Dim estrutural unesp bauru apostila

UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA UNESP - Campus de Bauru/SP

FACULDADE DE ENGENHARIA Departamento de Engenharia Civil

Disciplina: 2133 - ESTRUTURAS DE CONCRETO III NOTAS DE AULA

SAPATAS DE FUNDAÇÃO

Prof. Dr. PAULO SÉRGIO DOS SANTOS BASTOS (wwwp.feb.unesp.br/pbastos)

Bauru/SP Agosto/2012

APRESENTAÇÃO

Esta apostila tem o objetivo de servir como notas de aula na disciplina 2133 – Estruturas de Concreto III, do curso de Engenharia Civil da Faculdade de Engenharia, da Universidade Estadual Paulista - UNESP – Campus de Bauru.

O texto apresenta o dimensionamento das sapatas de fundação, conforme os procedimentos contidos na NBR 6118/2003 - “Projeto de estruturas de concreto – Procedimento”.

Agradecimentos ao técnico Tiago Duarte de Mattos, pela confecção dos desenhos, e ao aluno Lucas F. Sciacca, pelo auxílio na digitação do texto.

Esta é a primeira versão da apostila, e críticas e sugestões serão muito bem-vindas.

SUMÁRIO

1.

DEFINIÇÕES...........................................................................................................................1

1.1 FUNDAÇÃO SUPERFICIAL............................................................................................1 1.2 SAPATA DE FUNDAÇÃO ...............................................................................................1 1.3 TIPOS DE SAPATAS ........................................................................................................1 1.4 DETALHES CONSTRUTIVOS ........................................................................................3 2. SAPATAS ISOLADAS............................................................................................................3 2.1 CLASSIFICAÇÃO QUANTO À RIGIDEZ ......................................................................4 2.2 COMPORTAMENTO ESTRUTURAL.............................................................................5 2.2.1 Sapatas Rígidas ...........................................................................................................5 2.2.2 Sapatas Flexíveis .........................................................................................................6 2.3 DISTRIBUIÇÃO DE TENSÕES NO SOLO.....................................................................6 2.4 ESTIMATIVA DAS DIMENSÕES DE SAPATAS ISOLADAS COM CARGA CENTRADA .................................................................................................................................7 2.4.1 Sapata com Balanços (abas) Iguais nas Duas Direções ..............................................7 2.4.2 Balanços não Iguais nas Duas Direções (cA ≠ cB).......................................................8 2.5 PROJETO CONFORME O CEB-70..................................................................................9 2.5.1 Dimensionamento da Armadura Inferior ....................................................................9 2.5.2 Momentos Fletores em Sapatas Isoladas com Carga Centrada.................................10 2.5.3 Ancoragem da Armadura de Flexão..........................................................................13 2.5.4 Força Cortante de Referência em Sapatas Isoladas com Carga Centrada.................14 2.5.5 Força Cortante Limite ...............................................................................................16 2.6 VERIFICAÇÃO À PUNÇÃO ..........................................................................................16 2.6.1 Tensão de Cisalhamento Solicitante .........................................................................18 2.6.2 Verificação de Tensão Resistente de Compressão Diagonal do Concreto na Superfície Crítica C..................................................................................................................19 2.6.3 Tensão Resistente na Superfície Crítica C’ em Elementos Estruturais ou Trechos sem Armadura de Punção ........................................................................................................20 2.7 EXEMPLO 1 – SAPATA ISOLADA RÍGIDA ...............................................................21 2.8 EXERCÍCIOS PROPOSTOS ...........................................................................................29 2.9 MÉTODO DAS BIELAS .................................................................................................29 2.9.1 Exemplo 2 - Sapata Isolada Rígida ...........................................................................33 2.10 SAPATAS ISOLADAS SOB AÇÕES EXCÊNTRICAS.............................................34 2.10.1 Excentricidade em Uma Direção...............................................................................34 2.10.2 Excentricidade nas Duas Direções ............................................................................36 2.11 EXEMPLO 3 – Sapata Isolada sob Força Normal e um Momento Fletor....................40 2.12 EXEMPLO 4 – SAPATA ISOLADA SOB FLEXÃO OBLÍQUA ..............................48 2.13 SAPATA ISOLADA FLEXÍVEL SOB CARGA CENTRADA..................................54 2.14 VERIFICAÇÃO DE SAPATA FLEXÍVEL À FORÇA CORTANTE QUANDO bW ≥ 5d 56 2.15 EXEMPLO 5 – Sapata Flexível....................................................................................57 3. SAPATA CORRIDA .............................................................................................................62 3.1 3.2 3.3 3.4

SAPATA CORRIDA RÍGIDA SOB CARGA UNIFORME ...........................................64 SAPATA CORRIDA FLEXÍVEL SOB CARGA LINEAR UNIFORME ......................65 EXEMPLO 6 – SAPATA CORRIDA RÍGIDA...............................................................67 EXERCÍCIO PROPOSTO ...............................................................................................69

3.5 EXEMPLO 7 – SAPATA CORRIDA FLEXÍVEL..........................................................69 3.6 EXERCÍCIO PROPOSTO ...............................................................................................73 4. VERIFICAÇÃO DA ESTABILIDADE DAS SAPATAS...................................................74 5.

VERIFICAÇÃO DO ESCORREGAMENTO DA ARMADURA DE FLEXÃO EM

SAPATAS.......................................................................................................................................75 6.

SAPATA NA DIVISA COM VIGA DE EQUILÍBRIO .....................................................76

6.1 ROTEIRO DE CÁLCULO...............................................................................................78 6.2 ESFORÇOS SOLICITANTES NA VIGA DE EQUILÍBRIO.........................................78 6.3 PRÉ-DIMENSIONAMENTO DA VIGA DE EQUILÍBRIO ..........................................81 6.4 DIMENSIONAMENTO DA SAPATA DA DIVISA ......................................................81 6.5 EXEMPLO 8 ....................................................................................................................83 6.6 TAREFA...........................................................................................................................90 6.7 VIGA ALAVANCA NÃO NORMAL À DIVISA ..........................................................90 6.8 EXERCÍCIO PROPOSTO ...............................................................................................91 7. SAPATA EXCÊNTRICA DE DIVISA ................................................................................92 8.

SAPATA ASSOCIADA (CONJUNTA, CONJUGADA)....................................................95

8.1 SAPATA RETANGULAR...............................................................................................95 8.2 VERIFICAÇÕES E DIMENSIONAMENTO..................................................................98 8.3 SAPATA DE FORMA TRAPEZOIDAL.......................................................................100 8.4 SAPATA ASSOCIADA COM VIGA DE RIGIDEZ ....................................................101 8.5 EXEMPLO 9 ..................................................................................................................102 9. QUESTIONÁRIO ................................................................................................................111 10. RERERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ..............................................................................112

1

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1. DEFINIÇÕES As definições apresentadas a seguir tomam como base a norma NBR 6122/2010.

1.1

FUNDAÇÃO SUPERFICIAL

A fundação superficial é também chamada fundação rasa ou direta. É definida como: “elemento de fundação em que a carga é transmitida ao terreno pelas tensões distribuídas sob a base da fundação, e a profundidade de assentamento em relação ao terreno adjacente à fundação é inferior a duas vezes a menor dimensão da fundação.”

Quanto ao dimensionamento, as fundações superficiais devem ser definidas por meio de dimensionamento geométrico e de calculo estrutural.

1.2

SAPATA DE FUNDAÇÃO

Sapata de fundação é um “elemento de fundação superficial, de concreto armado, dimensionado de modo que as tensões de tração nele resultantes sejam resistidas pelo emprego de armadura especialmente disposta para esse fim.”

1.3

TIPOS DE SAPATAS

Sapata Isolada: transmite ações de um único pilar, que pode estar centrado ou excêntrico; pode ser retangular, quadrada, circular, etc., (Figura 1).

h=cte

h = var

Figura 1 – Sapata isolada.

Sapata corrida: “Sapata sujeita à ação de uma carga distribuída linearmente ou de pilares ao longo de um mesmo alinhamento.”, (Figura 2).

parede sapata

OU

Figura 2 – Sapata corrida para apoio de parede.

2

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Sapata associada: é a sapata comum a mais de um pilar, sendo também chamada sapata combinada ou conjunta (Figura 3). Transmitem ações de dois ou mais pilares e é utilizada como alternativa quando a distância entre duas ou mais sapatas é pequena.

A

P1

PLANTA

VR

P2

A

Viga de rigidez

ELEVAÇÃO

CORTE AA

Figura 3 – Sapata associada (viga de fundação).

Viga alavanca ou viga de equilíbrio: “elemento estrutural que recebe as cargas de um ou dois pilares (ou pontos de carga) e é dimensionado de modo a transmiti-las centradas às fundações. Da utilização de viga de equilíbrio resultam cargas nas fundações diferentes das cargas dos pilares nelas atuantes.” É comum em pilar de divisa onde o momento fletor resultante da excentricidade da ação com a reação da base deve ser resistido pela “viga de equilíbrio” (VE), Figura 4. sapata 1

VA

Viga alavanca (VA)

Figura 4 – Sapata com viga de equilíbrio.

sapata 2

3

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A configuração das vigas baldrames (VB) em relação à sapata pode variar, conforme alguns casos indicados na Figura 5.

Viga baldrame (VB)

VB

VB

Figura 5 – Posicionamento da viga baldrame em relação à sapata.

1.4

DETALHES CONSTRUTIVOS

“A base de uma fundação deve ser assente a uma profundidade tal que garanta que o solo de apoio não seja influenciado pelos agentes atmosféricos e fluxos d’água. Nas divisas com terrenos vizinhos, salvo quando a fundação for assente sobre rocha, tal profundidade não deve ser inferior a 1,5 m” (NBR 6122/96, item 6.4.2). A Figura 6 mostra alguns detalhes construtivos sugeridos para as sapatas.

h / 3 h0 ≥  20 cm 3 a 10 cm

α

>3

h0

h

1

Lastro de concreto simples ( ≥ 5cm, fck ≥ σsolo, rocha)

Figura 6 – Sugestão para alguns detalhes construtivos da sapata. α ≤ 30° (ângulo do talude natural do concreto fresco – não é obrigatório).

2. SAPATAS ISOLADAS Nas sapatas isoladas, o centro de gravidade da sapata deve coincidir com o centro de aplicação da ação do pilar; a menor dimensão deve ser ≥ 60 cm (NBR 6122/96, 6.4.1); a relação

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entre os lados deve ser A/B ≤ 2,5. Regularmente, os lados A e B devem ser escolhidos de modo que cA ≈ cB , mostrados na Figura 7.

Se cA = cB : A – ap = B – bp ⇒

A – B = ap – bp

Asx ≈ Asy (ou AsA ≈ AsB)

CB

B

bp

CB

A

CA

ap

CA

Figura 7 – Notação para a sapata isolada.

2.1

CLASSIFICAÇÃO QUANTO À RIGIDEZ Conforme a NBR 6118/03 (item 22.4.1), a classificação das sapatas quanto à rigidez é:

h≥

Sapata flexível: h <

Pilar

3 (A - a p )

h

Sapata rígida:

ap

(A - a p )

3 A

Figura 8 – Altura h da sapata.

com: h = altura da sapata (Figura 8); A = dimensão (lado) da sapata numa determinada direção; ap = dimensão do pilar na direção do lado A. Nota: a classificação acima deve ser verificada segundo as duas direções da sapata, ou seja, segundo as direções dos lados A e B de sapatas retangulares.

5

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ap

Pilar

Pelo CEB-70, a sapata é rígida quando: h

0,5 ≤ tg β ≤ 1,5 (26,6º ≤ β ≤ 56,3º)

β

tg β = h / c C Balanço

Figura 9 – Ângulo β e balanço c.

A sapata será considerada flexível se: tg β < 0,5 tg β > 1,5 ⇒ bloco de fundação - dispensa-se a armadura de flexão porque o concreto resiste a σt .

2.2

COMPORTAMENTO ESTRUTURAL (NBR 6118/03, 22.4.2)

2.2.1 Sapatas Rígidas São aquelas com alturas “grandes” e tem a preferência no projeto de fundações. a) há flexão nas duas direções (A e B), com a tração na flexão sendo uniformemente distribuída na largura da sapata. As armaduras de flexão AsA e AsB são distribuídas uniformemente nas larguras A e B da sapata (Figura 10).

Sapata rígida

As B

A

As A

Figura 10 – Armadura positiva de flexão de sapata isolada. b) há atuação de força cortante nas duas direções (A e B), não apresentando ruptura por tração diagonal, e sim por compressão diagonal, a ser verificada conforme o item 19.5.3.1 (Figura 11).

Não há possibilidade de punção, porque a sapata fica inteiramente dentro do cone de punção.

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Seção a ter compressão verificada (item 19.5.3.1 da NBR6118)

σI σII

Figura 11 – Tensões principais na sapata isolada.

2.2.2 Sapatas Flexíveis São aquelas com alturas “pequenas”. “Embora de uso mais raro, as sapatas flexíveis são utilizadas para fundação de cargas pequenas e solos relativamente fracos.” (NBR 6118/03). a) há flexão nas duas direções, mas a tração na flexão não é uniforme na largura (Figura 12); b) há a necessidade da verificação à punção.

N

p

M (variável)

Figura 12 – Momento fletor na sapata flexível.

2.3

DISTRIBUIÇÃO DE TENSÕES NO SOLO

As principais variáveis que afetam a distribuição de tensões são: características das cargas aplicadas, rigidez relativa fundação-solo, propriedades do solo e intensidade das cargas. (ver Velloso e Lopes – Fundações, v.1, ed. Oficina de Textos).

A distribuição real não é uniforme, mas por simplicidade, na maioria dos casos, admite-se a distribuição uniforme, o que geralmente resulta esforços solicitantes maiores (Figura 13). A NBR 6122 (6.3.2) admite a distribuição uniforme, exceto no caso de fundações apoiadas sobre rocha.

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Rígida

Flexível

distribuiçao admitida

Areia

Areia

distribuição real

Figura 13 – Distribuição de tensões no solo.

A NBR 6118/03 (item 22.4.1) declara: “Para sapata rígida pode-se admitir plana a distribuição de tensões normais no contato sapata-terreno, caso não se disponha de informações mais detalhadas a respeito.”

2.4

ESTIMATIVA DAS DIMENSÕES DE SAPATAS ISOLADAS COM CARGA CENTRADA A area de apoio da sapata pode ser estimada como: Ssap =

1,05 N σsolo

ou

Ssap =

1,1N σsolo

onde os fatores 1,05 e 1,1 estimam o peso próprio da sapata e do solo sobre a sapata.

2.4.1 Sapata com Balanços (abas) Iguais nas Duas Direções Conforme as dimensões mostradas na Figura 14, tem-se: A = 2cA + ap B = 2cB + bp Com cA = cB , fica: A – B = ap – bp Ssap = A ⋅ B → A = Ssap B

Ssap B

− B = a p − bp

Multiplicando por B:

(

)

Ssap − B 2 = a p − b p B

B=

1 1 bp − a p + bp − a p 2 4

(

)

(

)2 + Ssap

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A e B devem ser múltiplos de 5 cm. É indicado que a dimensão seja no mínimo 80 cm no caso de sapata de edifícios, e 60 cm para sapatas de residências térreas e de dois pavimentos (sobrado).

CB

B

bp

CB

A

CA

ap

CA

Figura 14 – Sapata isolada com balanços iguais nas duas direções.

2.4.2 Balanços não Iguais nas Duas Direções (cA ≠ cB) Neste caso recomenda-se obedecer a seguinte relação: A ≤ 3,0 B Sendo R a relação entre as dimensões (Figura 15), tem-se: A =R B

→ A = B⋅ R

Ssap = A . B

Ssap R

, com A e B múltiplos de 5 cm.

bp

CB

A

CB

B

B=

Ssap = R . B2

⇒

CA

ap

CA

Figura 15 – Sapata isolada com balanços não iguais nas duas direções.

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2.5

PROJETO CONFORME O CEB-70 O método proposto pelo CEB-70 pode ser aplicado a sapatas com: c ≤ 2h h ≤ c ≤ 2h 2 h Se c < 2

e

c≥

h 2

ou seja:

bloco de fundação.

→

C

h

C

Figura 16 – Balanço c na sapata isolada.

Admite-se que o solo tem comportamento elástico, e daí que as reações do solo sobre a superfície de apoio da sapata seguem uma linha plana (Figura 17).

M("pequeno")

N

Superfície plana

M("grande") (LN fora da seção)

N Distribuição admitida para quando existirem tensões de tração na base da sapata

x

Figura 17 – Reação do solo na base da sapata.

2.5.1 Dimensionamento da Armadura Inferior Os momentos fletores são calculados, para cada direção, em relação a uma seção de referência (S1A e S1B), que dista 0,15 vezes a dimensão do pilar normal à seção de referência, e se encontra internamente ao pilar (Figura 18). ap

CA 0,15 ap

d1

d1 = d ≤ 1,5cA

A

S1A

Figura 18 – Seção de referência S1 .

