prismática, formada por um banzo inferior, constituído de duas barras de aço paralelas na base e um fio ou barra de aço no topo, denominado banzo superior, interligados por eletrofusão por diagonais contínuas (sinusóides), com espaçamento regular (passo) de, aproximadamente, 200 mm. A Figura 2 exemplifica o modelo genérico de treliça metálica. Fonte: ABNT (2017). Figura 1 – Dimensões e tolerâncias para vigotas treliçadas Figura 2 – Vista da treliça metálica 24 A NBR 14859-3 (ABNT, 2017) define uma faixa para o espaçamento da base, que vai de 70 a 120 mm, além de alturas comuns, abrindo precedentes para fabricação de alturas personalizadas, desde que sejam superiores a 60 mm. Ficam também definidos, pela NBR 14859-1 (ABNT, 2016), diâmetros nominais mínimos para armaduras treliçadas eletrossoldadas, com o banzo superior de 6 mm, o banzo inferior de 4,2 mm e a sinusóide de 3,4mm. A Tabela 1 define o diâmetro mínimo para o banzo superior em função da altura da treliça. Tabela 1 – Diâmetro nominal mínimo do fio ou da barra de aço no banzo superior Fonte: ABNT (2017). As armaduras treliçadas eletrossoldadas devem ser designadas por um código, iniciado pela sigla TR, seguida pela altura em centímetros, sem casas decimais, pelos diâmetros das barras, em milímetros, sem casas decimais, na seguinte ordem: banzo superior, diagonais e banzo inferior. No caso de aços CA 50, deve ser acrescentada a letra A, seguida do número indicativo da bitola correspondente; caso contrário, considera-se que o aço utilizado seja da classe CA 60. Carvalho e Figueiredo Filho (2007) afirmaram que, durante as fases de montagem e concretagem, as treliças formam os elementos resistentes do sistema, tendo capacidade de suporte do peso das lajotas, da capa de concreto e de alguma carga acidental, como, por exemplo, a de um operador se locomovendo sobre a vigota, para um vão de aproximadamente 1,5 m. Estas condições, segundo os autores, reduziram a necessidade de escoramento para esse tipo de laje. O elemento de enchimento é um elemento pré-fabricado não estrutural, maciço ou vazado, fabricado com materiais inertes diversos, posicionados entre as vigotas ou sobre os painéis e minipainéis, com a função de reduzir o peso próprio e o volume de concreto, servindo também de fôrma para a capa de concreto complementar. A NBR 14859-2 (ABNT, 2016) rege a especificação dos elementos inertes para enchimento e fôrma de lajes pré-fabricadas de concreto. Esta norma define como 25 elementos de enchimento os seguintes materiais: a lajota cerâmica, o suporte cerâmico, a lajota de Poliestireno Expandido (EPS), caixões perdidos de EPS e concreto celular autoclavado, além de elementos mistos de enchimento. Para elementos estruturais formados a partir de vigotas em geral, os elementos mais utilizados são a lajota cerâmica, caracterizada por uma ruptura frágil e a lajota de EPS, caracterizada por uma ruptura dúctil, ambos apresentados na Figura 3. Fonte: https://blog.engpaulovitor.com/2016/04/14/lajota-ceramica-ou-eps/ (acesso 23/04/19). A capa de concreto deve ter uma resistência característica mínima de 20 MPa, aos 28 dias (ABNT, 2016), seguindo as diretrizes da NBR 6118 (ABNT, 2014). Ela deve ter, também, uma altura mínima de 1/15 da distância entre as faces das nervuras, não sendo inferior a 4 cm. A função da capa de concreto é a de resistir às tensões de compressão oriundas da flexão e garantir o monolitismo da laje, ou seja, a aderência das vigotas com o restante do conjunto. Di Pietro (1993) afirmou que as vigotas tipo trilho não permitem esta aderência devido à sua menor rugosidade, enfraquecendo esta ligação; Droppa Júnior (1999), por sua vez, ressaltou que a vigota treliçada é a exceção desta tendência. As lajes treliçadas podem ter suas nervuras principais tanto em uma quanto em duas direções. O sistema bidirecional se torna possível pelo uso de peças do tipo canaleta, que, quando concretadas, se tornam nervuras ortogonais às vigotas treliçadas. Este sistema apresenta melhores respostas com relação aos deslocamentos e esforços quando comparados ao sistema unidirecional (FAZZAN, 2011). As vigotas pré-moldadas, na maior parte das vezes, são posicionadas na Figura 3 – Lajotas tipo cerâmica e EPS 26 direção do menor vão e, na presença de carregamento linear ou pontual, exige-se a colocação de nervuras secundárias transversais; estas nervuras também devem ser colocadas quando o vão teórico for superior a 4 m, sendo necessárias ao menos duas nervuras quando o vão for superior a 6 m (CAIXETA, 1998). Carvalho e Figueiredo Filho (2007) relataram sobre a possibilidade de adição de armadura complementar, caso a armadura da vigota treliçada seja insuficiente, quer seja introduzindo-a na sapata da treliça antes de sua concretagem, quer seja posicionando-a sobre a mesma durante a concretagem da capa (CAIXETA, 1998). Deve-se colocar armadura de distribuição na capa, nas direções longitudinal e transversal, para controle de fissuração e distribuição de tensões originadas de cargas concentradas. Esta armadura deve ter seção mínima de 0,6 cm²/m para aços CA-50, CA-60 e tela soldada, com um mínimo de 3 barras por metro (CARVALHO; FIGUEIREDO FILHO, 2007; FAZZAN, 2011). 2.4 ANÁLISE ESTRUTURAL A análise estrutural objetiva determinar os efeitos das ações nas estruturas, para verificação dos estados-limites últimos e de serviço (ELU e ELS, respectivamente). Ela permite estabelecer as distribuições de esforços internos, as deformações e os deslocamentos de toda ou de parte de uma estrutura. A mesma deve ser realizada a partir de um modelo estrutural adequado, representando a geometria dos elementos estruturais, os carregamentos atuantes, as características e respostas dos materiais bem como as condições de contorno, conforme descrito nos itens 14.2.1 e 14.2.2 da NBR 6118 (ABNT, 2014). Chen (2007) apresentou o comportamento típico de elementos de concreto armado (Figura 4), dividindo-o em três fases distintas: o estágio elástico-linear, sem fissuração; a fase de propagação das fissuras; e o estágio plástico, que pode ser causado pela plastificação da armadura, pelo esmagamento do concreto ou por um efeito combinado de ambos. 