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O momento fletor é calculado levando-se em conta o diagrama de tensões no solo, entre a seção S1 e a extremidade da sapata, como indicado na Figura 19.

S1

σ2

σ1

Figura 19 – Diagrama para cálculo do momento fletor na seção de referência S1 .

No cálculo da armadura de flexão que atravessa a seção S1 consideram-se as características geométricas da seção de referência S1.

O menor momento fletor deve ser pelo menos 1/5 do maior momento fletor, isto é, a relação entre as armaduras de flexão ortogonais deve ser ≥ 1/5.

2.5.2 Momentos Fletores em Sapatas Isoladas com Carga Centrada Os momentos fletores são calculados nas seções de referência S1 , conforme indicados na Figura 20. Supondo balanços iguais, cA = cb : B − bp 2

0,15 bp

ap

S1B

bp

xB

2

= cB =

0,15ap CB

A − ap

B

cA =

S1A CA

xA A

N S1A

p

Figura 20 – Notações e seção de referência S1 .

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Pressão da sapata no solo: p=

1,05 N A.B

onde o fator 1,05 considera o peso próprio e do solo sobre a sapata. Outros valores podem ser adotados.

As distâncias xA e xB são: xA = cA + 0,15ap xB = cB + 0,15bp Áreas de referência nas duas direções (Figura 21): A1A = xA B A1B = xB A xA

B

xB

A1B

A1A

A

Figura 21 – Áreas de referência.

Resultantes da pressão (tensão) no solo (Figura 22): R1A = p . xA . B R1B = p . xB . A

p S1A

R1A xA

Figura 22 – Resultante da pressão no solo.

Momento fletor em cada direção:

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M1A = R 1A

xA 2

⇒ M1A = p . B

xA 2

M1B = R 1B

xB 2

⇒ M1B = p . A

xB 2

2

2

No cálculo da armadura de flexão, embora a seção comprimida A’c seja um trapézio, o cálculo pode ser feito simplificadamente considerando-se a seção retangular (Figura 23). Se considerar-se o trapézio deve-se fazer σcd = 0,8 fcd .

A'c LN

As

Figura 23 – Área de concreto comprimida pela flexão (A’c).

Como na flexão simples, com auxílio dos coeficientes K tabelados: Kc =

b w d1 Md

2

⇒

na tabela de valores de Kc e Ks encontra-se βx , o domínio e Ks

com bw = A ou B.

As = Ks

Md ≥ As,mín d1

Simplificadamente também pode-se fazer: As =

Md ≥ As,mín 0,85d1 . f yd

Nas sapatas de base quadrada, a armadura de flexão pode ser uniformemente distribuída na largura da sapata.

A armadura deve se estender de face à face e terminar com gancho nas duas extremidades.

Nas sapatas de base retangular, a armadura paralela ao lado menor (B) deve-se obedecer: a) quando B ≥ ap + 2h (Figura 24): A armadura é calculada como sendo: A s

2B A+B

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13 B

Armadura

B

bp

ap

A

Figura 24 – Distribuição de As quando B ≥ ap + 2h. b) no caso de B < ap + 2h (Figura 25): A armadura é calculada como sendo: A s

(

2 a p + 2h

)

A + a p + 2h

ap + 2h

Armadura

B

bp

ap

A

Figura 25 – Distribuição de As quando B < ap + 2h.

2.5.3 Ancoragem da Armadura de Flexão 1ºcaso: se a aba de comprimento c superar a altura h, a armadura deve ser ancorada a partir da seção distante h da face do pilar, e deve se estender até as bordas da sapata (Figura 26). lb é o comprimento de ancoragem básico, considerado sem gancho.

h

C>h

lb h

Figura 26 – Ancoragem da armadura quando c > h.

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2ºcaso: se o comprimento c da aba for inferior a h, a armadura deve ser totalmente ancorada na vizinhança imediata da borda da sapata, sendo o comprimento de ancoragem medido a partir da extremidade retilínea da barra (Figura 27).

lb

h

C<h

Figura 27 – Ancoragem da armadura quando c < h.

2.5.4 Força Cortante de Referência em Sapatas Isoladas com Carga Centrada No dimensionamento, a força cortante a ser considerada é calculada numa seção de referencia S2 , em cada direção da sapata, perpendicular à base de apoio da sapata e distante d/2 da face do pilar em cada direção, como indicado na Figura 28.

A

C2B

S2A

B

bp

d

2

S2B

45° ap

d

2

C2A

d

h0

d2A

h

N

p C2A A

Figura 28 – Seções de referência S2A e S2B relativas as duas direções da sapata.

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com:

 h − h0  d 2 A = d 1 −  < 1,5c 2A  A − a p   h − h0  d 2 B = d 1 −  < 1,5c 2 B  B − b p  No caso de sapata alongada (c > 1,5B) a seção S2 é considerada na face do pilar (Figura

B

C

S 2A na face do pilar

Figura 29 – Seção de referência S2 em sapata alongada (c > 1,5B).

A largura b2A da seção de referência S2A é tomada conforme indicado na Figura 30.

A

45°

bp

b2A b p+ d

ap B

S2A

d

N

d

2

C2A

d2A ≤ 1,5 C2A

29).

Figura 30 – Dimensão b2A da seção de referência S2A .

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Com relação às dimensões A e B da sapata: b2A = bp + d b2B = ap + d

2.5.5 Força Cortante Limite Na seção de referência S2, a força cortante de cálculo não deve ultrapassar os valores seguintes: Vd,lim =

1,5 b 2 ⋅ d 2 ρ ⋅ f ck γC

, para fck em kN/cm2;

Vd ,lim =

0,474 b 2 ⋅ d 2 ρ ⋅ f ck γC

, para fck em MPa.

com: Vd,lim em kN; γc = coeficiente de segurança do concreto; b2 e d2 em cm; ρ = taxa de armadura longitudinal da seção de referência S2 : ρ=

AS ≤ 0,01 b2 ⋅ d2

(não se dispõe de resultados de ensaios com ρ > 1 %);

As = área da armadura longitudinal disposta na largura b2 da seção S2 .

Vd,lim pode ser aumentada com o acréscimo de armadura transversal.

Se Vd ≤ Vd,lim não é necessário colocar armadura transversal. Se essa condição não ocorrer, deve-se aumentar a altura da sapata, de modo a evitar a armadura transversal.

NOTA: se a força cortante atuante for maior que a força cortante limite, uma possibilidade para resolver o problema é adotar uma nova altura útil para a sapata, tal que: d novo = d

2.6

Vd Vd ,lim

VERIFICAÇÃO À PUNÇÃO

A verificação das sapatas à punção se faz conforme o item 19.5 da NBR 6118/03 “Dimensionamento de lajes à punção”.

A superfície de ruptura por punção está indicada na Figura 31. tg α =

d x

tg 27 º =

, fazendo α = 27° d x

→

x=

d ≅ 2d 0,51

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pilar superfície de ruptura de uma laje por efeito de punção d

As-

α = 25º a 30º

x laje

Figura 31 – Superfície de ruptura de uma laje por efeito de punção.

“O modelo de cálculo corresponde à verificação do cisalhamento em duas ou mais superfícies críticas definidas no entorno de forças concentradas. Na primeira superfície crítica (contorno C), do pilar ou da carga concentrada, deve ser verificada indiretamente a tensão de compressão diagonal do concreto, através da tensão de cisalhamento.” A Figura 32 ilustra as superfícies críticas C e C’.

C

C C'

2d

Borda livre

2d

2d

C

C' C'

B. livre

C

2d

B. livre

C'

Figura 32 – Superfícies críticas C e C’.

“Na segunda superfície crítica (contorno C’) afastada 2d do pilar ou da carga concentrada, deve ser verificada a capacidade da ligação à punção, associada à resistência à tração diagonal. Essa verificação também se faz através de uma seção de cisalhamento, no entorno C’. Caso haja necessidade, a ligação deve ser reforçada por armadura transversal. A terceira superfície crítica (contorno C”) apenas deve ser verificada quando for necessário colocar armadura transversal.”

No estudo aqui apresentado de punção aplicado às sapatas serão apresentados somente os itens relacionados à dispensa da armadura transversal.

A verificação é feita comparando a tensão de cisalhamento solicitante (τsd) nas superfícies críticas, com a tensão de cisalhamento resistente (τRd2), dada pela NBR 6118/03 para cada superfície crítica. Dispensa-se a armadura transversal para a punção quando τSd ≤ τRd2 .

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2.6.1 Tensão de Cisalhamento Solicitante 2.6.1.1 Pilar Interno com Carregamento Simétrico A tensão de cisalhamento solicitante é: τSd = onde: d=

FSd u ⋅d

(d x + d y ) = altura útil da laje ao longo do contorno crítico C’; 2

dx e dy são as alturas úteis nas duas direções ortogonais; u = perímetro do contorno crítico C’; u . d = área da superfície crítica; FSd = força ou reação concentrada, valor de cálculo.

No caso da superfície crítica C, u deve ser trocado por u0 (perímetro do contorno C). A força de punção FSd pode ser reduzida da força distribuída aplicada na face oposta da laje, dentro do contorno considerado na verificação, C ou C’ (isso será mostrado no Exemplo 5).

2.6.1.2 Pilar Interno com Momento Fletor Aplicado Neste caso, o efeito da assimetria deve ser considerado, e a tensão de cisalhamento solicitante é: τSd =

FSd K ⋅ M Sd + u ⋅ d Wp ⋅ d

sendo: K = coeficiente que representa a parcela do momento fletor MSd que é transmitida ao pilar por cisalhamento, dependente da relação C1/C2 (ver Tabela 1); C1 = dimensão do pilar paralela à excentricidade da força, indicado na Figura 33; C2 = dimensão do pilar perpendicular à excentricidade da força.

C1/C2 K

Tabela 1 - Valores de K em função de C1 e C2 .

0,5 1,0 2,0 0,45 0,60 0,70

3,0 0,80

Notas: - é permitida interpolação para valores intermediários da Tabela 1; - quando C1/C2 > 3,0 considera-se K = 0,8.

Wp = módulo de resistência plástica do contorno C’. Pode ser calculado desprezando a curvatura dos cantos do perímetro crítico por: u

Wp = ∫ e dl 0

dl = comprimento infinitesimal no perímetro crítico u;

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e = distância de dl ao eixo que passa pelo centro do pilar e sobre o qual atua o momento fletor MSd .

2

Wp =

C1 + C1 C 2 + 4C 2 d + 16d 2 + 2π d C1 2

Wp = 4r 2 + 16r d + 16d 2

(pilar retangular) (pilar circular; r = raio)

ou 2

Wp = (D + 4d )

(D = diâmetro)

Nota: para pilares de borda e de canto, ver a NBR 6118/03 (item 19.5). e1

Msd

Msd

e1 Fsd

C'

Fsd

c2

≡ Fsd

e dl c1

2d

Figura 33 – Sapata submetida à força normal e momento fletor.

2.6.2 Verificação de Tensão Resistente de Compressão Diagonal do Concreto na Superfície Crítica C (NBR 6118, 19.5.3.1)

“Esta verificação deve ser feita no contorno C, em lajes submetidas à punção, com ou sem armadura”. τSd ≤ τRd2 τRd2 = 0,27αv fcd f   onde α v = 1 − ck  , com fck em MPa.  250  A superfície crítica C, corresponde ao contorno do pilar ou da carga concentrada, deve ser verificada indiretamente a tensão de compressão diagonal do concreto, por meio da tensão de cisalhamento (Figura 34).

A tensão de cisalhamento solicitante é: F τSd = Sd uo d com: FSd = força solicitante de cálculo;

20

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uo = perímetro de contorno crítico C; uo = 2 (ap + bp) uo d = área da superfície crítica C; d = altura útil ao longo do contorno crítico C.

ap bp

C

d

Fsd

τsd

Figura 34 – Tensão de cisalhamento na sapata.

2.6.3 Tensão Resistente na Superfície Crítica C’ em Elementos Estruturais ou Trechos sem Armadura de Punção (NBR 6118, 19.5.3.2)

A tensão de cisalhamento resistente na superfície crítica C’deve ser calculada por: 1  20   (100ρ ⋅ f ck )3 τ Rd1 = 0,13 1 + d  

onde: ρ = ρx . ρy ; d=

(d x + d y ) = altura útil em C’(cm);

2 ρ = taxa geométrica de armadura de flexão aderente; ρx e ρy = taxas de armadura nas duas direções ortogonais; fck em MPa. No caso de sapatas de fundação, a tensão de cisalhamento resistente é:

 20  3 2d  100 ρ f ck τ Rd1 = 0,13 1 + ≤ 0,5f cd 2  d  a*  fcd2 = resistência de cálculo do concreto à compressão para regiões não fissuradas. a* ≤ 2d

21

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f   f cd 2 = 0,6 1 − ck  f cd  250 

(MPa )

u* = 2ap + 2bp + 2πa*

a*

Superfície C' (perímetro = u*)

A

d

ap

Figura 35 – Distância a*.

Para pilares com momento fletor solicitante, τSd é:

τ Sd =

2.7

FSd u*d

   1 + K M Sd u *   W p FSd  

EXEMPLO 1 – SAPATA ISOLADA RÍGIDA

(Exemplo extraído do curso de Lauro Modesto dos Santos - “Edifícios de Concreto Armado”, 1988, p.11-31 – Escola Politécnica da USP)

Dimensionar uma sapata direta de fundação para um pilar com seção 20 x 75cm, sendo a taxa admissível do solo ( σsolo ) de 2,5 kgf/cm2 (0,25 MPa), sendo também conhecidos: Nk = 1.303 kN momentos fletores Mx = My = 0 materiais: concreto C25 , aço CA-50 φl,pil = 20 mm (pilar interno) γc = 1,4

Resolução Dimensões da sapata (Figura 36), considerando um fator de 1,1 para considerar o peso próprio da sapata e o solo sobre a sapata: Ssap =

1,1N k 1,1 ⋅ 1303 = = 57.332 cm 2 = 5,7332 m2 σsolo 0,025

22

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Fazendo a sapata com balanços iguais (cA = cB = c), a dimensão do menor lado da sapata em planta é:

B=

1 1 (b p − a p ) + (b p − a p ) 2 + Ssap 2 4

B=

1 1 (20 − 75) + (20 − 75) 2 + 57332 = 213,5 cm 2 4

como as dimensões devem ser preferencialmente valores múltiplos de 5 cm, adota-se B como o múltiplo superior, B = 215 cm. O lado maior da sapata é: A=

Ssap B

=

57332 = 266,7 cm (adota-se A = 270 cm), e 215

Ssap = 270 . 215 = 58.050 cm 2 Os balanços resultam: cA = cB = c =

A − ap 2

=

270 − 75 = 97,5 cm 2

A altura da sapata, fazendo como sapata rígida, é:

 A − a p  270 − 75  ≥ NBR 6118 → h ≥  ≥ 65 cm 3  3  Pelo CEB-70: 0,5 ≤ tg β ≤ 1,5

0,5 ≤

h ≤ 1,5 97,5

→

com tg β =

h h = c 97,5

48,8 ≤ h ≤ 146,3 cm

Para possibilitar a ancoragem da armadura longitudinal do pilar dentro do volume da sapata, a altura deve ser superior ao comprimento de ancoragem da armadura do pilar: h ≥ l b,φ,pil

l b,φ,pil = 53 cm (com gancho, região de boa aderência, C25, φ l ,pil = 20 mm) Adotando h = 90 cm ≥ l bφ,pil = 53 cm, a sapata é rígida.

23

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xA 108,75

CB 97,5

bp 20

B 215cm

CB 97,5

A 270cm

CA 97,5

ap 75

CA 97,5

d = 85

h = 90 ≥ 30

0,15 ap = 11,25

p

Figura 36 – Dimensões (cm) da sapata e seção de referência S1 .

Para a altura útil pode-se considerar: d = h – 5 cm →

d = 85 cm

Pressão no solo: p=

1,1N k 1,1 ⋅1303 = = 0,0247 kN/cm2 A ⋅ B 270 ⋅ 215

Para aplicar o processo do CEB-70 deve-se verificar: h ≤ c ≤ 2h 2

→

90 ≤ c ≤ 2 ⋅ 90 2

45 ≤ c = 97,5 cm ≤ 180 cm

→ ok!

Cálculo dos momentos fletores nas seções de referência S1A e S1B : x 2A x2 ; M1B = p ⋅ A B 2 2 x A = c A + 0,15a p = 97,5 + 0,15 ⋅ 75 = 108,75 cm

M1A = p ⋅ B

24

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x B = c B + 0,15b p = 97,5 + 0,15 ⋅ 20 = 100,5 cm M1A = 0,0247 . 215

108,75 2 = 31.402 kN.cm 2

M1B = 0,0247 . 270

100,5 2 = 33.679 kN.cm 2

O menor momento fletor deve ser ao menos 20 % do maior: M1A 31402 1 = = 0,93 > M1B 33679 5

→ ok!

A Figura 37 ilustra os momentos fletores solicitantes na sapata.

31402

MB

MA

B = 215

A = 270

33679

S1A

MB = 33679

MA = 31402 Figura 37 – Momentos fletores atuantes na sapata.

Armadura segundo a dimensão A da sapata: M1A,d = 1,4 . 31402 = 43.963 kN.cm kc =

b d 2 215 . 85 2 = = 35,3 Md 43963

observe que M1A,d atua segundo a dimensão menor da sapata (lado B).

Na tabela de kc e ks resulta: βx = 0,03 (domínio 2) e ks = 0,023.

A sA = k s

M1A ,d d

= 0,023

43963 85

AsA = 11,90 cm2 Armadura segundo a dimensão B da sapata:

25

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M1B,d = 1,4 . 33679 = 47.151 kN.cm

kc =

270 . 85 2 = 41,4 47151

A sB = k s

M1B,d d

0,023

⇒ β x = 0,02, dom. 2, k s = 0,023 47151 85

AsB = 12,76 cm2 Como opção para o cálculo da armadura tem-se a fórmula simplificada:

A sA = A sB =

M1A ,d 0,85d . f yd M1B,d 0,85d . f yd

=

43963 = 14,00 cm 2 085 . 85 . 43,48

=

47151 = 15,00 cm 2 0,85 . 85 . 43,48

A escolha das armaduras pode ser feita com auxílio de uma tabela de armadura em laje (cm /m). É necessário tranformar a armadura em cm2/m: 2

Na dimensão A:

14,00 = 6,51 cm2/m 2,15

(φ 10 mm c/12 cm – 6,67 cm2/m)

Na dimensão B:

15,00 = 5,56 cm2/m 2,70

(φ 10 mm c/14 cm – 5,71 cm2/m)

O detalhamento das armaduras está mostrado adiante.

Verificação das forças cortantes nas seções de referência S2A e S2B, conforme as dimensões indicadas na Figura 38.

As forças cortantes nas seções de referência S2A e S2B são: VA = p B c2A A − ap − d

VB = p A c2B

270 − 75 − 85 = 55 cm 2 2 B − b p − d 215 − 20 − 85 = = 55 cm c 2B = 2 2 VA = 0,0247 . 215 . 55 = 292,1 kN

c 2A =

=

VB = 0,0247 . 270 . 55 = 366,8 kN As forças cortantes de cálculo, com γf = 1,4 são: VA,d = 1,4 . 292,1 = 408,9 kN VB,d = 1,4 . 366,8 = 513,5 kN

26

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C2B 2 42,5 55

S2A

A 270cm

bp 20

B 215cm

d

S2B

ap 75

d

2

42,5

C2A 55

h0 30

h 90

d2A 58,8 d 85

S2A

p = 0,0247

d

2

d2A

42,5

d

2

b2A

b2A 105

42,5

bp 20

S2A

ap 75

S2B

b2B 160

Figura 38 – Dimensões e seções de referência S2A e S2B .

Dimensões d2Ae d2B :

 h 90 = 30 cm  = h0 ≥ 3 3 20 cm

→ adotado h 0 = 30 cm

27

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 h − h0  d 2 A = d 1 −  ≤ 1,5c 2 A  A − a p 

1,5c 2 A = 1,5c 2 B = 1,5 ⋅ 55 = 82,5 cm 90 − 30   d 2 A = 85 1 − = 58,8 cm ≤ 82,5 cm  270 − 75 

→ ok!

 h − h0  d 2 B = d 1 −  ≤ 1,5c 2 B  B − b p  90 − 30   d 2 B = 85 1 − = 58,8 cm ≤ 82,5 cm  215 − 20 

→ ok!

d 2 B = d 2 A = 44,3 cm ≤ 93,8 cm → ok!

Larguras das seções S2: b 2 A = b p + d = 20 + 85 = 105 cm b 2 B = a p + d = 75 + 85 = 160 cm Forças cortantes limites conforme o CEB-70: Vd ,lim =

0,474 b 2 ⋅ d 2 ⋅ ρ ⋅ f ck γc

Cálculo das taxas de armadura à flexão (ρ): A sA 6,67 = = 0,00113 = 0,113 % ≤ 1 % 100d 2 A 100 ⋅ 58,8 A sB 5,71 ρB = = = 0,000971 = 0,0971 % ≤ 1 % 100d 2 B 100 ⋅ 58,8 ρA =

VA,d ,lim =

0,474 105 ⋅ 58,8 ⋅ 0,00113 ⋅ 25 = 352,0 kN 1,4

VA,d = 408,9 > VA ,d ,lim = 352,0 kN VB,d ,lim =

0,474 160 ⋅ 58,8 ⋅ 0,000971 ⋅ 25 = 496,3 kN 1,4

VB,d = 513,5 > VB,d ,lim = 496,3 kN A força cortante limite sugerida pelo CEB-70 é rigorosa (muito baixa), por isso, para sapatas rígidas, Machado (1988) sugere o seguinte valor para sapatas isoladas rígidas:

28

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Vd ,lim = 0,63

f ck γc

b2 d 2

Aplicando ao exemplo: VA,d ,lim = 0,63

25 105 ⋅ 58,8 = 1.389 kN >> VA,d = 408,9 kN 10 ⋅1,4

Caso se considere apenas o CEB-70, existem soluções, como aumentar o fck , as dimensões A e B, a altura h, a quantidade de armadura de flexão, etc.

Nota: como a sapata é rígida não é necessário verificar a punção. Entretanto, a NBR 6118 recomenda verificar a tensão na diagonal de compressão (item 19.5.3.1), como mostrado a seguir.

Verificação da Diagonal Comprimida: uo = perímetro do pilar (superfície crítica C - Figura 39). uo = 2 (20 + 75) = 190 cm FSd = N Sd = γ f ⋅ N = 1,4 ⋅1303 = 1.824 kN (sem redução da força pela reação contrária da base da sapata) C bp

20

75 ap

Figura 39 – Superfície crítica C – contorno do pilar.

Tensão de cisalhamento atuante: τSd =

FSd 1824 = = 0,113 kN/cm2 = 1,13 MPa u o d 190 ⋅ 85

Tensão de cisalhamento resistente: 25  2,5  τ Rd , 2 = 0,27α V ⋅ f cd = 0,27 1 − = 0,43 kN/cm2 = 4,3 MPa   250  1,4 τSd = 1,13 MPa < τ Rd , 2 = 4,3 MPa Portanto, não irá ocorrer o esmagamento das bielas comprimidas.

Detalhamento (Figura 40) Como a largura da sapata (B) é próxima do comprimento A, a armadura AsB será distribuída uniformemente no comprimento A. Para a armadura de flexão recomenda-se 10 cm ≤ espaçamento ≤ 20 cm.

29

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c = 97,5 cm > h = 90 cm φ 10 mm, C25, boa aderência, sem gancho: lb = 38 cm. cnom = 4,0 cm (cobrimento), φl,pil = 20 mm (lb = 75 cm). lgancho,incl ≥ 38 – [(97,5 – 4,0 – 90) + 20] ≥ 14,5 cm

20 20 AsA 260 N1 - 17 Ø12,5 C = 340

20

20

20

20

(215 - 8)/12 = 17,2

N2 - 19 c/14 (270 - 8)/14 = 18,7

AsA N1 - 17 c/12

AsB

20 AsB 205 N2 - 19 Ø12,5 C = 285

20

Øl,pil 97,5 ,5

30

83 ≥ lb Øl, pilar

≥ 14

h = 90

20

lanc ≥ lb ≥ 38 cm

Figura 40 – Detalhamento das armaduras de flexão da sapata.

2.8

EXERCÍCIOS PROPOSTOS

1o) Ver Alonso (1983), pg. 14 (sapata isolada). Dimensionar e detalhar as armaduras de uma sapata para um pilar de seção 30 x 100 cm, com carga de 3000 kN, com: σsolo = 0,3 MPa Mx = M y = 0 C25

θl,pilar = 22,5 mm

2o) Resolver o Exercício 1 fazendo o pilar circular com diâmetro de 60 cm, e com a sapata de base circular.

2.9

MÉTODO DAS BIELAS

O método ou teoria das bielas surgiu após numerosos ensaios realizados por Lebelle (1936), e se aplica às sapatas rígidas, corridas ou isoladas. A carga é transferida do pilar para a

30

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base da sapata por meio de bielas de concreto comprimido, que induzem tensões de tração na base da sapata (Figura 41), que devem ser resistidas por armadura.

Biela de compressão

Armadura necessária para resistir à força de tração

Figura 41 – Caminhamento da carga do pilar em direção à base da sapata.

Segundo Gerrin (1955), os ensaios mostram que não ocorre ruptura por compressão das bielas de concreto, e sua verificação pode ser dispensada.

A Figura 42 mostra as forças atuantes na sapata, de acordo com o método das bielas.

P 0 dN

x

d0

y

dT dT B

dT

y

dy

dx

x x pd

dy A

Figura 42 – Esquema de forças segundo o método das bielas.

Considerando somente a direção x, como se fosse uma sapata corrida (Figura 43), tem-se as equações:

31

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p

α

45°

d 0=

d

β≥

ds

A.d (A - ap)

P

As

dx p

A

A

2

2

2dP 0

d0

dN

α

α

d

A

dT

p d x = dP

dT

x

dP

Figura 43 – Forças na direção x da sapata. dT = dN ⋅ cos α dP = dN ⋅ sen α dT =

dP dP x cos α = = p ⋅ dx sen α tgα d0 A

Tx = ∫ 2 x

p 1 p  A2 2   x ⋅ dx = − x  d0 2 d 0  4 

1 p (A − a p )  A 2 2   Tx = − x  2 A ⋅ d  4  Para x = 0, Tx = Tmáx : Tx =

1 P (A − a p ) A 2 2 A A⋅d 4

→ Tx =

P (A − a p ) 8 d

32

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De forma análoga para a direção Ty =

da sapata isolada:

P (B − b p ) 8 d

A tensão máxima na biela de compressão é obtida das relações: σc =

dN ds

onde d s =

dx sen α

A máxima compressão ocorre nas bielas mais inclinadas (α = αo) e a tensão máxima ocorre no ponto A, onde a seção da biela é a mínima. A tensão máxima resulta:

(

)

A − ap 2  P  σc = 1 +  2 ap  4 − d  0  A Figura 44 mostra as armaduras de flexão da sapata, conforme o método das bielas.

A y

B

bp

x

P

ap

Asy ou AsB

1 (B - b ) d≥2 p

Asx ou AsA

1 (A - a ) d≥2 p

h

P

Figura 44 – Armaduras de flexão da sapata.

As armaduras são: A sx = A sA =

Txd f yd

;

A sy = A sB =

Tyd f yd

Levando-se em consideração as duas direções, a tensão máxima na biela é:

33

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σ c,máx

  A − a p 2 + B − bp p  1+ = 2 λ ⋅ a p ⋅ bp   1  2  4  d0 1− λ  

(

Onde λ =

ap A

=

) (

)

2

     

bP (áreas hometéticas).

B

No caso particular de sapatas (e pilares) quadradas:

σ c,máx

2        p 1  A − a p    = 1+ λ ⋅A ⋅ap  2  1 d 0      1− λ   

2.9.1 Exemplo 2 - Sapata Isolada Rígida Calcular as armaduras de flexão da sapata do Exemplo 1 pela “Teoria ou Método das Bielas”.

Resolução Verificação do ângulo β: tg β =

d 85 85 = = = 0,8718 → β = 41,1º < 45º → não ok!

1 1 97,5 (A − a p ) (270 − 75) 2 2

portanto, a altura útil da sapata deve ser aumentada para um valor igual ou superior a 97,5 cm, de modo a resultar um ângulo β igual ou superior a 45°. Considerando h = 105 cm e d = 100 cm tem-se: tg β =

100 = 1,0256 → β = 45,7 º ≥ 45º → ok!

97,5

Forças de tração: Tx =

P (A − a p ) 1,1 ⋅1303 (270 − 75) = ⋅ = 349,4 kN 8 d 8 100

Ty =

P (B − b p ) 1,1 ⋅1303 (270 − 75) = ⋅ = 349,4 kN 8 d 8 100

A sx = A sA =

1,4 ⋅ 349,4 = 11,25 cm2 = Asy = AsB 50 1,15

34

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A NBR 6118 recomenda verificar a tensão na diagonal comprimida (item 19.5.3.1), como feito no Exemplo 1, porém, para as sapatas rígidas com ângulo β igual ou superior a 45°, não deve ocorrer esmagamento da diagonal comprimida.

2.10 SAPATAS ISOLADAS SOB AÇÕES EXCÊNTRICAS Excentricidades nas sapatas podem ser causadas pela existência de momentos fletores ou força horizontal no pilar, como também pela carga vertical, quando aplicada fora do centro de gravidade da base da sapata, como as sapatas de divisa (Figura 45).

M

divisa

e H

N

N

MA

N

HB

B

N

MB

HA

A

Figura 45 – Sapatas isoladas sob ações excêntricas.

2.10.1 Excentricidade em Uma Direção a) Ponto de aplicação da força dentro do núcleo central de inércia (Figura 46) Ocorre quando e <

A . Tem-se: 6

35

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e N

σ=

σmín

N M⋅y ± A⋅B I

σ máx =

N 6e (1 + ) A⋅B A

σ máx =

N 6e (1 − ) A⋅B A

σmáx

B

B

6

A

A

núcleo

6

N

Figura 46 – Ponto de aplicação da força dentro do núcleo central de inércia. b) Ponto de aplicação da força no limite do núcleo central (e =

A σ máx = 2

A

A ) (Figura 47) 6

N A⋅B

6

N

σmáx Figura 47 – Ponto de aplicação da força no limite do núcleo central. c) Ponto de aplicação da força fora do núcleo central (e >

A ) (Figura 48) 6

Parte da base da sapata (e solo) fica sob tensões de tração (σmín < 0). Neste caso, um novo diagrama triangular é adotado, excluindo-se a zona tracionada, e com o CG (CP) do triângulo coincidente com o limite do novo núcleo central. A tensão de compressão máxima aumenta para:

36

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A

6

2N A  3B  − e  2 

B

A

σ máx =

N

e

LN

σmín

σmáx, 1 3(A/2 - e) A0

σmáx LN

A0

6

Figura 48 – Ponto de aplicação da força fora do núcleo central.

2.10.2 Excentricidade nas Duas Direções A Figura 49 mostra o desenho em planta de uma sapata com excentricidades nas duas direções.

A y

B

eB

N x eA

Figura 49 – Sapata com excentricidade nas duas direções.

O equilíbrio é obtido com as pressões atuando em apenas uma parte da área da base da sapata, e: M ⋅y M ⋅x N σ= ± B ± A A⋅B I I

37

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MB HB

MA HA

N

B

N

A

Figura 50 – Forças e momentos fletores atuantes na sapata.

M A ' base = M A + H A ⋅ h eA =

a) Quando

MA N

eB =

,

,

M B' base = M B + H B ⋅ h

MB N

eA eB 1 + ≤ (Figura 51) A B 6 A

B

eB

y

N CG eA

x

σ má

σ mí

n

Figura 51 – Tensões na sapata para N  6e A 6e B  1+ + A ⋅ B  A B  N  6e A 6e B  σ min = 1− − A ⋅ B  A B  (toda seção seta comprimida) σ máx =

eA eB 1 + ≤ .

A B 6

x

38

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b) Quando

eA eB 1 + > (Figura 52) A B 6 seção comprimida

3 y

1

B

eB

N eA

α 4

A

σ mí

x 2

n

Figura 52 – Tensões na sapata para

σ máx = σ1 =

σ má

eA eB 1 + > .

A B 6

N K1 ⋅ A ⋅ B

σmín = σ4 = K4 σ1

(fictício, não considerado)

σmín = σ4 < 0 K1 e K4 são determinadas no ábaco mostrado na Figura 53.

Num ponto qualquer de coordenadas (x, y) a tensão é:

σ mín

x y B  +  tg α  A B A  = σ 4 + (σ1 − σ 4 ) B 1 + tg α A

x

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39

Figura 53 – Ábaco para determinação das tensões máximas nas sapatas retangulares rígidas para ação com dupla excentricidade (Montoya, 1973).

40

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Notas: - Em todos os casos analisados deve-se ter, para a combinação de carregamento mais desfavorável, σ máx = 1,3 σsolo ; - Para as cargas permanentes atuantes sobre a sapata, a base da sapata deve estar inteiramente comprimida, isto é: e A ,g A

e B, g

+

B

≤

1 6

(G = peso próprio e solo sobre a sapata - Figura 54).

Gs1

Gs2 Gb1

Gb2

Figura 54 – Forças representativas do peso próprio da sapata e do solo sobre a sapata.

- Para garantir a segurança contra tombamento da sapata, na condição mais desfavorável, pelo menos a metade da base da sapata deve estar comprimida, o que se consegue fazendo: 2

2

1  eA   eB    +  ≤ 9 A B

2.11 EXEMPLO 3 – Sapata Isolada sob Força Normal e um Momento Fletor (Exemplo extraído de Newton C. P. Ferro, Notas de Aula, 2005, Departamento de Engenharia Civil, UNESP – Bauru/SP)

Para um pilar de 20 x 60 cm submetido a uma força de compressão de 820 kN e um momento fletor atuando em torno do eixo paralelo ao menor lado do pilar de 6200 kN.cm, dimensionar a fundação em sapata isolada, sendo conhecidos: concreto C25, aço CA-50, σsolo = 0,022 kN/cm² (0,22 MPa), armadura do pilar: 10 φ 12,5 mm.