27 Fonte: Adaptado de Chen (2007). 2.4.1 Dimensionamento à flexão Carvalho e Figueiredo Filho (2007) indicaram o modelo de cálculo das lajes pré- moldadas treliçadas por meio de um conjunto de elementos isolados, em formato de “T”. Droppa Junior (1999) mencionou que o modelo de grelha é o ideal para a consideração deste tipo de laje; porém, para lajes unidirecionais, o autor destacou que a aplicação do modelo de vigas bi apoiadas para determinação dos esforços serve como método mais simples, permitindo boas aproximações. A Figura 5 apresenta a seção transversal e o modelo geométrico simplificado proposto por Fazzan (2011). Fonte: Fazzan (2011). Carvalho e Figueiredo Filho (2007) mencionaram que as lajes unidirecionais podem ser consideradas como elementos isolados bi apoiados, cujo momento fletor atuante máximo pode ser obtido através da expressão (1): Figura 5 – Seção transversal da nervura e modelo simplificado Figura 4 – Comportamento típico de elementos de concreto armado 28 ��á� = � × �� 8 Onde, � = carga linear atuante na nervura; � = vão teórico do elemento estrutural. Carvalho et al. (2005) citaram a possibilidade da consideração de continuidade entre as lajes, com redistribuição de momentos, e o trabalho de Magalhães (2001) concluiu que, para o caso das lajes pré-moldadas com nervuras treliçadas, a continuidade das lajes apresentou melhor comportamento na construção e nos estados limites, quando considerada a redistribuição dos momentos, verificando experimentalmente os resultados teóricos. 2.4.2 Determinação das flechas Carvalho e Figueiredo Filho (2007) consideraram o cálculo dos deslocamentos verticais nos projetos de lajes treliçadas como sendo de vital importância, por ser o estado de deslocamento excessivo a condição determinante de projeto, considerando sempre como elementos isolados, por questões de segurança. Droppa Júnior (1999) também apresentou conclusões similares, com o comportamento das lajes se aproximando do de uma viga bi apoiada. Fazzan (2011) citou o comportamento estrutural em relação ao conceito de estádios. O Estádio I é relacionado a solicitações de baixa intensidade, no qual seu comportamento é considerado perfeitamente elástico e regido pela lei de Hooke. Nesta situação, o momento de inércia da seção pode ser calculado a partir da sua seção transversal bruta de concreto, desconsiderando-se a armadura (Figura 6 e Tabela 2). (1) 29 Fonte: Fazzan (2011). Fonte: Fazzan (2011). O Estádio II é definido como estado de fissuração, quando a tensão de tração ultrapassa o valor máximo resistido pelo concreto. A região tracionada de concreto, que agora é considerada como fissurada, deve ser desconsiderada do cálculo do momento de inércia (Figura 7), e sua contribuição em relação ao cálculo das tensões de tração é totalmente desprezada; sendo assim, as tensões de tração são suportadas apenas pela armadura. Neste ponto não ocorre, ainda, plastificação do concreto nem escoamento do aço. Fonte: Fazzan (2011). Figura 6 – Seção transversal de viga "T" em Estádio I Tabela 2 – Características geométricas da seção no Estádio I Figura 7 – Seção transversal em "T" no estádio II 30 Como suas características geométricas são alteradas, é necessário calcular uma nova linha neutra, considerando-se a necessidade da homogeneização da seção transversal, por meio do coeficiente ∝� , que é a relação entre os módulos de elasticidade do aço e do concreto. A posição da linha neutra (���) é obtida igualando- se o momento estático da seção homogeneizada a zero (CARVALHO; FIGUEIREDO FILHO, 2007). Calculado ��� , é possível calcular o momento de inércia no estádio II (��� ). Carvalho e Figueiredo Filho (2007) apresentaram, baseados no trabalho de Ghali e Favre (1986), as Equações 2 e 3 para o momento de inércia do estádio II (desconsiderando-se a existência de aço comprimido): �� ��� < ℎ� ��� = �� × ��� � 3 + ∝�× �� × (��� − �)² �� ��� > ℎ� ��� = (�� − �� ) × ℎ� � 12 + �� × ��� � 3 + (�� − �� ) × ℎ� × (��� − ℎ� 2 )² + ∝�× �� × (��� − �)² Pesquisadores indicaram a grande importância da consideração do efeito da fissuração no cálculo da flecha (CAIXETA, 1998; FLÓRIO, 2001; MAGALHÃES, 2001). Fazzan (2011) apontou para o fato de que um mesmo elemento fletido terá seções trabalhando no estádio I e no estádio II, dependendo de ter sido ou não solicitado por um momento fletor com magnitude superior ao Momento de Fissuração (��) que, por sua vez, é definido pela Equação 4: �� = ∝ × ��� × �� �� O coeficiente ∝ é o fator que correlaciona a resistência à tração direta com a resistência à tração por flexão (1,2 para seções T ou duplo T), �� é o momento de inércia da seção bruta, ��� é a resistência à tração direta do concreto e �� é a distância entre o centro de gravidade da seção bruta e a fibra mais tracionada da seção transversal. Neste contexto, o modelo de Branson (1968) admite uma única inércia média (��) para todo o elemento de concreto, assumindo uma variação de tensão ao longo (3) (2) (4) 31 do comprimento da peça de forma mais simples. O valor de �� é expresso pela Equação 5: �� = ( �� ��� )� × �� + �1 − ( �� ��� )�� × ��� A grandeza ��� é o momento atuante na seção crítica do vão considerado e � é um índice referente ao tipo de análise, sendo igual a 3 para análises em peças ao longo de todo seu comprimento (CARVALHO; FIGUEIREDO FILHO, 2007). O método proposto pela NBR 6118 (2014) deriva de uma adaptação do modelo anteriormente descrito, calculando uma rigidez equivalente para toda a viga. Assim, a flecha imediata da peça, para um carregamento uniformemente distribuído, pode ser calculada segundo a Equação 6, encontrada na seção 2.4 de Carvalho e Figueiredo Filho (2007): ��á� = 5 × � × �� 384 × �� × �� Onde, �� = módulo de elasticidade do concreto; ��á� = flecha máxima para o vão bi apoiado. 2.4.3 Verificação ao cisalhamento A verificação ao cisalhamento, a exemplo do cálculo da armadura transversal nas lajes com vigotas pré-moldadas, pode ser feita como no caso das vigas, devido ao seu comportamento ser semelhante ao de vigas bi apoiadas (CARVALHO; FIGUEIREDO FILHO, 2007). No entanto, pela dificuldade de colocação de tal tipo de armadura em peças de pequena altura, este procedimento é pouco usual. Carvalho et al. (2005), tratando de cisalhamento, o citaram como sendo um dos temas menos estudados sobre lajes pré-fabricadas. O cisalhamento pode se apresentar tanto na vertical, decorrente das ações aplicadas, quanto na horizontal, na ligação entre o concreto moldado no local e a vigota. Esta segunda tende a ser mais importante, tendo a treliça um efeito positivo na ligação. (5) (6) 32 Caixeta (1998) apontou, por meio da análise das deformações, que o trabalho das diagonais da treliça nos esforços de cortante transversal é nulo. Isto ocorre principalmente porque o banzo superior da armadura treliçada encontra-se na região tracionada da seção transversal. Em situações em que o banzo superior se situa acima da linha neutra, na região comprimida da seção transversal, a sinusóide resiste aos esforços de cisalhamento (CARVALHO et al., 2005). Conforme Carvalho e Figueiredo Filho (2007), é possível prescindir das armaduras transversais e verificar apenas o esmagamento do concreto devido ao cisalhamento, quando se consideram as lajes pré-moldadas treliçadas como lajes nervuradas. O procedimento de verificação do esmagamento encontra-se descrito na NBR 6118 (2014). 2.5 DOSAGEM DO CONCRETO PELO MÉTODO IPT-USP Segundo Helene e Terzian (1992), a resistência à compressão axial tem sido utilizada como parâmetro principal de dosagem e qualidade dos concretos por dois motivos principais: o primeiro é a facilidade dos procedimentos de moldagem e do ensaio de compressão axial de concreto; já o segundo, é o fato da resistência do concreto ser um parâmetro sensível às alterações da mistura, permitindo correlacionar a resistência à compressão axial às outras propriedades do mesmo. Apesar da grande variedade de métodos de dosagem, parâmetros como a resistência de dosagem e a relação entre a resistência e a razão água/cimento são comuns a todos eles. A seguir, descreve-se o método realizado pelo Instituto de Pesquisas Tecnológicas do Estado de São Paulo (IPT), resultado de 17 anos de pesquisas que tinham como objetivo produzir um diagrama de dosagem, relacionando a resistência à compressão, em uma determinada idade de concreto, ao abatimento e consumo de cimento por metro cúbico de concreto, utilizando-se parâmetros como a relação água/cimento e a proporção de agregados, para um teor fixo de argamassa. A fase experimental desse método se baseia na criação de três pontos do diagrama, com as relações em massa de 1:3,5; 1:5 e 1:6,5 de cimento e agregados totais, mantendo-se fixos o teor de argamassa e o abatimento de tronco de cone. 33 Inicia-se com uma mistura de 1:5 de cimento e agregado em massa, alterando a proporção entre agregados finos e graúdos, além da relação água/cimento, para a obtenção das características desejadas. Nesta fase, define-se a proporção ideal de argamassa, realizada por meio de tentativas e de observações práticas. Mistura-se o traço com um baixo teor de argamassa, efetuando-se acréscimos sucessivos até que não haja desprendimento de agregados graúdos e excessos de vazios na pasta e, quando submetido a uma queda dentro da betoneira, tenha comportamento homogêneo, além de atingir o abatimento pré-estabelecido. Definido o teor de argamassa, procede-se a realização dos traços 1:3,5 (traço rico) e 1:6,5 (traço pobre). A relação água/cimento é responsável pela correção do abatimento. Devem ser obtidos destes traços o consumo de cimento por metro cúbico de concreto, a relação água/cimento e a resistência em determinadas idades, sempre respeitando-se os valores correspondentes à faixa de abatimento e ao teor de argamassa. Os valores de consumo de cimento podem ser obtidos através da Lei de Molinari, descrita pela Equação 7: � = 1000 1 �� + � �� + � �� + �/� A grandeza � é o consumo de cimento por metro cúbico de concreto adensado, em kg/m³, �� é a massa específica do cimento, em kg/dm³, � é a relação agregado miúdo/cimento, em massa, �� é a massa específica do agregado miúdo, em kg/dm³, � é a relação agregado graúdo/cimento, em massa, �� é a massa específica do agregado graúdo, em kg/dm³ e �/� é a relação água/cimento, em massa. Após a obtenção dos pontos para os três traços, deve-se elaborar um diagrama de dosagem, mostrado na Figura 8, retirando-se do mesmo as informações necessárias para a produção de um traço com a resistência desejada e a trabalhabilidade requerida. (7) 34 Fonte: Helene e Terzian (1992). 