Resolução 1) Calculo das dimensões (em planta) da sapata, sem considerar o efeito do momento fletor. Área do apoio da sapata: Ssap =

1,1N 1,1 ⋅ 820 = = 41.000 cm2 σsolo 0,022

Dimensão em planta da sapata, com abas (balanços - c) iguais nas duas direções:

B=

1 1 bp − a p + bp − a p 2 4

(

)

(

)2 + Ssap

=

1 (20 − 60) + 1 (20 − 60)2 + 41000 = 183,5 cm 2 4

adotando um valor múltiplo de 5 cm: B = 185 cm.

41

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A – ap = B – bp A = ap – bp + B = 60 – 20 + 185 = 225 cm Tensões na base da sapata (Figura 55): σ=

N M⋅y ± A⋅B I

y=

A 2

e=

M 6200 = = 6,9 cm 1,1N 1,1 ⋅ 820

;

I=

B ⋅ A3 12

A 225 = = 37,5 cm 6 6 e = 6,9 <

σ máx =

A = 37,5 cm 6

→

a força está aplicada dentro do núcleo central de inércia.

1,1 ⋅ 820  6 ⋅ 6,9  2 1 +  = 0,0257 kN/cm > σ solo = 0,022 225 ⋅185  225 

∴ não ok!

Aumentando a seção da base da sapata para: A = 240 cm

;

B = 200 cm

Obedecendo: A − B = a p − bp

→

240 – 200 = 60 – 20

A tensão máxima passa a ser : σmáx = 0,022 kN/cm2 = σ solo → ok! σ mín =

1,1 ⋅ 820 6 ⋅ 6,9 (1 − ) = 0,0156 kN/cm2 > 0 (como esperado!)

240 ⋅ 200 240

42

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M 20

185

60

225

M N

1,1N AB

My I

0,0156

0,0220

Figura 55 – Dimensões da sapata e esquema da reação do solo.

2) Altura da sapata Fazendo como sapata rígida, conforme o CEB-70: 0,5 ≤ tg β ≤ 1,5 → c =

0,5 ≤

A − ap 2

=

240 − 60 = 90 cm 2

h ≤ 1,5 → 45 ≤ h ≤ 135 cm 90

Pelo critério da NBR 6118/03: h≥

A − ap 3

≥

240 − 60 ≥ 60 cm 3

É importante definir a altura da sapata também em função do comprimento de ancoragem da armadura longitudinal do pilar (10 φ 12,5 mm): considerando situação de boa aderência, com gacho, C25, CA-50 (nervurado): lb = 33 cm.

Adotado h = 60 cm > lb = 33 cm (sapata rígida) 3) Cálculo dos momentos fletores e forças cortantes segundo o CEB-70

43

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h ≤ c ≤ 2h 2

Verificação:

30 ≤ c = 90 ≤ 120 cm

→

60 ≤ c ≤ 2 ⋅ 60 2 → ok!

Momentos fletores nas seções de referência S1 (Figura 56):

CB 90

bp 20

B 200cm

CB 90

A 240cm

99 CA 90

0,01936

0,15 ap = 9

66 49,5

33

49,5

d 55

h 60

xa 99

S1A

0,0156

0,022

P1A 0,131

ap 60

1,917

CA 90

0,022 KN cm²

P1A

Figura 56 – Seção de referência S1A .

Dimensão A: p1A = 0,022 −

(0,022 − 0,0156) 99 = 0,01936 240

kN/cm2 (ver Figura 56)

M1A = (1,917 ⋅ 49,5 + 0,132 ⋅ 66) 200 = 20.708 kN.cm Dimensão B (considerando a pressão média e diagrama retangular – ver Figura 57): p méd =

M1B

0,022 + 0,0156 = 0,0188 kN/cm2 2

x 2B (90 + 0,15 ⋅ 20) 2 = p⋅A = 0,0188 ⋅ 240 = 19.512 kN.cm 2 2

Armaduras de flexão:

44

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A sA =

1,4 ⋅ 20708 = 14,26 cm2 0,85 ⋅ 55 ⋅ 43,5

14,26 100 = 7,13 cm2/m 200 1,4 ⋅19512 A sB = = 13,43 cm2 0,85 ⋅ 55 ⋅ 43,5 13,43 100 = 5,60 cm2/m 240 Nota-se que:

1 13,43 = 0,94 ≥ 14,26 5

→

φ 10 mm c/11 cm (7,27 cm2/m)

→

φ 10 mm c/14 cm (5,71 cm2/m)

→ ok!

0,0156 0,0188 (valor médio)

S2

B

S 2A

0,0156

p2

A

=0 ,02 03

0,022

0,022

Figura 57 – Esquema de reações do solo na base da sapata.

Forças cortantes nas seções de referência S2 (Figura 58): c 2A =

c 2B =

A − ap − d 2 B − bp − d 2

=

240 − 60 − 55 = 62,5 cm 2

=

200 − 20 − 55 = 62,5 cm 2

 h 60 = 20 cm  = h0 ≥ 3 3 20 cm

→ adotado h 0 = 25 cm

45

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bp 20

B 200cm

S2B

b2A

d C2B 2 27,5 62,5

S2A

A 240cm

C2A ap d 2 60 27,5 62,5

d 55

h0 25

h 60

d2A

S2A

0,0156

0,022 KN cm² P2A = 0,0203

Figura 58 – Seção de referência S2A .

 h − h0  d 2 A = d 1 −  ≤ 1,5c 2 A  A − a p 

1,5c 2 A = 1,5c 2 B = 1,5 ⋅ 62,5 = 93,8 cm 60 − 25   d 2 A = 55 1 − = 44,3 cm  240 − 60 

d 2 A = 44,3 cm ≤ 93,8 cm → ok!  h − h0  d 2 B = d 1 −  ≤ 1,5c 2 B  B − b p  60 − 25   d 2 B = 55 1 − ≤ 1,5c 2 B  200 − 20 

d 2 B = d 2 A = 44,3 cm ≤ 93,8 cm → ok!

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46

Larguras b2A e b2B : b 2 A = b p + d = 20 + 55 = 75 cm b 2B = a p + d = 60 + 55 = 115 cm

 0,0220 + 0,0203  VA = p méd B c 2 A =   200 ⋅ 62,5 = 264,4 kN 2   VdA = 1,4 ⋅ 264,4 = 370,1 kN VB na seção S2B :

 0,022 + 0,0156  VB = p méd A c 2 B =   240 ⋅ 62,5 = 282,0 kN 2   VdB = 1,4 ⋅ 282,0 = 394,8 kN Força cortante limite (CEB-70): Vd ,lim =

0,474 b 2 ⋅ d 2 ⋅ ρ ⋅ f ck γc

ρA =

A sA 7,27 = = 0,00164 100d 2 A 100 ⋅ 44,3

ρB =

A sB 5,71 = = 0,00129 100d 2 B 100 ⋅ 44,3

VdA,lim =

0,474 75 ⋅ 44,3 ⋅ 0,00164 ⋅ 25 = 227,9 kN 1,4

VdA = 370,1 > VdA,lim = 227,9 kN VdB,lim =

0,474 115 ⋅ 44,3 ⋅ 0,00129 ⋅ 25 = 309,6 kN 1,4

VdB = 394,1 > VdB,lim = 309,6 kN Como as forças cortantes solicitantes são maiores que os valores limites, é necessário colocar armadura transversal, pelo menos segundo o CEB-70. Se forem considerados os limites sugeridos por Machado (1988) para sapata rígida:

Vd ,lim = 0,63

f ck γc

b2 d 2

47

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VdA,lim =

0,63 25 ⋅ 75 ⋅ 44,3 = 747,6 kN 1,4 10

VdA = 370,1 < VdA,lim = 747,6 kN → ok!

VdB,lim =

0,63 25 ⋅ 115 ⋅ 44,3 = 1.146,3 kN 1,4 10

VdB = 394,8 < VdB,lim = 1.146,3 kN → ok! com esses limites não é necessário colocar armadura transversal.

Verificação da diagonal comprimida: u o = 2(20 + 60) = 160 cm (Figura 59)

60 20

bp ap

Figura 59 – Perímetro do pilar – superfície crítica C. FSd = N Sd = γ f ⋅ N = 1,4 ⋅ 820 = 1.148 kN Tensão de cisalhamento atuante: F 1148 τSd = Sd = = 0,1305 kN/cm2 = 1,305 MPa u o d 160 ⋅ 55 Tensão de cisalhamento resistente: 25  2,5  τ Rd , 2 = 0,27α v f cd = 0,27 1 − = 0,43 kN/cm2 = 4,3 MPa   250  1,4 τSd = 1,305 MPa < τ Rd , 2 = 4,3 MPa Portanto, não irá ocorrer o esmagamento das bielas comprimidas.

Detalhamento (Figura 60) As armaduras serão distribuídas uniformemente nas direções A e B, pois A ≅ B. Para a armadura de flexão recomenda-se 10 cm ≤ espaçamento ≤ 20 cm.

Comprimento dos ganchos das armaduras de flexão, considerando: φ 10 mm, C25, boa aderência, sem gancho: lb = 38 cm.

Comprimento de ancoragem existente na horizontal e na extremidade da barra (ver Figura 60): 90 − 4 − 60 = 26 cm

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48

Portanto, o comprimento do gancho na vertical deve ser:

ℓgancho = 38 – 26 = 12 cm ≈ 15 cm Tem-se também os valores: cnom = 4,0 cm, lφ,pilar = 33 cm.

190 N2 - 16 Ø10 C = 220

15 N1 - 17 c/11

N2 - 16 c/14

230 N1 - 17 Ø10 C = 260

15

15

15

Øl , pilar

≥ lb Ø l , pilar

54

90

16 Ø10

25

60

h 60 17 Ø10 c/ 11 12

}

}

90 - 4 - 60 = 26cm c h

Figura 60 – Detalhamento das armaduras de flexão da sapata.

2.12 EXEMPLO 4 – SAPATA ISOLADA SOB FLEXÃO OBLÍQUA (Exemplo de Edja L. Silva, Dissertação de Mestrado, 1988, EESC-USP, São Carlos/SP)

Dimensionar a sapata isolada de um pilar considerando: - seção do pilar: 40 x 60 cm ; φl,pilar = 22 φ 20 mm, sendo parte tracionada; - N = 1.040 kN; - concreto C20; aço CA-50; cnom = 4,5 cm - σ solo = 500 kN/m2; - momentos fletores: Mx = 280 kN.m ; My = 190 kN.m

Resolução a) Estimativa das dimensões da sapata

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Ssap =

49

1,1 N 1,1 ⋅1040 = = 2,288 m 2 500 σ solo

Fazendo abas (balanços) iguais: cA = cB = c:

B=

1 1 bp − a p + bp − a p 2 4

B=

1 (0,4 − 0,6) + 1 (0,4 − 0,6 )2 + 2,288 = 1,42 m 2 4

(

)

(

)2 + Ssap

adotado B = 1,40 m

A=

Ssap B

=

2,288 = 1,63 m → adotado A = 1,60 m 1,40

b) Verificação das tensões na base da sapata Excentricidades da força vertical (Figura 61): A 160cm y

B 140cm

60

My

N x

N

40

Mx

N

Figura 61 – Dimensões e esforços solicitantes na sapata.

N = 1.040 kN

;

Mx = 280 kN.m

ex =

280 = 0,270 m = 27 cm 1040

ey =

190 = 0,183 m = 18,3 cm 1040

;

My = 190 kN.m

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50

Cálculo da tensão máxima σ1 com auxílio do ábaco (ver Figura 53):

ηx =

e x 27,0 = = 0,17 A 160 →

ηy =

ey B

=

ábaco (Figura 53)

→

λ1 = 0,34, zona C

→

não ok!

18,3 = 0,13 140

σ1 =

FV ≤ 1,3σ solo ≤ 1,3 ⋅ 500 = 650 kN/m2 λ1 ⋅ A ⋅ B

σ1 =

1,1 ⋅1040 = 1.502 kN/m2 >> 1,3σsolo = 650 kN/m2 0,34 ⋅1,6 ⋅1,4

As dimensões da sapata devem ser aumentadas!

Nova tentativa com A = 220 cm e B = 200 cm (cA = cB = c = 80 cm): ηx =

27,0 = 0,12 220

ηy =

18,3 = 0,09 200

Verifica-se que: ex ey 1 + = η x + η y = 0,21 > (há tração na base) A B 6 no ábaco (Figura 53): λ1 = 0,44, α = 36°, λ4 = 0,10 e zona C. Tensões nos vértices da sapata (Figura 62): σ1 =

1,1.1040 = 591 kN/m2 < 1,3σsolo = 650 kN/m2 0,44 . 2,2 . 2.0

→ ok!

σ4 = −λ 4 σ1 = − 0,10 . 591 = − 59,1 kN/m2 (fictícia) σ 2 = σ1 − (σ1 − σ 4 )

sen α sen 36° = 591 − (591 + 59,1) sen α + sen α sen 36° + cos 36°

σ2 = 317,4 kN/m2 σ 3 = σ1 − (σ1 − σ 4 ) σ3 = 214,5 kN/m2

sen α sen 36° = 591 − (591 + 59,1) sen α + sen α sen 36° + cos 36°

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51

215

591

LN

-59

317

Figura 62 – Tensões nos vértices da sapata. c) Verificação do tombamento da sapata 2

2

1  ex   ey    +  ≤ 9 A B

2

2

⇒ ηx + ηy ≤

1 ≤ 0,111 9

0,12 2 + 0,09 2 = 0,023 < 0,111 → ok!

Deve ainda ser verificada a equação: e x ,g A

+

e y ,g B

≤

1 6

d) Determinação da altura (sapata rígida) Pelo critério do CEB-70: 0,5 ≤ tg β ≤ 1,5 → 0,5 ≤

h ≤ 1,5 → 40 ≤ h ≤ 120 cm 80

Pela NBR 6118/03: h≥

(A − ap) (220 − 60) ≥ ≥ 53,3 cm 3 3

Para a armadura do pilar (22 φ 20 mm) será utilizado o gancho a fim de diminuir o comprimento de ancoragem e a altura necessária para a sapata. Para φ 20, C20, boa aderência, com gancho, resulta lb = 61 cm, e, considerando a distância do gancho à base da sapata = 7 cm: h ≥ 61 + 7 cm ≥ 68 cm

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52

Será adotado h = 75 cm, d = 75 – 5 = 70 cm.

 h 75 = 25 cm  = ho ≥ 3 3 → adotado h o = 35 cm 20cm e) Determinação dos esforços solicitantes conforme o CEB-70 Verificação:

h ≤ c ≤ 2h 2

75 ≤ 80 ≤ 2 ⋅ 75 2

→

37,5 ≤ c = 80 ≤ 150 cm → ok! e1) Momentos fletores nas seções de referência S1 (Figura 63) Para simplificação pode-se admitir uma tensão uniforme de referência como:

σ ref

2  σ ≥  3 máx σ méd 215

403

97

439 E

S

591

1B

F

G

47

-59 302

A=

22 0

A C 165

S 1A

B

xA 89

H

3

xB 86 4 45

0 20 = B

D 317

Figura 63 – Tensões na base da sapata e seções de referência S1 .

Como simplificação a favor da segurança será considerada a maior tensão entre aquelas na metade dos lados A e B. 2

x 0,89 2 Dimensão A (S1A): M A = p ⋅ B ⋅ A = 454,0 ⋅ 2,0 2 2

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p=

53

591 + 317 = 454,0 kN/m2 2

MA = 359,61 kN.m = 35.961 kN.cm MA,d = 1,4 . 35961 = 50.346 kN.cm 2

Dimensão B (S1B): M B = p ⋅ A p=

xB 0,86 2 = 403,0 ⋅ 2,2 ⋅ 2 2

591 + 215 = 403,0 kN/m2 2

MB = 327,86 kN.m = 32.786 kN.cm MB,d = 1,4 . 32786 = 45.901 kN.cm e2) Forças cortantes na seção S 2 (Figura 64) 2 15

15

3 S

51 4

2B

591

E

F

G

H

- 59

9 52 A=

22

0

24 A C

0

C 45 2A

S 2A

B

2 B=

C 2B 45

00

D 317

Figura 64 – Seções de referência S2 .

c 2A =

cB =

A − ap − d 2

B − bp − d 2

=

=

220 − 60 − 70 = 45 cm 2

200 − 40 − 70 = 45 cm 2

As forças cortantes nas direções A e B da sapata são os volumes mostrados na figura. A força VA por exemplo é o volume da figura compreendida entre as áreas ABCD e EFGH.