2.6 PESQUISAS COM LAJES TRELIÇADAS NA UNESP UTILIZADAS COMO REFERÊNCIAS No sentido de dar continuidade aos trabalhos de Trigo (2008), Santos (2009) e Fazzan (2011), a pesquisa de Sousa (2014) teve por objetivo comparar o comportamento estrutural de lajes treliçadas pré-moldadas unidimensionais, com adições de resíduos de borracha de pneu e de cinza de casca de arroz comercial, com um modelo similar de concreto convencional de resistência média de 25 MPa, aos 28 dias. Os procedimentos de determinação do traço para alcançar esta resistência, com e sem a adição de resíduos, também foram determinados experimentalmente. O modelo ensaiado de laje pré-fabricada treliçada tinha comprimento de 210 cm, com duas vigotas de sapatas com dimensões de 13 cm x 3 cm e enchimento de lajotas cerâmicas, formando uma seção de T duplo, com 86 cm de base superior, 26 cm de base inferior, 3,5 cm de espessura da capa e 9,5 cm de altura. A Figura 9 apresenta a seção transversal e o esquema estático do modelo de Sousa (2014). Figura 8 – Diagrama de dosagem - Modelo de Comportamento 35 Fonte: Sousa (2014). Foram realizados um total de 4 protótipos, dois deles tendo a adição de resíduos de borracha de pneu no concreto. Foram utilizadas treliças do tipo TR 08644, além de 11 barras de 4,2 mm de diâmetro e de uma barra de 6,3 mm como armaduras de distribuição (Figura 10). Figura 10 – Protótipos confeccionados por Sousa (2014) Fonte: Sousa (2014). O carregamento foi aplicado de modo a gerar um esforço de flexão pura no terço médio dos modelos (Figura 11), havendo medições da flecha por relógios comparadores e das deformações por extensômetros fixados à capa de concreto e às barras longitudinais da treliça, todos situados na região central da laje. Figura 9 – Definição das dimensões do modelo (unidades em cm) 36 Figura 11 – Esquema geral de ensaio de Sousa (unidades em cm) Fonte: Fazzan (2011) apud Sousa (2014). O ensaio de flexão pura foi realizado aos 44 dias de idade do concreto da capa, com velocidade de carregamento de 5 kgf/s. Foi realizado também um ciclo de escorvamento com 10% da carga esperada de ruptura para acomodação do modelo. O ensaio era finalizado a partir do momento em que, mesmo com o acionamento da bomba hidráulica, a leitura na célula de carga mostrava uma redução no valor da força aplicada. Em sua seção de resultados, Sousa (2014) apresentou um valor médio de 26 MPa para a resistência do concreto das lajes, com e sem adição de resíduo, para os 28 dias. Para o dia de ruptura, as características mecânicas do concreto são apresentadas na Tabela 3. 37 Fonte: Sousa (2014). Sousa (2014) também comparou os valores teóricos obtidos por meio da formulação da NBR 6118 (ABNT, 2014) com os valores experimentais obtidos. A Figura 12 apresenta a geometria da seção utilizada para os cálculos. Figura 12 – Seção transversal das lajes (unidades em cm) Fonte: Sousa (2014). Sousa definiu o momento fletor atuante como sendo a soma daquele que é provocado pelos macacos hidráulicos com o correspondente ao do peso próprio da laje e dos perfis metálicos utilizados no ensaio. Seu valor é dado pela Equação 8. �� = 79,525 ��. �� + 70 × � Laje Traço Resistência à Compressão (MPa) Resistência à Tração (MPa) Módulo de Elasticidade (GPa) Laje Traço Resistência à Compressão (MPa) Resistência à Tração (MPa) Módulo de Elasticidade (GPa) LC1 TC1 66 dias 66 dias 66 dias LC2 TC2 125 dias 125 dias 125 dias Média 34,9 6,3 32,3 Média 38,7 7,7 36,9 TCL1 44 dias 44 dias 44 dias TCL2 104 dias 104 dias 104 dias Média 32,5 6 3,3 Média 30,1 5,6 31,0 LR1 TRC1 5% 66 dias 66 dias 66 dias LR2 TRC2 5% 125 dias 125 dias 125 dias Média 38,1 6,4 34,5 Média 38,7 7,6 37,1 TRCL1 5% 44 dias 44 dias 44 dias TRCL2 5% 104 dias 104 dias 104 dias Média 36,8 5,9 32,0 Média 34 7 32,6 LEGENDA: LC – Laje Controle; LR – Laje com Resíduo; TC – Traço de Concreto para treliça; TCL – Traço de Concreto para Capa; TRC 5% – Traço com Resíduo para treliça; TRCL 5% - Traço com Resíduo para treliça. (8) Tabela 3 – Resultados mecânicos do concreto das lajes 38 As Tabelas 4 e 5 apresentam os valores obtidos por Sousa em seu estudo teórico para cálculo de flecha e momento fletor resistente de seus protótipos. Fonte: Sousa (2014). Tabela 5 – Características mecânicas - Método de Branson Fonte: Sousa (2014). Sousa (2014) comparou o comportamento experimental de cada laje com o calculado pelo método de Branson (1968), apresentados na Figura 13. As Tabelas 6, 7 e 8 apresentam os valores experimentais encontrados face aos valores teóricos calculados. Tabela 4 – Dados e resultados do cálculo de momento resistente dos modelos das lajes 39 Fonte: Sousa (2014). Tabela 6 – Momentos de fissuração calculados e experimentais Fonte: Sousa (2014). Figura 13 – Resultados de momento fletor por deslocamentos (SOUSA, 2014) 40 Tabela 7 – Momentos fletores de cálculo e experimentais para o ELS Fonte: Sousa (2014). Tabela 8 – Momentos fletores de cálculo e experimentais para o ELU Fonte: Sousa (2014). Analisando a região de concreto comprimido na seção transversal, Sousa (2014) notou deformações maiores nos extensômetros localizados acima das nervuras em comparação com aqueles posicionados ao meio e nas laterais da capa de concreto comprimido. O autor observou que o aço e o concreto se deformaram com maior amplitude quando o momento solicitante no meio do vão ultrapassou o valor de 200 kN.cm, identificando, deste modo, o valor do momento de fissuração. Credita-se a este momento fletor o motivo das descontinuidades nos gráficos de momento por deformação (Figura 14). Pode-se notar também a inversão de esforços nas armaduras do banzo superior das treliças. 41 Fonte: Sousa (2014). Sousa buscou modelizar sua estrutura, confirmando a sua suposição de que as lajes trabalharam no domínio 2, com deformações no aço de, aproximadamente, 1%, enquanto o concreto apresentou deformações da ordem de 0,1%, em compressão. A Tabela 9 apresenta os valores de deformações médias nos modelos, enquanto que a Figura 15 indica a situação de ruína da laje. Figura 14 – Momento fletor x Deformação no concreto e no aço na LC2 e LR2 42 Tabela 9 – Deformações médias no ELU e ELS Fonte: Sousa (2014). Figura 15 – Indicação do domínio de deformação do ELU das lajes ensaiadas Fonte: Sousa (2014). Sousa (2014) concluiu que as lajes, de forma geral, apresentaram comportamentos similares, tanto em relação a momentos fletores e deslocamentos verticais, quanto em relação aos seus momentos de fissuração, da ordem de 190 kN.cm. Os valores experimentais também foram superiores àqueles calculados pelos métodos teóricos, validando seus experimentos quanto à sua segurança. O autor concluiu finalmente que, para as condições específicas do trabalho realizado, o uso dos resíduos de borracha na capa de concreto não comprometeu o comportamento estrutural da laje frente às solicitações impostas. 