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54

VA =

240 + 317 + 514 + 591 0,45 ⋅ 2,0 = 374 ,0 kN 4

VB =

153 + 215 + 529 + 591 0,45 ⋅ 2,2 = 368,3 kN 4

Valores de cálculo: VA,d = 1,4 . 374,0 = 523,6 kN VB,d = 1,4 . 368,3 = 515,6 kN

Tarefa: Fazer os demais cálculos, verificações e o detalhamento final das armaduras.

2.13 SAPATA ISOLADA FLEXÍVEL SOB CARGA CENTRADA Sapatas flexíveis são aquelas onde: h<

(A - a p ) 3

tg β < 0,5

− segundo o critério da NBR 6118/03; – segundo o critério do CEB-70.

São menos utilizadas que as sapatas rígidas, sendo indicadas para cargas baixas e solos relativamente fracos (NBR 6118, item 22.4 2.3). A verificação da punção é obrigatória.

Os momentos fletores podem ser calculados em cada direção segundo quinhões de carga, determinados geometricamente, repartindo-se a área da sapata em “áreas de influência”. O mesmo critério é adotado para cálculo das forças cortantes. As áreas podem ser retangulares, triangulares ou trapezoidais (Figura 65): A1

A1

1 N

A1

1

A2

A2

2

2

2 N

2 N

2

A4 1

A2

2 N

4

4

A4 A3

A3

1

Figura 65 – Áreas relativas aos quinhões de carga: retangular, triangular e trapezoidal.

Os momentos fletores calculados com área triangular e trapezoidal são praticamente idênticos, e com área retangular são exagerados.

a) Área triangular

MA =

N  A  N  ap   -   4  3  4  3 

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MA =

55

N (A - a p ) 12 3

bp

B

A

ap

N

4

A

Figura 66 – Quinhões de carga por área triangular.

VA = p

VA =

1 1 (B + b p ) (A - a p ) 2 2

N  bp  1 −  4  B

 ap  1 −  A 

onde: N = força vertical aplicada pelo pilar na sapata; p = reação do solo na base da sapata.

Na outra direção: MB =

N (B - b p ) 12

VB =

N  bp  1 −  4  B

 ap  1 −  A 

b) Área de trapézio ap

2 1

2 bp

B

2 ap

N

4

1 A

xCG

Figura 67 – Quinhões de carga por área trapezoidal.

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56

A carga N/4 é aplicada no centro de gravidade do trapézio, com:

 A - ap   x CG =  6  

 2B + b p     B + bp   

Os momentos fletores no centro da sapata são:

MA =

N  A − a p 2B + b p  a p  +   4  6 B + b p  6 

MB =

N  B − b p 2A + a p  b p  +   4  6 A + a p  6 

As forças cortantes nas seções 1 e 2 são:

VA =

N  bp  1 −  4  B

 ap  1 −  A 

VB =

N  bp  1 −  4  B

 ap  1 −  A 

2.14 VERIFICAÇÃO DE SAPATA FLEXÍVEL À FORÇA CORTANTE QUANDO bW ≥ 5d A força cortante nas sapatas pode ser verificada como nas lajes quando bw ≥ 5d (NBR 6118, item 19.4). As lajes não necessitam de armadura transversal à força cortante quando: VSd ≤ VRd1 (bw = largura da sapata na direção considerada) com: VRd1 = [ τ Rd k (1,2 + 40 ρ1 ) + 0,15 σ cp ] b w d onde: τRd = tensão resistente de cálculo do concreto ao cisalhamento; k = coeficiente igual a 1 para elementos onde 50 % da armadura inferior não chega até o apoio; para os demais casos k = | 1,6 – d | > 1, com d em metros; ρ1 =

A s1 ≤ 0,02 bw d

σ cp =

N Sd Ac

NSd = força longitudinal na seção derivada à protenção ou carregamento (compressão positiva);

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57

As1 = área da armadura de flexão que se estende pelo menos d + lb,nec além da seção considerada.

2.15 EXEMPLO 5 – Sapata Flexível Resolver a sapata do Exemplo 3 como sapata flexível.

Resolução A sapata foi resolvida como rígida, com h = 60 cm. Pelo critério da NBR 6118 a sapata será flexível se h < 60 cm. Como a armadura principal do pilar tem lb = 33 cm, deve-se atender esse valor. A sapata será flexível adotando: h = 55 cm e d = 50 cm > lb = 33 cm a) Momentos fletores e forças cortantes a.1) Área por triângulos (Figura 68) As fórmulas desenvolvidas são para sapata com carga centrada. Para aplicação neste exemplo, onde ocorre momento fletor e a pressão na base não é unifforme, é necessário adotar um critério para uniformizar a pressão. Um critério é:

p = σ base

0,8σ máx = 0,8 ⋅ 0,022 = 0,0176  ≥  σ máx + σ mín 0,022 + 0,0156 = = 0,0188  2 2

p = σbase = 0,0188 kN/cm2 3

bp 20

B 200

A

ap 60

N

4

A 240

0,0156

0,022 KN cm² p = 0,0188

Figura 68 – Área de um triangulo, dimensões da sapata e reação do solo.

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58

Com p pode-se determinar N: p=

N A⋅B

→

N = p ⋅ A ⋅ B = 0,0188 ⋅ 240 ⋅ 200

N = 902,4 kN (já majorado em 1,1) MA =

N 902,4 (A − a p ) = (240 − 60) = 13.536 kN.cm 12 12

Esse momento representa 65 % do momento fletor M1A calculado segundo o CEB-70.

MB =

N 902,4 (B − b p ) = (200 − 20) = 13.536 kN.cm 12 12

Tarefa: se para o cálculo de M1B (CEB-70) também foi utilizada a pressão média, por que os momentos fletores tem uma diferença de 30 %?

Forças cortantes:

VA =

N  b p   a p  902,4  20   60  1 −  ⋅ 1 −  = 1 −  ⋅ 1 −  4 B  A 4  200   240 

VA = VB = 152,3 kN a.2) Área por trapézios (Figura 69)

bp 20

B 200

A 240

ap 60

pméd = 0,0188

KN

cm²

B Figura 69 – Área de um trapézio e reação do solo.

VA = VB =

N  bp   a p  1 −  ⋅ 1 −  = 152,3 kN (igual à área por triângulos) 4  B  A

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59

MA =

N  A − a p   2B + b p  a p  ⋅ +   4  6   B + b p  6 

MA =

902,4  240 − 60   2 ⋅ 200 + 20  60   ⋅ +  4  6   200 + 20  6 

MA = 15.177 kN.cm

MA =

N  B − b p   2A + a p  b p  ⋅ +   4  6   A + a p  6 

MA =

902,4  200 − 20   2 ⋅ 240 + 60  20   ⋅ +  4  6   240 + 60  6 

B

MB = 12.934 kN.cm

MB MA A

Figura 70 – Indicação dos momentos fletores solicitantes. b) Armadura de flexão Adotando os momentos fletores calculados para as áreas de trapézios, tem-se: A sA =

Md 1,4 ⋅15117 = = 11,49 cm 2 0,85d ⋅ f yd 0,85 ⋅ 50 ⋅ 43,5

→ contra 14,26 cm2 do Exemplo 3

A sB =

1,4 ⋅12934 = 9,79 cm 2 0,85 ⋅ 50 ⋅ 43,5

→ contra 13,43 cm2 do Exemplo 3

A NBR 6118/03 não prescreve armadura mínima para sapata, porém, para as sapatas flexíveis pode-se considerar: A s ,mín = 0,10 % ⋅ b ⋅ d A sA ,mín = 0,0010 ⋅ 200 ⋅ 50 = 10,00 cm 2 A sB,mín = 0,0010 ⋅ 240 ⋅ 50 = 12,00 cm 2 Portanto:

A sA = 11,49 cm 2 (5,75 cm2/m → φ 10 mm c/14 cm = 5,71 cm2/m)

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60

A sB = 12,00 cm 2 (5,00 cm2/m → φ 10 mm c/16 cm = 5,00 cm2/m) ρA =

5,71 = 0,00114 100 ⋅ 50

ρB =

5,00 = 0,00100 100 ⋅ 50

c) Verificação da punção c1)Verificação da superfície crítica C’ (Figura 71) A 240

B 200

C'

a*

C

a*

Figura 71 – Superfície critica C’ e distância a*. cB = cA = 90 cm 2d = 2 . 50 = 100 cm > cB e cA Portanto a* = cB = cA = 90 cm Adotar 2d para a*; se 2d > cA ou cB , adotar para a* o menor entre cA e cB .

Tensão de cisalhamento solicitante (τSd) para sapata com um momento fletor externo solicitante: F M τSd = Sd + K Sd u* d Wp d Área limitada pelo contorno C’: 2

A cont ,C ' = a p ⋅ b p + 2a * a p + 2a * b p + π(a *)

2

A cont ,C' = 60 ⋅ 20 + 2 ⋅ 90 ⋅ 60 + 2 ⋅ 90 ⋅ 20 + π(90 ) Acont, C’ = 41.046 cm2 Pressão média na base da sapata:

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p méd =

61

0,0156 + 0,022 = 0,0188 kN/cm2 2

Força na área Acont, C’ devido à reação do solo:

 0,0188  ∆FSd = γ f (p médio ⋅ A cont ,C ' ) = 1,4  41046   1,1  1,1 é para não considerar o solo sobre a sapata.

∆FSd = 982,0 kN Força sobre a sapata reduzida da reação do solo: FSd,red = FSd - ∆FSd FSd ,red = 1,4 ⋅ 820 − 982 = 165,9 kN Perímetro u* do contorno C’:

u* = 2a p + 2 b b + 2 π a * u* = 2 ⋅ 60 + 2 ⋅ 20 + 2π ⋅ 90 u* = 725,5 cm Parâmetro K: Msd

C1 bp

e1 N

C1 ap

Figura 72 – Parâmetros C1 e C2 .

C1 = ap = 60 cm

C1 =3 C2

→

na Tabela 1, K = 0,80

C2 = bp = 20 cm 2

C Wp = 1 + C1 ⋅ C 2 + 4C 2 ⋅ d + 16d 2 + 2π ⋅ d ⋅ C1 (sapata retangular) 2 com d = a*: Wp =

60 2 + 60 ⋅ 20 + 4 ⋅ 20 ⋅ 90 + 16 ⋅ 90 2 + 2π ⋅ 90 ⋅ 60 2

62

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Wp = 173.728 cm2 τSd =

165,9 0,8(1,4 ⋅ 6200) + 725,5 ⋅ 20 173728 ⋅ 20

onde d = h0 – 5 = 25 – 5 = 20 cm (d é a altura útil em C’)

τSd = 0,0134 kN/cm2 = 0,134 MPa Tensão de cisalhamento resistente (τRd1) na superfície C’:  20   τ Rd1 = 0,13 1 +  d  

3

100ρ f ck

2d ≤ 0,5f cd 2 a*

 20  3 2 ⋅ 20  100 ⋅ 0,001 ⋅ 25 (utiliza-se o menor ρ1) τ Rd1 = 0,13 1 + 20  90 

τRd1 = 0,157 MPa = 0,0157 kN/cm2   f  0,5f cd 2 = 0,5 0,6 1 − ck  f cd   250    25  2,5 0,5f cd 2 = 0,5 0,6 1 −    250  1,4

0,5 fcd2 = 0,482 kN/cm2 = 4,82 MPa

τRd1 = 0,187 MPa < 0,5 fcd2 = 4,82 MPa → ok!

Não é necessário colocar armadura para punção, pois:

τSd = 0,134 MPa < τRd1 = 0,157 MPa Quando ocorre a necessidade geralmente aumenta-se a altura da sapata para eliminar tal necessidade a fim de simplificar a execução da sapata. c2) Verificação da superfície crítica C Não ocorrendo punção na superfície crítica C’, dificilmente ocorrerá problema na superfície C.

3. SAPATA CORRIDA Sapata corrida é aquela destinada a receber cargas lineares distribuídas, possuindo por isso uma dimensão preponderante em relação às demais. Assim como as sapatas isoladas, as sapatas corridas são classificadas em rígidas ou flexíveis, conforme o critério da NBR 6118/03 já apresentado.

Como as bielas de compressão são íngremes, surgem tensões de aderência elevadas na armadura principal As , que provocam o risco de ruptura da aderência e ruptura do concreto de

63

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cobrimento por fendilhamento, que pode ser evitada com diâmetro menores para as barras e espaçamentos menores.

Nas sapatas corridas flexíveis, especialmente, a ruptura por punção deve ser obrigatoriamente verificada.

fissura

45°

armadura secundária

biela comprida

As (principal)

Figura 73 – Armaduras, biela de compressão e fissuração na sapata corrida.

Recomenda-se adotar para a altura: h

h ≥ 15 cm (nas sapatas retangulares)

h

h0

ho ≥ 10 / 15 cm

Figura 74 – Altura h da sapata corrida.

A distribuição de pressão no solo depende principalmente da rigidez da sapata e do tipo de solo. No cálculo prático são adotados diagramas simplificados, como os indicados na Figura 75: A)

N

B)

N

C)

Figura 75 – Distribuição de pressão no solo.

A indicação de Guerrin (1967) é: a) solos rochosos - sapata rígida: diagrama bi triangular (a); - sapata flexível: diagrama retangular (b);

N

64

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b) solos coesivos: diagrama retangular (b) em todos os casos; c) solos arenosos - sapata rígida: diagrama retangular (b); - sapata flexível: diagrama triangular (c).

3.1

SAPATA CORRIDA RÍGIDA SOB CARGA UNIFORME

As sapatas corridas rígidas são utilizadas geralmente sob muros ou paredes com cargas relativamente altas e sobre solos com boa capacidade de suporte.

(A - a p ) As sapatas corridas rígidas, quando h ≥ e β < 45°, podem ter os esforços 3 solicitantes (M e V) calculados nas seções de referência S1 e S2, conforme o CEB-70. As verificações necessárias e o dimensionamento das armaduras pode ser feito de modo semelhante às sapatas isoladas rígidas, fazendo B = 1 m.

Quando β ≥ 45°, o “Método das bielas” pode ser utilizado, em opção ao CEB-70.

ap

h

5 β≥4 º

A Figura 76 – Sapata rígida de acordo com o Método das Bielas.

O fenômeno da punção não ocorre, mas conforme a NBR 6118, a tensão de compressão na diagonal comprimida deve ser verificada na superfície crítica C (item 19.5.3.1), já estudado.

Segundo o “Método das bielas”, a armadura principal deve ser dimensionada para a força Tx (Figura 77): ap

d

5 β≥4

d0

N

º

Tx A

ρ

Figura 77 – Força Tx conforme o Método das bielas.

65

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d0 =

A.d A − ap

Tx =

N  A − ap    8  d 

Txd = γ f Tx A sx = A sA =

3.2

Txd f yd

SAPATA CORRIDA FLEXÍVEL SOB CARGA LINEAR UNIFORME

O momento fletor principal, atuante na direção da largura da sapata, é considerado máximo no centro da sapata. A força cortante é calculada na seção 1 (Figura 78), junto à face da área carregada. Os esforços são calculados sobre faixas unitárias ao longo do comprimento da sapata (B = 1 m). ap

N

Øl , pilar

As, sec I d h0 I 50,00

As, princ.

ρ

M

V

Figura 78 – Sapata corrida flexível.

Pressão no solo: p =

N A

h

66

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Pressão sob a parede: p par =

N ap

Força cortante na seção 1: 1 V = A − ap p 2

(

V=

)

N  ap  1 −  2  A

Momento fletor máximo no centro da sapata: 2

2 2  ap  1 A 1 pA 2 p par . a p M = p   − p par   = − 2 2 2 8 8  2 

M=

N A − ap 8

(

)

A armadura secundária (As,sec), também chamada armadura de distribuição, deve ter área:

A s ,sec

1  A s,princ ≥ 5 0,9 cm 2 / m 

As bordas da sapata (balanço) podem ser reforçadas com barras construtivas, como indicado na Figura 79.

Øl Figura 79 – Reforço das bordas com barras adicionais.

A punção, conforme já estudada, deve ser sempre verificada nas sapatas corridas flexíveis (Figura 80).

45°

45°

superfície de ruptura por punção, segundo Leonhardt

Figura 80 – Superfície de ruptura por punção na sapata flexível.

67

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3.3

EXEMPLO 6 – SAPATA CORRIDA RÍGIDA

Dimensionar a sapata rígida sob uma parede de concreto de 20 cm de largura com carga vertical N = 20 tf/m = 200 kN/m. Dados: C20; σsolo = 1,1 kgf /cm2 = 1,1 tf /m2 = 0,011 kN /cm2 = 0,11 MPa d = h – 5 cm ; CA-50 ; cnom = 4,5 cm

ap= 20

C 90

5 β≥4

h

º

h0

d

N

ρ A Figura 81 – Sapata rígida conforme o Método das bielas.