43 3 BAMBU: PLANTA E MATERIAL 3.1 VISÃO GERAL Pertencente à família Gramineae e à subfamília Bambusoideae, o bambu é um nome geral dado a um grupo de gramíneas de aparência lenhosa, com aproximadamente 50 gêneros e 1300 espécies, com crescimento acelerado para a maior parte das espécies, com comprimentos dos colmos que podem variar de 10 cm até 40 m (LINDHOLM; PALM, 2007). Os bambus podem crescer em regiões tropicais e temperadas, com maior abundância em regiões quentes e úmidas. No Brasil, as espécies nativas são normalmente enquadradas como ornamentais. Com exceção do gênero Guadua, as demais espécies que são vistas plantadas no país são exóticas (PEREIRA; BERALDO, 2008). Carrasco et al. (1995, apud PEREIRA; BERALDO, 2008) classificaram o bambu como sendo um material heterogêneo e ortotrópico, tendo coeficientes elásticos e resistências variáveis conforme a direção anatômica considerada, a espécie, as condições de plantio, a idade e a época de colheita. O principal aspecto do bambu é a velocidade em que o processo de maturação ocorre. Com cerca de dois anos e meio após ter brotado no solo, a planta apresenta resistência mecânica elevada, não existindo outra planta comparável no reino vegetal (MARÇAL, 2008). O bambu é uma planta lenhosa de parte aérea e parte subterrânea, sendo a parte aérea denominada colmo, normalmente oca, e a parte subterrânea é composta pelo rizoma e raízes (LINDHOLM; PALM, 2007). O colmo geralmente tem formato cilíndrico, com cavidades ocas chamadas entrenós, separados transversalmente por diafragmas, que aparecem externamente como nós, de onde saem os ramos e as folhas. Os nós são locais de concentração de fibras em diversos sentidos, impedindo a separação das fibras longitudinais e conferindo maior resistência à compressão (MARÇAL, 2008). Os diafragmas possuem a função de enrijecer o colmo, para que possa suportar a ação dos ventos e do peso próprio (PEREIRA; BERALDO, 2008). 44 Nos internós, as fibras são orientadas axialmente em relação ao eixo de crescimento. Liese apud Pereira e Beraldo (2008) comentou que o comprimento dos internós tem variação entre 20 a 35 cm, aumentando da base até o meio do colmo, e reduzindo-se novamente do meio até o topo. A Figura 16 indica as principais partes do colmo de bambu. Fonte: Pereira e Beraldo (2008). Segundo Lindholm e Palm (2007), as maiores espécies de bambu podem crescer de 7 a 40 cm por dia. No entanto, o bambu não crescerá nem ficará mais grosso após atingir sua altura máxima, num mínimo de 30 dias e num máximo de 180 dias, para as espécies gigantes. Ele nasce com o diâmetro que terá por toda a vida, e, sob o ponto de vista geométrico, o bambu é um tronco de cone, pois seu diâmetro é menor no topo do que na base (PEREIRA; BERALDO, 2008). Castaño Nieto (2001) comentou que o colmo de bambu é a parte mais útil, tendo diversos usos de acordo com seu estado de maturação. O colmo maduro pode ser usado como material de construção ou como componente de fabricação de pisos, móveis e artesanato. Segundo Isaia (2010), o bambu pode ser considerado como sendo um material compósito formado por feixes de fibras aderidas a uma substância aglutinante, chamada lignina. Pereira e Beraldo (2008) afirmaram que o tecido de um colmo é formado de aproximadamente 50% de parênquima, 40% de fibras e 10% de tecidos condutores. Penellum et al. (2018) comentaram que as fibras resistentes do bambu se concentram nas partes mais externas da parede do colmo, sendo reduzidas em porcentagem à medida que se aproximam da parede interna. O espaço é preenchido Figura 16 – Seção do colmo com suas partes e denominações 45 pelo tecido não-fibroso de células parênquimas, onde se armazena o amido (MARÇAL, 2008). O critério para seleção de colmos de bambu para uso como reforço estrutural é de coletar apenas colmos com uma cor marrom, indicativo de ter atingido 3 anos de idade, tendo também os maiores diâmetros disponíveis, fora do período de primavera e início de verão, época em que estes estão mais úmidos e menos resistentes (RAHMAN et al., 2011). A retirada dos colmos deve ser feita todo ano, colhendo os colmos maduros (para utilização), eliminando-se colmos secos e defeituosos, por questão de proteção da touceira. Deve-se evitar o corte de colmos imaturos e o corte excessivo, pois isso pode enfraquecer a capacidade global de sintetização de amido pelos colmos (PEREIRA; BERALDO, 2008). 3.2 TRATAMENTO E SECAGEM Por ser um material biológico, o bambu está sujeito à deterioração proveniente de fungos e insetos. O amido é comprovadamente seu ponto fraco, por ter ligação direta ao ataque do caruncho (Dinoderus minutus) (MARÇAL, 2008). Portanto, após a escolha e corte dos colmos, alguns procedimentos são necessários para garantir sua durabilidade. Ghavami (2005) apontou para a necessidade de secagem do bambu abaixo dos 15% de umidade para que ele possa ter uma vida útil maior e apresentar melhores propriedades mecânicas e físicas. Além da secagem, a durabilidade depende de algum tipo de tratamento, que por sua vez, deve respeitar alguns requisitos básicos, como, por exemplo, o de não ter efeitos negativos na estrutura da fibra do bambu e o de não ser lixiviável por chuva ou umidade. A secagem é realizada equilibrando-se o teor de umidade do bambu com o da atmosfera. Os bambus atingem valores finais de 12% a 16% de umidade. Este procedimento tem profunda importância para a qualidade dos colmos. Se for muito rápido, podem ocorrer fissuras longitudinais. Por isso, a secagem não deve ser feita diretamente ao sol (ISAIA, 2010). Lindholm e Palm (2007) comentaram que colmos 46 jovens e colmos inteiros sentem mais os efeitos da secagem do que os que estão em formato de ripas (taliscas). Isaia (2010) definiu a cura como sendo o processo de eliminação parcial da seiva do interior do bambu. O processo de cura pode ser realizado na própria touceira, quando há disponibilidade de tempo, ocorrendo entre duas e três semanas. Neste caso, o posicionamento vertical dos colmos cortados no próprio bambuzal facilita a eliminação da seiva (PEREIRA; BERALDO, 2008). Este tipo de cura não é indicado para certas espécies, como a do Bambusa vulgaris, em decorrência de uma pré- disposição apresentada por esta espécie ao ataque de insetos que são atraídos pela seiva. A seiva também pode ser retirada por imersão em água, devido à sua propriedade de dissolução. O procedimento dura de duas a quatro semanas, e a água deve ser trocada na metade do processo, devido à degradação do amido e à emissão de fortes odores. Cuidados devem ser tomados para garantir a imersão total do colmo, que, por ser menos denso que a água tende a flutuar. Nas espécies mais apropriadas para a construção, a massa específica do bambu varia entre 0,8 e 0,95 kg/dm³ (ISAIA, 2010). Por fim, pode-se realizar a cura por ação do fogo, que ocorre simultaneamente com a secagem. O aquecimento pelo fogo direto expulsa a seiva por exsudação, degradando quimicamente o amido (PEREIRA; BERALDO, 2008). No entanto, a cura e a secagem, por si só, não são suficientes para extraírem todos os componentes atrativos aos insetos. Algumas espécies, como a B. vulgaris, são muito mais susceptíveis a serem atacadas que outras, como a Dendrocalamus asper (ISAIA, 2010). A maioria dos tratamentos, segundo Lindholm e Palm (2007), são feitos a partir de produtos com alto impacto ambiental. Os produtos devem penetrar profundamente no bambu, não podendo evaporar ou ser lixiviados (PEREIRA; BERALDO, 2008). Os procedimentos mais comuns se realizam pela imersão em uma solução aquosa, geralmente de sais, que reagem com a lignina, produzindo compostos insolúveis, tóxicos aos organismos xilófagos. Isaia (2010) indicou diversos tipos de produtos para 47 este fim, como ácido bórico e sal de boro, cuja combinação produz o octaborato de sódio, sulfato de cobre, entre outros. 3.3 ESTABILIDADE DIMENSIONAL O bambu é um material higroscópico, com capacidade de aumento ou diminuição de volume, de acordo com a quantidade de água absorvida ou perdida. Além da alteração volumétrica, as propriedades mecânicas do bambu também variam de acordo, até um certo ponto, com seu teor de umidade (ASKARINEJAD et al., 2015; JAKOVLJEVIC et al., 2017). O bambu apresenta variações dimensionais acentuadas quando está submetido a variações abaixo do teor de umidade de 20% (PEREIRA; BERALDO, 2008). Garbino (2003) apontou que a retração é maior nas paredes externas do colmo, seguida pela retração radial e a tangencial interna, sendo a retração axial a menor delas. Pereira e Beraldo (2008) mencionaram que, a exemplo das madeiras, as variações dimensionais do bambu na direção do eixo axial são desprezíveis, enquanto que as variações nos eixos tangencial e radial são mais importantes. Garbino (2003) mencionou que amostras com nós apresentaram menores valores de retração do que as amostras sem nós. Pereira e Beraldo (2008) afirmaram que, ao contrário do comportamento observado nas madeiras, o bambu pode apresentar variações dimensionais radiais mais importantes do que as tangenciais, devido à própria estrutura oca dos internós. O inchamento do bambu tem relação direta com a sua capacidade de absorver água, capacidade essa que tem taxas menores quanto mais elevado for o teor de umidade do bambu. A quantidade de água que uma espécie pode absorver está diretamente relacionada com o tipo e a quantidade de suas células (GARBINO, 2003). Xu et al. (2014) concluíram que o bambu apresenta capacidades mecânicas reduzidas após a absorção de água e inchamento, apresentando comportamento mais dúctil quanto mais elevado for o teor de umidade do material. Outras pesquisas apresentaram resultados semelhantes (ASKARINEJAD et al., 2015; JAKOVLJEVIC et al., 2017). 48 A idade do colmo, segundo Dunkelberg apud Garbino (2003), tem efeito determinante no balanceamento da quantidade de água incorporada à sua estrutura; bambus com um ano de idade apresentam uma distribuição uniforme; já os bambus mais próximos da maturidade (3 anos) podem ter até o dobro do teor de umidade na parte basal quando comparada com a parte apical. Para a B. vulgaris, verificou-se que os bambus com 3 anos de idade apresentaram os menores valores de retração e de teor de umidade (ESPILOY apud GARBINO, 2003). Janssen (1991) relatou também pesquisas que apresentaram resultados parecidos, com B. vulgaris e B. tulda, tendo colmos maduros apresentado menor teor de umidade do que colmos jovens. 