Resolução Cálculo da largura da sapata, considerando que B = 1 m = 100 cm: A=

1,1N 1,1 ⋅ 2,0 = σsolo 0,011

A = 200 cm Os balanços terão o valor: c=

A − ap 2

=

200 − 20 = 90 cm 2

Cálculo da altura h: (A - a p )

(200 - 20) ≥ 60 cm 3

-

pela NBR 6118: h ≥

-

para aplicar o Método das Bielas no cálculo deve-se ter β ≥ 45º:

tg β = -

d c

,

com β = 45º

pelo CEB-70: 0,5 ≤

3

⇒

≥

d = c = 90 cm → h = 95 cm

h ≤ 1,5 → 0,5 ⋅ 90 ≤ h ≤ 1,5 ⋅ 90 → 45 ≤ h ≤ 135 cm c

68

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Considerando o “Método das bielas”, h = 95 cm.

Força de tração na armadura principal:

Tx =

N  A − a p  1,1⋅ 200  200 − 20   =   = 55 kN/m 8  d  8  90 

A sX = A sA =

Txd 1,4 ⋅ 55 = = 1,77 cm2/m f yd 43,48

para φ 8 mm (1 φ 8 = 0,50 cm2): s=

100 ⋅ 0,5 = 28,2 cm ≤ 20 ou 25 cm 1,77

O espaçamento deve ser diminuído. Adotando φ 6,3 mm (0,31 cm2): s=

100 ⋅ 0,31 = 17,5 cm ≤ 20 cm (ok!)

1,77

Portanto: AsA = As,princ = φ 6,3 mm c/17 cm (1,82 cm2/m) Para a armadura de distribuição pode-se considerar:

A s ,distr

0,9 cm 2 / m 0,9 cm 2 / m   ≥ 1 ≥ 1,77 = 0,35  A s,princ  5  5

∴ A s,distr = 0,9 cm 2 / m

φ 5 mm c/22 cm ou φ 5 mm c/20 cm (1,00 cm2/m) sdistr ≤ 33 cm, mas na prática sdistr ≤ 20 ou 25 cm.

Notas: a) o cálculo pelo Método das Bielas dispensa a verificação da força cortante, isto é, segundo Montoya, no caso de sapata rígida a força cortante não precisa ser verificada; b) conforme a NBR 6118, a superfície crítica C deve ter a tensão de compressão diagonal verificada (item 19.5.3.1); c) Guerrin (1967) aplica o Método das Bielas fazendo: d=

A − ap

Detalhamento:

4

=

200 − 20 = 45 cm (h = 50 cm) 4

69

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h0= 30 Ø6, 3 c/ 17

h = 95

d = 90

 h 95 = 31,7 cm  = h0 ≥ 3 3 → h 0 = 30 cm 20 cm

Ø5 c/ 20

Figura 82 – Esquema indicativo do detalhamento das armaduras.

A ancoragem da armadura principal pode ser feita estendendo-se as barras às bordas da sapata, fazendo o gancho vertical com ho – 10 cm.

Considere: 1º) Resolver a sapata com h = 60 cm, pelo método do CEB-70; 2º) Comparar as armaduras e o volume de concreto das sapatas.

3.4

EXERCÍCIO PROPOSTO Dimensionar a sapata corrida para uma parede de largura 20 cm, com: cnom = 4,0 cm; N = 30 tf/m = 300 kN/m; σ solo = 2,0 kgf/cm2 ; C20; CA-50.

Fazer sapata rígida e como sapata flexível. Comparar os resultados.

3.5

EXEMPLO 7 – SAPATA CORRIDA FLEXÍVEL Dimensionar a sapata do Exemplo 6 como sapata flexível.

Dados: ap = 20 cm ; N = 200 kN/m; C20; σsolo = 0,011 kN/cm2

Resolução Para a sapata flexível, que tem peso próprio menor, tem-se: A=

1,05 N 1,05 ⋅ 2,0 = = 191 cm 0,011 σsolo

adotado A = 190 cm.

Balanço da sapata:

70

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c=

A − ap 2

=

190 − 20 = 85 cm 2

Cálculo da altura da sapata (h): -

NBR 6118 – sapata rígida: h ≥

-

CEB-70: 0,5·85 ≤ h ≤ 1,5·85

(A − a p ) 3 →

≥

(190 − 20) ≥ 56,7 cm ; 3

42,5 ≤ h ≤ 127,5 cm

→ sapata rígida

Seguindo o critério da NBR 6118, para sapata flexível (h < 56,7 cm) será adotado h = 50 cm, considerando que esta altura seja suficiente para a ancoragem da armadura do pilar.

Esforços solicitantes:

V=

N  a p  1,05 ⋅ 200  20  1 −  = 1 −  = 93,9 kN/m 2 A 2  190 

M=

N 1,05 ⋅ 200 (190 − 20) = 4.463 kN.cm/m (M no centro da parede) (A − a p ) = 8 8

(V na face da parede)

Os esforços V e M ocorrem em 1 m de de comprimento da sapata corrida:

71

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N

h0= 20

h = 50

ap= 20

d = 45

C 85

ρ

M

A = 190

+

100

V

V

C 20

Figura 83 – Dimensões e diagramas de esforços solicitantes na sapata.

A s ,distr

0,9 cm 2 / m  ≥ 1  A s ,princ 5

A s ,princ =

3,19 = 0,64 cm2/m 5

A s ,distr = 0,9 cm2/m φ 5 c/20 cm (1,00 cm2/m) Dimensionamento à flexão, tomando bw = 1 m = 100 cm: Kc =

b w d 2 100 ⋅ 45 2 = = 32,4 Md 1,4 ⋅ 4463

Ks = 0,023 (dom. 2)

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A s = 0,023

72

1,4 ⋅ 4463 = 3,19 cm2/m 45

φ 6,3 mm c/9 cm (3,50 cm2/m) φ 8 mm c/15 cm (3,33 cm2/m) s ≤ 20 ou 25 cm (valores da prática) Verificação da diagonal comprimida na superfície crítica C, considerando 1 m de comprimento da sapata: uo = 2 (20 + 100) = 240 cm FSd = N Sd = 1,4 ⋅ 200 = 280 kN/m Tensão de cisalhamento atuante: τSd =

FSd 280 = = 0,0259 kN/cm2/m u o ⋅ d 240 ⋅ 45

Nota: não foi considerada a redução de FSd proporcionada pela reação do solo.

Tensão de cisalhamento resistente: 20  2,0  τRd2 = 0,27αv fcd = 0,27 1 − = 0,355 kN/cm2   250  1,4 τSd = 0,259 MPa < τRd2 = 3,55 MPa → ok!

A força cortante pode ser verificada como laje, com bw ≥ 5d, onde bw é o comprimento da sapata paralelo à parede. Deve-se ter VSd ≤ VRd1 para se dispensar a armadura transversal.

VRd1 = [τRd k (1,2 + 40ρ1) + 0,15σcp] bw d 3,33 = 0,00074 100 ⋅ 45 k = |1,6 – d| > 1 = |1,6 – 0,45| = 1,15 > 1 ρ1 =

τRd = 0,25 fctd = 0,25

0,7 ⋅ 0,3 3 20 2 = 0,276 MPa 1,4

VRd1 = [0,0276 . 1,15 (1,2 + 40 . 0,00074)] 100 . 45 VRd1 = 175,6 kN/m VSd = 1,4 . 93,9 = 131,5 kN/m < VRd1 = 175,6 kN/m → ok! não é necessário colocar armadura transversal.

73

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Comparação: Sapata rígida 1,77 95

As h

Sapata flexível 3,19 50

h0= 20 Ø8 c/ 15

h = 50

d = 45

Detalhamento

Ø5 c/ 20

Figura 84 – Detalhamento indicativo das armaduras.

3.6

EXERCÍCIO PROPOSTO Projetar a sapata corrida para a fundação de um muro. São conhecidos:

3,0m

muro

- C20 ; CA-50 ; hmuro = 3,0 m ; σsolo = 2,0 kgf/cm2 - emuro = largura do bloco de concreto de vedação = 19 cm (aparente, sem revestimento de argamassa); - muro em alvenaria de blocos de concreto; - blocos enrijecedores a cada 5 m, perpendiculares ao muro; - considerar ação do vento para a cidade de São Paulo; - fazer verificações da estabilidade da sapata; - tipo de solo = argila rija.

Figura 85 – Sapata corrida sob muro.

74

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4. VERIFICAÇÃO DA ESTABILIDADE DAS SAPATAS Nas sapatas submetidas a forças horizontais e/ou momentos fletores é importante verificar as possibilidades de escorregamento e tombamento. a) Segurança ao tombamento A verificação ao tombamento é feita comparando-se os momentos fletores, em torno de um ponto 1 (Figura 86).

N M

FH h

P 1 A

2

A

2

Figura 86 – Forças atuantes na sapata.

Momento de tombamento: Mtomb = M + FH . h Momento estabilizador: Mestab = (N + P) A/2 O peso do solo sobre a sapata pode também ser considerado no Mestab . O coeficiente de segurança deve ser ≥ 1,5: M γ tomb = estab ≥ 1,5 M tomb b) Segurança ao escorregamento (deslizamento) A segurança é garantida quando a força de atrito entre a base da sapata e o solo supera a ação das forças horizontais aplicadas.

O efeito favorável do empuxo passivo pode ser desprezado, por não se ter garantia de sua atuação permanente. Da Figura 86 tem-se: ( N + P) tg ϕ = FH ⋅ γ esc onde: tg ϕ = µ = coeficiente de atrito; φ = ângulo de atrito entre os dois materiais em contato (concreto x solo), não maior que o ângulo de atrito interno do solo.

75

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Um outro modelo que pode ser adotado é: 2  2  Festab = atrito + coesão = ( N + P) ⋅ tg  φ  + A  c  3  3  onde: φ = ângulo de atrito interno do solo; c = coesão do solo; A = dimensão da base em contato com o solo. γ esc =

Festab ≥ 1,5 FH

5. VERIFICAÇÃO DO ESCORREGAMENTO DA ARMADURA DE FLEXÃO EM SAPATAS No caso de armadura, com barras de diâmetro 20 mm ou superior, e de feixes de barras, é importante verificar a aderência com o concreto, a fim de evitar o escorregamento.

O esquema de forças entre a armadura e o concreto é como indicado na Figura 87:

Rc + ∆Rc

Rc V

d

M z

Øl

M + ∆M Rs + ∆Rs

Rs C

∆x

Figura 87 – Esforços atuantes no elemento de comprimento ∆x.

Tem-se que: M = Rs · z = Rc · z, daí: ∆M z ∆Rs = fb · u ·∆x ∆R s =

onde: fb = resistência de aderência; u = perímetro de φl ∆M ∆M = f b ⋅ u ⋅ ∆x → = fb ⋅ u ⋅ z z ∆ {x v

V = fb . u . z tomando z ≅ 0,87d e fazendo valores de cálculo: Vd ≅ 0,87f bd ⋅ u ⋅ c fazendo o perímetro como u = n π φl d, com n sendo o número de barras da armadura de flexão: Vd ≅ 0,87f bd ⋅ n ⋅ π ⋅ φl ⋅ d

76

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com: Vd = força cortante de cálculo nas seções de referência S1A e S1B, por unidade de largura.

Vd = V1dA na seção de referência S1A ; Vd = V1dB na seção de referência S1B .

Se Vd for maior haverá o escorregamento.

6. SAPATA NA DIVISA COM VIGA DE EQUILÍBRIO A viga de equilíbrio também é comumente chamada “viga alavanca” (Figura 88).

Os pilares posicionados na divisa dos terrenos ficam excêntricos em relação ao centro da sapata, o que faz surgir um momento fletor, que pode ser absorvido por uma “viga de equilíbrio”, vinculada à sapate de um outro pilar, interno à construção. A viga também atua transferindo a carga do pilar para o centro da sapata (Figura 89).

V.

E.

div isa

Figura 88 – Sapata sob pilar de divisa e com viga de equilíbrio.

77

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bp2

A2

ap2

VE

ap1

bw

A1

2,5cm

bp1 B2 B1 z

VE

e1

N2

h0

h1

hv

N1

p2 p1

divisa

R2

R1 N2 N1

e1

R2 R1

z

Figura 89 – Notações da sapata com viga de equilíbrio. Área da sapata sob P1:

S1 = A1 ⋅ B1 S1 = 1,1

R1 σ solo

Excentricidade e1 e reação R1:

∑ M(z) = 0 R1 =

N1 ⋅ z z − e1

e1 =

B1 b p1 − 2 2

→ N1 ⋅ z = R 1 (z − e1 )

78

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6.1

ROTEIRO DE CÁLCULO

1) Assumir um valor para R1’: R1’ = 1,2 N1 2) Calcular a área de apoio da sapata 1 (divisa): S1 ' = 1,1

R1 ' σ solo

3) Escolher as dimensões da sapata 1: A1 ≤3 B1

A1 = 2B1 (adotando-se) S1 ' 2

S1 ' = 2B1 ' ⋅ B1 ' → B1 ' =

→

S1’ = A1’ . B1’

→

inteiro múltiplo de 5 cm.

4) Cálculo da excentricidade e1 : e1 ' =

B1 ' b p1 − 2 2

5) Cálculo do R1’’ : R 1 ' ' = N1

z z − e1 '

6) Comparar R1’ e R1’’ 6.1) Se R 1 ' = R 1 ' ' = R 1

A1 =

S1 ' B1

→ A1 =

S1 B1

→ B1 = B1 ' ,

6.2) Se 0,95R 1 ' ' ≤ R 1 ' ≤ 1,05R 1 ' ' B1 = B1 ' → S1 = 1,1

R1 ' ' σ solo

6.3) Se R1’ ≠ R1” Retornar ao item 2 fazendo R1’ = R1” .

6.2

ESFORÇOS SOLICITANTES NA VIGA DE EQUILÍBRIO Esquema estático (Figura 90):

79

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bp1

q1 (pilar 1)

N2 (2)

(3) p1

(1)

R2 B1 V2L V

V1L x

M2L -

M1L

M

Vmáx

Figura 90 – Diagramas de esforços solicitantes na viga de equilíbrio.

q1 =

N1 b p1

p1 =

R1 B1

x=

q1 b p1 p1

a) Seção 1 (0 ≤ x ≤ b p1 ) - Figura 91

q1x q1 V1 M1

p1 x

ρ1x

Figura 91 – Seção 1.

80

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∑ Fv = 0 q1 ⋅ x + V1 − p1 ⋅ x = 0

V1 = x (p1 − q1 )

→

x2 x2 ∑ M = 0 → M 1 + q 1 + 2 − p1 2 = 0 x2 (p1 − q1 ) M1 = 2 para x = bp1 ( limite da seção):

V1L = b p1 (p1 − q1 )

M1L =

b p21 2

(p1 − q1 )

b) Seção 2 ( (b p1 ≤ x ≤ B1 ) - Figura 92

q1 bp1 q1

M2

p1 p1x x Figura 92 – Seção 2.

∑ FV = 0 V2 + q1 ⋅ b p1 − p1 ⋅ x = 0 para : V2 = 0 → x =

→

V2 = p1 ⋅ x − q1 ⋅ b p1

q1 ⋅ b p1 p1

b p1   x2   M = 0 → M + q ⋅ b x − − p =0 ∑ 2 1 p1  1 2  2  M 2 = p1

b p1   x2  − q1 ⋅ b p1  x − 2 2  

Para x = B1

→ V2 L = p1 ⋅ B1 − q1 − b p1

81

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M 2L = p1

b p1   B12  − q1 ⋅ b p1  x − 2 2  

b p1    - Figura 93 c) Seção 3  B1 ≤ x ≤ z + 2  

bp1

q1

V3 M3

p1 B1 x Figura 93 – Seção 3.

∑ FV = 0

→ V3 + q1 ⋅ b p1 − p1 ⋅ B1 = 0

V3 = p1 ⋅ B1 − q1 ⋅ b p1 = ∆N = cte

∑ M(3) = 0

b p1   B  − p1 ⋅ B1  x − 1  = 0 → M 3 + q1 ⋅ b p1  x − 2  2   

b p1   B    M 3 = p1 ⋅ B1  x − 1  − q1 ⋅ b p1  x − 2  2    6.3

PRÉ-DIMENSIONAMENTO DA VIGA DE EQUILÍBRIO

a) Largura: b w ≥ a p1 + 5 cm (pode ser alterado); b) Altura: h V ≥ h 1 (h1 = altura da sapata 1); d V > l b (lb = comprimento de ancoragem da armadura do pilar).

Podem também serem deduzidas equações para bw

6.4

em função de V1L e Mmáx (tarefa).

DIMENSIONAMENTO DA SAPATA DA DIVISA

Um modelo para cálculo dos esforços solicitantes na sapata é aquele proposto pelo CEB70, já apresentado. a) Momento fletor na seção de referência S1A - Figura 94

82

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bw ap1

A d

2

d

2

0,15b bw C2A

A

B1

p

A1

CORTE AA Figura 94 – Sapata sob o pilar da divisa. Seções de referência S1 e S2 .

Resultante da reação do solo na sapata (F1A):

F1A = p ⋅ B1 ⋅ x A sendo: p =

R1 A1 ⋅ B1 A1 − b w + 0,15b w 2

xA =

Momento fletor: M1A = F1A

xA 2

→ M1A = p ⋅ B1

xA 2

2

b) Cálculo da altura da sapata Pode ser definida em função do critério da NBR 6118: h1 ≥

A1 − b w 3

→

para sapata rígida; d1 = h1 – 5 cm (pode ser mais)

c) Verificação da força cortante na seção S2A Força cortante de referência (ou atuante): VdA = γ f ⋅ p ⋅ B1 ⋅ c 2 A c 2A =

A1 − b w d1 − 2 2

S2A

S1A

h0

h1

bp1

d2A

hv

0,15b bw

S1A

ap1

bw

A1

S2A

xA

83

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Força cortante resistente (ou limite): Vd ,lim = com:

0,474 b 2 A ⋅ d 2 A ⋅ ρ ⋅ f ck γc

(fck em MPa)

b2A = B1

 h − h0 d 2 A = d1 1 − 1  A1 − b w

 h  ≤ 1,5c 2 A ; h 0 ≥ 1 (inteiro e múltiplo de 5cm) ou h 0 ≥ 30 cm 3 

Se Vd ,lim ≥ VdA

→ dispensa–se a armadura transversal;

Se Vd,lim < VdA

→ recomenda-se aumentar a altura útil da sapata;

d n = d1

VdA Vd ,lim

d) Armadura à flexão Armadura principal: B ⋅ d2 Kc = 1 1 γ f M1A

A s ,1A = K s

γ f M1A d1

domínio  → na tabela : K s β  x ou

A s ,1A =

γ f M1A 0,85d1 ⋅ f yd

As,mín = 0,10 % B1 d1 A armadura é disposta uniformemente distribuída na dimensão B1 .

Armadura de distribuição (paralela à B1):

A s ,distr

6.5

1  A s ,1A ≥ 5 0,9 cm 2 / m 

, com s ≤ 33 cm.

EXEMPLO 8

(Exemplo de Ferro, N.C.P., Notas de Aula, 2005)

Dimensionar uma sapata para o pilar da divisa, fazendo a viga alavanca (Figura 95).

Dados: C20; CA-50; N1 = 550 kN; N2 = 850 kN; σsolo = 0,02 kN/cm2 ; Armadura pilar = 10 φ 12,5 mm ; c = 4,0 cm.

84

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2,5

30

20

400cm

30

30

divisa

Figura 95 – Esquema dos pilares.

Resolução 1) Dimensionamento da sapata 1.1) Assumir um valor para R’1

R '1 = 1,2 N1 = 1,2 ⋅ 550 = 660 kN 1.2) Área de apoio da sapata – S1 S'1 = 1,1

R '1 660 = 1,1 = 36.300 cm 2 0 , 02 σ solo

1.3) Cálculo da dimensão B1

B'1 =

S'1 36300 = = 134,7 cm 2 2

Portanto, B'1 = 135 cm 1.4) Excentricidade e1 e'1 =

B'1 b p1 135 30 − −f = − − 2,5 = 50 cm 2 2 2 2

f = distância da face do pilar à linha de divisa.

1.5) Cálculo de R’’1 R ' '1 = N1

z 400 = 550 = 628,6 kN z − e'1 400 − 50

1.6) Comparação entre R’1 e R’’1

0,95R ' '1 ≤ R '1 ≤ 1,05R ' '1 0,95 ⋅ 628,6 = 597,1 ≤ 660 ≤ 1,05 ⋅ 628,6 = 660 → ok!

85

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S1 = 1,1

R ' '1 628,6 = 1,1 = 34.573 cm 2 0,02 σ solo

B1 = B'1 = 135 cm A1 =

S1 34573 = = 256,1 cm → A1 = 260 cm B1 135

2) Esforços máximos na viga alavanca 2.1) Esforços solicitantes na seção x = bp1

V1L = b p1 (p1 − q1 )

;

M1L =

b 2p1 2

(p1 − q1 )

p1 =

R 1 628,6 = = 4,656 kN/cm B1 135

q1 =

N1 550 = = 18,333 kN/cm b p1 30

M1L

30 2 = (4,656 − 18,333) = − 6.155 kN.cm 2

;

b p1 = 30 cm

V1L = 30 (4,656 − 18,333) = − 410,3 kN 2.2) Momento fletor máximo, V2L e M2L (seção x = B1) x máx =

q1 ⋅ b p1 p1

M máx = p1

=

18,333 ⋅ 30 = 118,1 cm 4,656

b p1   x 2máx 118,12 30    = 4,656 − q1 ⋅ b p1  x máx − − 18,333 ⋅ 30 118,1 −  2 2  2 2  

M máx = − 24.234 kN ⋅ cm V2 L = p1 ⋅ B1 − q1 ⋅ b p1 = 4,656 ⋅135 − 18,333 ⋅ 30

V2 L = 78,6 kN M 2L

b p1   B12  = p1 − q1 ⋅ b p1  B1 − 2 2  

M 2 L = 4,656

135 2 30   − 18,333 ⋅ 30 135 −  = − 23.571 kN.cm 2 2 

86

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Diagrama de esforços (Figura 96): bp1 30 N2

q1 = 18,333 KN cm

(3)

p1 = 4,656 R2

B1 = 135 x = 118,1 78,6 410,3

V (KN)

-

6.155 24.234

M ( KN cm )

23.571

Figura 96 – Diagramas e esforços solicitantes na viga de equilíbrio.

3) Largura da viga alavanca bw = ap1 + 5 cm = 20 + 5 = 25 cm Por outra forma, estimando que dv = 2bw : 2

Kc =

3

3

b w (2b w ) 4b w b = = 2,86 w 1,4M máx 1,4M máx M máx

b w = 3 0,35K c M máx Kc pode ser adotado 6/fck para o domínio 3:

b w = 3 0,35(6 / 2,0)24234 = 29,4 cm

→

adotaremos bw = 35 cm

4) Altura da sapata da divisa Para sapata rígida: NBR 6118

→

Pelo CEB-70 →

h1 ≥ (A1 – bw)/3 ≥ (260 – 35)/3 ≥ 75 cm 0,5 ≤ h1/c ≤ 1,5

87

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c=

A1 − b w 260 − 35 = = 112,5 2 2

56,3 cm ≤ h1 ≤ 168,8 cm

0,5 ≤

→

h1 ≤ 1,5 112,5

adotado h1 = 75 cm = hv

→

d1 = 75 – 5 = 70 cm = dv O pilar tem armadura φ 12,5 mm, com lb = 38 cm (com gancho), e: d1 = 70 cm > lb = 38 cm

→ ok!

5) Dimensionamento da viga alavanca A armadura longitudinal superior da viga alavanca na região da sapata 1 pode ser calculada fazendo-se a analogia da viga com um consolo curto, ou segundo a teoria de viga fletida.

5.1) Armadura de flexão no trecho da sapata 1 (B1) sapata 1

A1= 260

C = 112

5

sapata 2

bw= 35 5

P2

C = 112

P1

B1 = 135

h0

h1 = hv 75

VE

Figura 97 – Dimensões da sapata sob o pilar de divisa. bw = 35 cm Kc =

;

hv = h1 = 75 cm

b d 2 35 ⋅ 70 2 = = 5,1 Md 33928

A s = 0,025

; →

33928 = 12,12 cm2 70

dv = d1 = 70 cm

;

Md = 1,4 . 24234 = 33.928 kN.cm

βx = 0,22 (domínio 2), Ks = 0,025

→

6 φ 16 mm (12,00 cm2)

88

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Como esta armadura não é muito alta, ela pode ser estendida até o pilar P2, sem corte.

Armadura mínima: As,mín = 0,15 % bw hv = 0,0015 . 35 . 75 = 3,94 cm2 Para a armadura longitudinal inferior pode-se adotar a armadura mínima (2 φ 16 ou 5 φ 10).

5.2) Armadura transversal No trecho da sapata: Vk = 410,3 kN

→

VSd = 1,4 . 410,3 = 574,4 kN

Para cálculo de Asw , conforme as equações simplificadas do Modelo de Cálculo I, apresentadas na apostila de Dimensinamento de Vigas à Força Cortante, com concreto C20 e dv = 70 cm: VRd2 = 0,35bw d = 0,35 . 35 . 70 = 857,5 kN > VSd → ok!

VSd,mín = 0,101bw d = 0,101 . 35 . 70 = 247,5 kN < VSd A sw = 2,55

A sw ,mín =

VSd 574,4 − 0,17 b w = 2,55 − 0,17 ⋅ 35 = 14,97 cm2/m d 70

(

)

20f ctm 20 0,3 3 20 2 bw = 35 = 3,09 cm2/m f ywk 10 ⋅ 50

Com Asw = 14,97 cm2/m, fazendo estribo com quarto ramos tem-se Asw1ramo = 14,97/4 = 3,74 cm2/m, e na Tabela A-1 da apostila citada, encontra-se: φ 8 mm c/13 cm (3,85 cm2/m).

Espaçamento máximo: 0,67VRd2 = 574,5 kN, por coincidência igual a VSd . s ≤ 0,6d ≤ 30 cm

→

s ≤ 0,6 . 70 = 42 cm ≤ 30 cm

∴ s ≤ 30 cm 0,2 VRd2 = 171,5 kN < VSd

→

st ≤ 0,6 . 70 ≤ 42 cm ≤ 35 cm

st ≤ 0,6d ≤ 35 cm → ok!

No trecho da viga coincidente com a sapata (B1) convém colocar a armadura calculada para a força cortante máxima. No trecho fora da sapata 1, a armadura deve ser calculada para a menor seção transversal, 35 x 40 na união com a sapata 2 (pilar interno): VSd = 1,4 ⋅ 78,6 = 110 kN VRd 2 = 0,35 ⋅ 35 ⋅ 35 = 428,8 kN > VSd VSd ,mín = 0,101 ⋅ 35 ⋅ 35 = 123,7 kN > VSd A sw ,mín

→ ok! → A sw ,mín

20 (0,3 ⋅ 3 20 2 )35 = = 3,09 cm 2 m 10 ⋅ 50

89

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Estribo φ 6,3 mm c/20 cm (1,58 cm2/m) com 2 ramos: 0,67 VRd 2 = 287,3 kN > VSd → s ≤ 0,6 · 35 ≤ 21 cm

s ≤ 0,6 d ≤ 30 cm

≤ 30 → s ≤ 21 cm

0,2VRd 2 = 85,8 kN → VSd > 0,2VRd 2 s t ≤ 0,6d ≤ 35 cm → s t ≤ 21cm Para a viga com bw = 35 cm a largura do estribo com 2 ramos resulta 26,4cm (35-4,34,3), maior que o valor st = 21 cm. Portanto, o estribo deve ter mais de 2 ramos. Por exemplo, estribo com 4 ramos φ 5 mm: 4 ⋅ 0,20 = 0,0309 → s = 25,9 cm > s máx = 21 cm s Então: estribo φ 5 mm c/21 cm 4 ramos (3,81 cm2/m) 5.3 Armadura de pele Asp quando h > 60 cm A sp = 0,10% b w ⋅ h = 0,0010 ⋅ 35 ⋅ 75 = 2,63 cm 2 por face 5 φ 8 mm = 2,50 cm2 por face 5.4 Armadura de costura A armadura de costura é colocada abaixo da armadura longitudinal negativa e serve para aumentar a resistência e ductilidade da viga.

Pode ser adotada como: A s ,cos t = 0,4A s A s ,cos t = 0,4 ⋅12,12 = 4,85 cm 2 → 10 φ 8 mm = 5,00 cm2 6. Detalhamento das armaduras na viga de equilíbrio (viga alavanca)

90

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N5 - 10 c/ 13

6N1

N6 - c/20 N1 - 6 Ø16

A

N3

A

N2

N3

N1 - 2 x 3 Ø16 C = (em laço) 5N4 N2 - 2 x 5 Ø8 C = (arm. costura - em laço)

CORTE AA

N3 - 2 x 5 Ø8 C = VAR (arm. pele)

N4 - 5 Ø10 C =

3 laços (6N1)

N5 - 10 x 2 Ø8 C = N6 - x 2 Ø5 C = VAR.

Detalhe dos laços sob o pilar P1

Figura 98 – Detalhamento das armaduras na viga de equilíbrio (viga alavanca).

Notas: a) em distâncias pequenas entre os pilares a viga alavanca pode ser feita com altura constante; b) a armadura N1 pode ter parte interrompida antes do pilar P2, conforme o diagrama de momentos fletores.

6.6

TAREFA

a) Dimensionar e detalhar as armaduras da sapata sob o pilar P1; b) Idem para a sapata isolada sob o pilar P2 ; c) Se a sapata sob o pilar da divisa (P1) tiver a largura B1 diminuída e o comprimento A, aumentado, quais as implicações que essas alterações resultam para a viga alavanca?

6.7

VIGA ALAVANCA NÃO NORMAL À DIVISA

a) O centro geométrico da sapata 1 deve estar sobre o eixo da viga alavanca; b) As faces laterais da sapata devem ser paralelas ao eixo da viga alavanca para minimizar o efeito do momento de torção; c) Recomenda-se que as cotas sejam tomadas nas projeções (direção normal à divisa).

91

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P2

B1

a od eix

e1

a vi g

a nc va ala

CGsap P1

divisa

e1h

B1R

Figura 99 – Viga alavanca não normal à divisa. Área da Sapata Sob o Pilar Interno (P2) Pode ser considerado parte do alívio proporcionado pelo pilar da divisa.

N1

N2

P1

pilar P2 R1

R2

Figura 100 – Forças atuantes na viga alavanca não normal à divisa.

N1 + N2 = R1 + R2 → N2 – R2 = R1 – N1 R1 – N1 = ∆N Ssap = 1,1 (N2 - ∆N/2)

6.8

EXERCÍCIO PROPOSTO

Dimensionar e detalhar as armaduras das sapatas e da viga alavanca dos pilares P1 e P2, sendo conhecidos: σsolo = 0,018 kN/cm2 ; C20 ; CA-50; NP1 = 520 KN; NP2 = 970 KN ; φl,pil = 12,5 mm.

P2 20 80

divisa

40 P1 20 2,5

40

285

Figura 101 – Dimensões a serem consideradas.

92

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7. SAPATA EXCÊNTRICA DE DIVISA Quando a sapata de divisa não tem vinculação com um pilar interno, com viga de equilíbrio por exemplo, a flexão devido à excentricidade do pilar deve ser combatida pela própria sapata em conjunto com o solo. São encontradas em muros de arrimo, pontes, pontes rolantes, etc.

A reação do solo não é linear, mas por simplicidade pode-se adotar a distribuição linear na maioria dos casos. bp

Divisa

N não linear B

Figura 102 – Sapata excêntrica sob pilar de divisa.

Para não ocorrer tração na base da sapata, a largura B deve ser escolhida de tal forma que: B ≤ 1,5bp . Recomenda-se também que A ≤ 2B. Em função do valor da excentricidade da força N, os seguintes casos são considerados: a) B < 1,5b p (e < B/6) - Figura 103 B

B

N  6e  1 +  ≤ 1,3σsolo A⋅B B

p mín =

N  6e  1 −  A⋅B B

6

A

e

p máx =

N

A

6

bp

pmín. pmáx.

Figura 103 – Caso onde B < 1,5b p (e < B/6).

B b) B = 1,5b p ,  e =  - Figura 104 6 

93

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B

p máx = B

6

A

e

2N ≤ 1,3σsolo A⋅B

N

pmáx.

Figura 104 – Caso onde B = 1,5b p ,  e = B  6 

B c) B > 1,5b p ,  e >  - Figura 105 6 

B

B

2N ≤ 1,3σsolo B  3A  − e  2 

6

N

A

e

p máx =

3 ( B2 - e ) pmáx.

Figura 105 – Caso onde B > 1,5b p ,  e > B  6  A sapata de divisa pode ter altura constante (geralmente para alturas baixas e cargas pequenas) ou variável.

94

divisa

divisa

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N

viga enrijecedora

Figura 106 – Sapata isolada sob pilar de divisa.

Para casas onde resulte A > 2B pode-se criar viga associada à sapata excêntrica de divisa, como ilustrado nos exemplos.

Para não ocorrer torção na viga convém coincidir o centro da viga com o centro do pilar.

A viga pode ser projetada na direção perpendicular à divisa. h

viga

Figura 107 – Sapata excêntrica na divisa com viga de reforço.

95

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A estrutura deve oferecer uma reação horizontal, para equilibrar a excentricidade do pilar/sapata.

H

H

pilar flexível

pilar rígido

P

l

P

M H

H

M

R e

e

R

Figura 108 – Estrutura para absorver forças horizontais.

8. SAPATA ASSOCIADA (CONJUNTA, CONJUGADA) No Projeto de fundações de um edifício com sapatas, o projeto mais econômico é aquele com sapatas isoladas. Porém, quando as sapatas de dois ou mais pilares superpõem-se, é necessário fazer a sapata associada. A NBR 6122 chama “viga de fundação” quando os pilares têm os centros alinhados.