3.4 CARACTERÍSTICAS FÍSICAS E MECÂNICAS Devido ao seu formato tubular, pode-se adotar as direções longitudinal, radial e circunferencial como referência, sendo a longitudinal paralela às fibras, a radial sendo a direção normal à parede do colmo e a circunferencial referindo-se à região perimetral da seção transversal. Para cada uma destas direções, as propriedades mecânicas do bambu se alteram. Janssen apud Garbino (2003) apontou a massa específica do bambu como sendo a característica que mais influencia as propriedades mecânicas. Segundo Pereira e Beraldo (2008), essa propriedade, para um mesmo espécime, depende de qual parte da parede foi retirada a amostra. Quanto mais próximo da parede externa, maior a massa específica. Isso se dá pela maior concentração de fibras na parte externa, exceção feita ao nó, por causa da mudança da orientação das fibras. Pereira e Beraldo (2008) apresentaram resultados que corroboraram com o exposto por Janssen (1991), com valores de massa específica mais elevadas para camadas externas do que para as internas. A espécie B. vulgaris apresentou valores médios de 860 kg/m³ nas camadas externas e 450 kg/m³ nas camadas internas. Garbino (2003) apontou uma melhoria das características mecânicas dos bambus da base para o topo, e da condição verde para a condição seca, mas citou também Prawirohatmodjo (1988), que concluiu em seu trabalho que o uso de bambu verde na construção civil não é necessariamente desaconselhado, uma vez que a melhora é muito pouco significativa após sua secagem. 49 O bambu tem fibras muito resistentes: sua resistência à compressão axial é de aproximadamente duas vezes a do concreto; já a resistência à tração paralela às fibras é comparável à de aços menos nobres; além disso, apresenta resistência ao cisalhamento próxima à da madeira (NURDIAH, 2016). O bambu tem sua resistência à compressão paralela às fibras 30% menor que sua resistência à tração na mesma direção (ISAIA, 2010), podendo peças curtas de bambu apresentar resistências à compressão paralela às fibras superiores a 50 MPa, enquanto que o concreto convencional apresenta valores entre 20 e 50 MPa. Outras pesquisas apresentaram uma faixa de valores entre 20 e 120 MPa para resistência à compressão paralela às fibras do bambu (LINDHOLM; PALM, 2007; PEREIRA; BERALDO, 2008; ISAIA, 2010). A resistência à compressão paralela às fibras do bambu pode ser medida a partir de corpos de prova cilíndricos ou prismáticos, podendo estes últimos serem obtidos a partir de espécies de bambu que apresentem paredes mais espessas, tais como os gêneros Dendrocalamus, Guadua, Gigantochloa e algumas espécies de Bambusa e Phyllostachys (PEREIRA; BERALDO, 2008). Marçal (2008) apontou para o fato de que, em média, a resistência dos corpos de prova cilíndricos é sempre superior àquela obtida a partir de corpos de prova que sofreram modificações geométricas, o que evidencia a importância do nó para enrijecimento do colmo. No entanto, Janssen (1981) concluiu, em testes de compressão paralela às fibras do bambu comparativos entre colmos completos e pequenos prismas extraídos destes mesmos colmos, que os corpos de provas de pequenas dimensões têm valores próximos, podendo, portanto, serem utilizados em testes de compressão paralela às fibras. Ota apud Janssen (1991) apresentou resultados que relacionaram massa específica com a resistência à compressão paralela às fibras de corpos de prova de bambu das espécies P. reticulata e P. edulis. Foram preparados corpos de prova com a espessura da parede do bambu; outros, apenas com a parte externa da parede. Para os corpos de prova com parede completa e apenas com parede externa, foram obtidos valores de resistência correspondentes a, respectivamente, 68 MPa e 67 MPa. Segundo Janssen (1991), as diferenças são menores do que o esperado, uma vez 50 que as paredes externas são constituídas por material mais pesado e resistente, enquanto que a interna deveria ser menos densa e menos resistente. Devido às influências anatômicas do bambu, seu módulo de elasticidade também pode ser um valor de difícil obtenção. Dependendo de onde o extensômetro for colocado, sendo na face externa ou interna, ou nas imediações do nó ou afastado dele, os valores podem ser alterados (PEREIRA; BERALDO, 2008). Ghavami e Marinho (2005) encontraram uma relação quase linear no gráfico de tensão-deformação (Figura 17), tanto para a compressão como para a tração, até a ruptura dos corpos de prova preparados com bambu G. angustifolia. Obtiveram também coeficientes de Poisson da ordem de 0,30, para o mesmo bambu, que variou em função da altura de retirada do corpo de prova e da presença ou não de região nodal. Fonte: Ghavami e Marinho (2005) Torres, Ghavami e García (2007) propuseram uma lei constitutiva de isotropia transversal para o bambu, significando que o plano perpendicular às fibras é isotrópico e, portanto, os módulos de elasticidade e os coeficientes de Poisson podem ser relacionados. Segundo os autores, esta hipótese é capaz de responder satisfatoriamente pelas características ortotrópicas do material. García, Rangel e Ghavami (2012), baseado na lei constitutiva de Torres, Ghavami e García (2007), desenvolveram um método para a obtenção do módulo de elasticidade transversal e dos coeficientes de Poisson, por meio de ensaios experimentais com corpos de prova anelares. Segundo os autores, o ensaio resolve Figura 17 – Tensão x deformação G. angustifolia com nó (a) e sem nó (b) 51 o problema do comprimento dos corpos de prova para validação de testes uniaxiais nas direções radial ou tangencial, empregando um protocolo relativamente simples. O bambu é chamado por vezes de “aço vegetal”, com o exemplo de cabos de bambu trançados que alcançaram resistência similar ao aço CA-25, pesando apenas 10% do aço (APUAMA, 2017). Algumas espécies podem atingir valores de até 370 MPa (PEREIRA; BERALDO, 2008). Pereira e Beraldo (2008) citaram algumas das principais dificuldades da realização do ensaio, como a aplicação de pressão pelas garras da máquina de ensaio, que, em excesso, pode causar a ruptura do material, e, quando não suficiente, possibilita o escorregamento, sendo este um problema recorrente mencionado na literatura (JANSSEN,1981). Isaia (2010) apresentou as recomendações do INBAR (International Network for Bamboo and Rattan) referentes à proteção das extremidades com placas de alumínio coladas por resinas à base de epóxi, além das dimensões ideais do corpo de prova, mostradas na Figura 18. Figura 18 – Dimensões indicadas pelo INBAR para ensaio de resistência à tração paralela às fibras do bambu (unidades em mm) Fonte: Isaia (2010). 52 A heterogeneidade natural da talisca de bambu é uma particularidade que deve ser levada em conta quando considerados os resultados de resistência à tração paralela às fibras do bambu. Quanto maior a porcentagem de camadas externas no corpo de prova, mais elevados serão os resultados. Os resultados de Penellum et al. (2018) sugeriram uma forte ligação entre o volume de fibras na peça de bambu laminado colado (BLC) e o módulo de elasticidade desta mesma talisca. Os resultados também demonstraram que o uso de lâminas mais finas para a construção das seções de bambu laminado colado gera um aumento na fração de fibras no volume. Isso implica que o maior volume de fibras é provavelmente a causa principal da maior resistência à flexão das vigas de bambu laminado colado. Embora o trabalho de Penellum et al. (2018) tenha tratado de BLC, a conclusão da relação do volume de fibras com o módulo de elasticidade na direção das fibras vale também para o bambu na sua condição natural. A maior concentração de fibras em lâminas mais finas se deve à constituição do bambu, que concentra suas fibras nas paredes externas, tendo fibras mais dispersas à medida que se afasta da parede externa e à forma de corte das taliscas. Logo, quanto mais grossa a talisca, maior a quantidade de tecido não fibroso presente na parte mais interna do colmo (Figura 19). Figura 19 – Recortes de tiras de 4 e 6 mm na seção do colmo de bambu Fonte: Penellum et al. (2018). 53 Pereira e Beraldo (2008) informaram que, na melhor das hipóteses, assim como no caso de cabos de lâminas de bambu trançadas, formadas das camadas externas, o módulo de elasticidade não apresentará valores maiores do que 30 GPa. Janssen (1991) apresentou resultados de um estudo que relacionava o módulo de Young e a resistência à tração paralela às fibras com a posição na parede do bambu, com valores decrescentes, com relação à direção radial, de fora para dentro, o que é coerente com a fórmula proposta por Gavhami (2005), que apontou a relação do módulo de Young do bambu, na direção longitudinal, como dependente do teor de fibras na área total da seção transversal. A presença e a quantidade de nós nos corpos de prova também interferem na magnitude dos resultados, devido ao formato anatômico, que altera a direção axial das fibras, implicando em redução acentuada de sua resistência mecânica (PEREIRA; BERALDO, 2008). O trabalho de Oka et al. (2014) apresentou resultados que confirmam essa hipótese. Em um estudo com Gigantochloa atroviolacea, buscando os efeitos dos nós, dos internós e da altura de retirada do corpo de prova nas características mecânicas do bambu, apenas a resistência à tração paralela às fibras apresentou diferenças significativas. Ota apud Janssen (1991) apresentou resultados que sugerem que resistências de tração paralela às fibras atingem um valor máximo quando o teor de umidade está entre 10 e 15%. A exemplo da resistência à compressão paralela às fibras, Janssen (1991) apontou também uma correlação entre a massa específica do bambu e a sua resistência à tração paralela às fibras. O trabalho de Ghavami e Marinho (2005) apresentou resultados relacionados à caracterização física e mecânica da espécie G. angustifolia, seguindo as recomendações do INBAR; os autores encontraram uma resistência média a tração paralela às fibras de, aproximadamente, 86 MPa, com a região superior do colmo apresentando os maiores valores nos internós (115 MPa) e os menores valores na região com nós (62 MPa). A resistência à compressão paralela às fibras indicou valores, em média, 50% menores do que os de tração na mesma direção, mas sua resistência mecânica foi pouco afetada pela presença dos nós. Os módulos de 54 elasticidade na compressão e na tração na direção paralela às fibras foram iguais a 15,11 GPa e 12,58 GPa, respectivamente. A idade e, portanto, a maturidade do colmo, têm caráter preponderante na resistência final à tração paralela às fibras. Janssen (1991) apresentou resultados de estudos desenvolvidos com 54 colmos de P. glauca, provenientes de quatro regiões diferentes da China. Os colmos foram divididos em classes de 1 a 7 anos e ensaiados à tração paralela às fibras, com espessura igual à espessura da parede do colmo. Para todos os espaços amostrais, a idade corresponde à maior resistência mecânica seria entre 4 e 5 anos. O valor máximo de resistência à tração na direção paralela às fibras encontrado foi de 342 MPa. Janssen (1981) mencionou a necessidade do conhecimento do comportamento do bambu em flexão. Pereira e Beraldo (2008), ao compararem o ensaio de flexão do bambu com o da madeira, citaram as dificuldades extras do bambu com relação à produção de corpos de provas nas dimensões normatizadas. Colmos com diâmetros maiores serão os únicos possíveis de produzir espécimes de dimensões adequadas. Há também a necessidade de posicionamento adequado com relação à disposição da camada externa. Os autores comentaram que, quando as fibras da camada externa se encontram abaixo da linha neutra, sendo submetidas à tração, os resultados costumam ser mais elevados. O trabalho de Gottron, Harries e Xu (2014) apresentou, em suas conclusões, que o posicionamento da parede externa na face inferior costuma apresentar um maior módulo de ruptura e um menor módulo de elasticidade devido ao tecido não- fibroso e mais deformável estar submetido aos esforços de compressão. Ueda apud Janssen (1991) ensaiou bambus usinados com