Há várias possibilidades para a sapata associada, que pode receber carga de dois ou mais pilares, de pilares alinhados ou não, com cargas iguais ou não, com um pilar na divisa, com desenho em planta retangular, trapezoidal, etc.

Dependendo da capacidade de carga do solo e das cargas dos pilares, a sapata associada pode ter uma viga unindo os pilares (viga de rigidez). Essa é a sapata mais comum no Brasil.

8.1

SAPATA RETANGULAR

O centro geométrico da sapata deve coincidir com o centro de carga dos pilares, e deste modo a pressão no solo pode simplificadamente ser considerada uniforme.

A sapata pode ter a altura determinada segundo os critérios já mostrados e resultar flexível ou rígida.

Os seguintes casos podem ser considerados:

96

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P1

B

P2 2

C1

B

B

C2

2

A

C1

ap1

ap2

N1

C2

N2

ρ ≅ σsolo x l1

R lcc

q1 = ____ N1 ap1

l2

q2 = ____ N2 ap2 R ρ = A.B.

V

M

Figura 109 – Sapata conjunta. a) N1 ≠ N2 e largura B previamente fixada R = (N1 + N2)1,05 (ou 1,1)

∑ M (N1) = 0

N 2 ⋅ l cc − R ⋅ x = 0 x=

N2 l cc R

A⋅B =

R σ solo

97

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As dimensões l1 e l2 podem ser deduzidas e: l1 =

N R − 2 l cc 2B ⋅ σ solo R

l2 =

N R − 1 l cc 2B ⋅ σ solo R

A = l1 + l cc + l 2 Os esforços solicitantes são determinados de maneira semelhante à viga de equilíbrio das sapatas com pilar de divisa, como já mostrado. Se o pilar estiver com a largura na direção da dimensão A, pode-se simplificar fazendo-o apenas como um apoio pontual (carga N1 no centro de ap1 ao invés da carga q1 em ap1).

A sapata econômica será obtida fazendo o momento fletor negativo próximo do momento fletor positivo. b) N1 ≠ N 2 e comprimento A previamente fixado x=

N2 l cc R

;

R = 1,05 (N1 + N2)

l1 =

A −x 2

;

l2 =

Largura da sapata: B =

A − (l cc − x ) 2

R A ⋅ σ solo

c) N1 ≅ N 2 ou N1 < N 2 e comprimento l1fixado Este caso geralmente ocorre com pilar de divisa. A sapata pode ser retangular quando N1 não é muito diferente de N2. O comprimento A da sapata deve se estender pelo menos até as faces externas dos pilares. x=

N2 l cc R

(

Comprimento da sapata: A = 2 l1 + x Largura da sapata: B=

R A ⋅ σ solo

)

98

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A l1

lcc

l2

divisa

B

bp2

P2 bp1

P1

ap1

ap2

N2

h

N1

ρ x

R

Figura 110 – Sapata conjunta com pilar de divisa.

No caso de cargas dos pilares iguais ou muito próximas, e pilares não de divisa, o dimensionamento econômico é conseguido com os balanços sendo A/5.

A 3

5

5

A

A

5

B

A

P1

P2

Figura 111 – Balanço econômico para a sapata conjunta.

8.2

VERIFICAÇÕES E DIMENSIONAMENTO

Punção: nas sapatas flexíveis a punção deve ser obrigatoriamente verificada. Nas sapatas rígidas deve ser verificada a tensão de compressão diagonal, na superfície crítica c.

Força Cortante: as forças cortantes determinadas segundo a direção longitudinal devem ser verificadas como laje se B ≥ 5d, e como viga se B < 5d. Estribos com 2, 4, 6, etc. ramos podem ser usados.

Momentos Fletores - Armaduras de Flexão: na direção longitudinal a armadura de flexão deve ser dimensionada conforme os momentos fletores, e posicionadas de acordo com o sinal do momento. Na direção transversal pode-se determinar uma viga sob cada pilar, com largura d/2 além das faces do pilar.

99

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AI

AIII

P2

ap1

d

d

2

II

ap2

d

2

III

IV

ap1 + d

d

I ap1 + 0,5d + f

2

h

f

bp2

B

bp1

P1

A

Figura 112 – Armaduras de flexão diferentes para as regiões I a IV. obs.: f = distância da face do pilar P1 à divisa.

Nas regiões II e IV deve ser colocada a armadura mínima de viga, por metro: AsII = AsIV = ρmín · h (cm2/m) Região I: q1 =

N1 B

 B - b p1    2   M1 = q 1 2

As =

2

γ f M1 ; 0,85d ⋅ f yd

As, mín. = ρ mín·(f + ap1 + 0,5d)h

; ρ=

As (f + a p1 + 0,5d)h

ρ ≥ ρmín Região III: os cálculos são semelhantes à região I, mas com a carga N2, a largura ap2 + d e vão B - bp2 . As armaduras das regiões I e III devem ser colocadas nas larguras (f + ap1 + 0,5d) e (ap2 + d), respectivamente.

100

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8.3

SAPATA DE FORMA TRAPEZOIDAL

Quando a carga de um pilar é muito maior que a do outro pilar, utiliza-se a sapata com forma de trapézio (Figura 113).

B2

P2

B1

P1

C

ap1 A lcc

N1

N2

ρ2 = B 2 . ρ

ρ1 = B 1 . ρ x

R

Figura 113 – Sapata conjunta com planta em trapézio.

As dimensões A e c são adotadas, e: R=(N1 + N2)1,1 Ssap =

R σsolo

Ssap =

B1 + B 2 A 2

(ou 1,05)

∑ M(P ) = 0 1

N2 . lcc – R . x == 00 x=

N 2 . l cc R

Coincidindo o centro de gravidade da sapata (trapézio) com o centro de carga (força R), tem-se:

x+

a p1 2

+c =

A  B1 + 2B 2    3  B1 + B 2 

Com esta equações e a seguinte, determinam-se os lados B1 e B2 .

101

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Ssap =

B1 + B 2 A 2

B2

P2

B1

P1

C

ap1 A lcc

N1

N2

ρ2 = B 2 . ρ

ρ1 = B1 . ρ x

R

Figura 114 – Sapata conjunta com planta em trapézio.

8.4

SAPATA ASSOCIADA COM VIGA DE RIGIDEZ

Nas sapatas associadas sob pilares com cargas altas é recomendável associar a sapata com uma “viga de rigidez”, que aumenta a segurança da sapata, diminui a possibilidade de punção, diminui a deformabilidade da sapata, melhora a uniformidade das tensões no solo, enfim, aumenta a rigidez da sapata. bw

A

d

1m

2

As

A

S2

S1

h d

B

V.R.

hv dv

0,15bw

sapata

ρ

A

CORTE AA

Figura 115 – Sapata conjunta com viga de rigidez.

102

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p=

N1 + N 2 A⋅B

Os diagramas de momento fletor e força cortante são como aqueles da sapata associada sem viga de rigidez. A viga de rigidez deve ter as armaduras dimensionadas para esses esforços, determinados segundo a direção longitudinal da sapata. b p1 + 5 cm bw ≥  b p 2 + 5 cm

dv ≥ lb,φpil

(5 cm = valor mínimo)

;

hv ≥ h

A sapata é calculada considerando-se faixa de 1 m de largura, segundo a direção de B. Como modelo de cálculo pode ser adotado aquele do CEB-70, ou o “Método das Bielas”. No caso do CEB-70 devem ser consideradas as seções de referência como indicadas na Figura 115 (S1 e S2). O dimensionamento da sapata à flexão resultará na armadura As .

8.5

EXEMPLO 9

Projetar uma sapata associada para dois pilares (Figura 116), sendo: N1 = 900 kN, N2 = 1.560 kN, C20, γsolo = 1.925 kg/m3, carga do piso de 500 kgf/m2, φl,pil = 12,5 mm, c = 4,0 cm, altura de solo entre a base da sapata e o piso de 2,08 m, σsolo = 191,5 KPa. 17,5cm

6.10m

P1

divisa

45

P2

30

40

Figura 116 – Medidas para a sapata associada do exemplo.

Resolução Neste exemplo, as cargas do peso próprio da sapata e do solo sobre a sapata serão consideradas diminuindo a tensão admissível do solo: gsolo + gsap + gpiso = 2,08 . 1925 + 500 = 4.504 kgf/m2 a) Dimensões da sapata Tensão admissível líquida do solo: σsolo,líq = 191,5 − 45,0 = 146,5 kPa = 146,5 kN/m2 = 0,1465 MPa

103

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Área da sapata: Ssap =

900 + 1560 = 16,8 m2 146,5

Centro de cargas: x =

x=

N2 l cc N1 + N 2

;;

N1 + N2 = R

1560 6,10 = 3,87 m 900 + 1560

Comprimento da sapata: A = 2(l1 + x ) A = 2(0,175 + 3,87) = 8,09 m ≅ 8,10 m Largura da sapata: B =

Ssap A

B=

16,8 = 2,07 m ≅ 2,10 m 8,10

p=

N1 + N 2 900 + 1560 = = 0,01446 kN/cm2 A⋅B 810 ⋅ 210

Considerando a largura da sapata: pB = 0,01446 . 210 = 3,037 kN/cm

104

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A 810 162

divisa

P2

CP

45

B 210

P1

5

30

17,5

223

x 387 900KN

182

5

1560

ρB = 3,037 KN cm 610 1005,7

53,1

Vk (KN) 554,3

846,9

331

465

117605 ou 115959

Mk (KN.cm) + 50575

Figura 117 – Esforços solicitantes na sapata associada. b) Altura da sapata Conforme a NBR 6118: h ≥ (A – ap)/3 No caso de sapata isolada, A – ap = 2c. Para a sapata associada, o maior valor de c ocorre no lado direito do pilar circular, onde c = 162,5 cm, e: h≥

2 ⋅162,5 ≥ 108,3 cm 3

Fazendo a sapata como rígida com h = 108 cm, não será necessário verificar a punção.

No entanto, o consumo de concreto resulta exagerado (18,4 m3). Como alternativa será adotada a sapata flexível, com h = 85 cm (14,5 m3, − 21 %), e neste caso deve-se verificar a possibilidade de punção. Antes disso, é necessário calcular as armaduras de flexão.

105

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c) Armadura de flexão na direção longitudinal Momento fletor negativo: M = − 117.605 kN.cm Kc =

→

b d 2 210 ⋅ 80 2 = = 8,2 → Md 164647

As = K s

Md = 164.647 kN.cm ; d = 80 cm Ks = 0,024 (domínio 2)

Md 164647 = 0,024 = 49,39 cm2 d 80

→

17 φ 20 mm = 53,55 cm2

Momento fletor positivo: M = 50.575 kN.cm

→

Md = 70.805 kN.cm

b d 2 210 ⋅ 80 2 Kc = = = 19,0 → Md 70805 As = K s

; d = 80 cm

Ks = 0,024 (domínio 2)

Md 70805 = 0,024 = 21,24 cm2 d 80

→

21 φ 12,5 mm = 26,25 cm2

divisa

bp1 = 45

P1

ap1 30

B = 210cm

d) Armadura de flexão na direção transversal (Figura 118)

P2

ap2 40

ap1 + 0,5d + f 72,5

ap2 + d 120

122

Figura 118 – Regiões para a armadura de flexão.

Região do pilar P1: q1 =

N1 900 = = 4,29 kN/cm B 210 2

2  B − b p1   210 − 45      2  2  = 14.600 kN.cm M1 = q 1  = 4,29  2 2

M1d = 1,4 . 14600 = 20.440 kN.cm

5

106

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Kc =

b d 2 72,5 ⋅ 80 2 = = 22,7 Md 20440

As = K s

Ks = 0,023 (domínio 2)

→

Md 20440 = 0,023 = 5,88 cm2 d 80

7 φ 12,5 mm = 8,75 cm2

→

Região do pilar P2: q2 =

N 2 1560 = = 7,43 kN/cm B 210 2

2  B − b p1   210 − 40      2  2    = 26.841 kN.cm M2 = q2 = 7,43 2 2

M2d = 1,4 . 26841 = 37.577 kN.cm Kc =

b d 2 120 ⋅ 79 2 = = 19,9 → Md 37577

As = K s

Ks = 0,023 (domínio 2)

Md 37577 = 0,023 = 10,94 cm2 d 79

12 φ 12,5 mm = 15,00 cm2

→

e) Verificação da punção na superfície crítica C’ e1) Pilar circular P2 (Figura 119)

2d

C'

40

2d 160

Figura 119 – Superfície critica C’.

Tensão de cisalhamento solicitante (τSd): τSd =

FSd u ⋅d

dx = 85 – 4,0 – 1,25/2 = 80,4 cm dy = 85 – 4,0 – 1,25 – 1,25/2 = 79,1 cm

107

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d=

dx + dy 2

= 79,8 ≅ 80 cm

Como 2d = 160 cm estende-se além da sapata, será considerada a distância a* (Figura

105

105

120):

C' a* 85

Figura 120 – Distância a*.

a* =

B a p 2 210 − 40 − = = 85 cm 2 2 2

;

a* ≤ 2d ≤ 160 cm

u* = 2π r = 2π . 105 = 659,7 cm Acont,C’ = π 2102/4 = 34.635 cm2 ∆FSd = 1,4 (0,01446 . 34635) = 701,2 kN Força reduzida: FSd,red = 1,4 . 1560 – 701,2 = 1.482,8 kN Tensão atuante: τSd =

1482,8 = 0,028 kN/cm2 = 0,28 MPa 659,7 ⋅ 80

As taxas de armadura ρx e ρy devem ser determinadas na distância 3d além das faces do pilar. Pelos cálculos já efetuados: ρ = ρx ρy ρx = ρy = ρmín = 0,0015 = ρ

ρx

ρy

Figura 121 – Taxas de armadura longitudinal nas duas direções.

108

UNESP – Bauru/SP – Sapatas de Fundação

Tensão de cisalhamento resistente (τRd1) na superfície C’:  20   τRd1 = 0,13 1 +  d  

3

100ρ ⋅ f ck

2d ≤ 0,5f cd 2 a*

 20  3 2 ⋅ 80  100 ⋅ 0,0015 ⋅ 20 (utiliza-se o menor ρ1) τ Rd1 = 0,13 1 +  80  85 

τRd1 = 0,53 MPa = 0,053 kN/cm2   f  0,5f cd 2 = 0,5 0,6 1 − ck  f cd   250    20  2,0 0,5f cd 2 = 0,5 0,6 1 −    250  1,4

0,5 fcd2 = 0,394 kN/cm2 = 3,94 MPa Portanto, τSd = 0,28 MPa < τRd1 = 0,53 MPa, o que significa que não ocorrerá ruptura da sapata por punção, na posição do pilar P2. e2) Pilar retangular P1 (Figura 122)

45

105

82 5 a*

105

B = 210

5

82 a*

82 5 a*

O momento fletor, que atua na direção de B, na região próxima ao pilar P1, será desprezado.

32

82 5 a*

Figura 122 – Distância a* no pilar da divisa.

Tensão de cisalhamento solicitante (τSd): τSd =

FSd u*d

;

FSd = 1,4 . 900 = 1.260 kN

d = 80 cm u* = 32,5 + 32,5 + 45 + π . 82,5 = 369,2 cm

109

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Tensão atuante: τSd =

1260 = 0,0427 kN/cm2 = 0,427 MPa 369,2 ⋅ 80

A taxa de armadura será calculada considerando as armaduras longitudinal negativa na direção x e transversal positiva na direção y (B).

d = 80

85

17 Ø12,5

Ø12,5

As, cosntr.

Figura 123 – Armaduras longitudinais da sapata sob o pilar de divisa.

ρx =

53,55 = 0,003 210 ⋅ 85

ρy = ρmín = 0,0015 A armadura construtiva inferior na direção x também auxilia na resistência à punção, mas não será considerada. ρ = ρ x ρ y = 0,003 ⋅ 0,0015 = 0,00212 Tensão de cisalhamento resistente (τRd1) na superfície C’:  20   τ Rd1 = 0,13 1 + d  

3

100ρ ⋅ f ck

2d ≤ 0,5f cd 2 a*

 20  3 2 ⋅ 80  100 ⋅ 0,00212 ⋅ 20 τ Rd1 = 0,13 1 +  80  82,5 

τRd1 = 0,612 MPa τSd = 0,427 MPa < τRd1 = 0,612 MPa

→ ok!

f) Dimensionamento da armadura transversal segundo a direção longitudinal Na direção longitudinal a sapata é considerada como uma viga, e: bw = B = 210 cm < 5d < 5 . 80 < 400 cm desse modo os cálculos devem ser feitos como viga e não como laje.

110

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Adotando o Modelo de Cálculo I (concreto C20): VRd2 = 0,35 bw d = 0,35 . 210 . 80 = 5.880 kN VSd = VSd,máx = 1,4 . 1005,7 = 1.408 kN < VRd2

→ ok!

VSd,mín = 0,101 bw d = 0,101 . 210 . 80 = 1.697 kN VSd = 1.408 kN < VSd,mín = 1.697 kN

A sw ,mín

(

→ Asw = Asw,mín

)

20f ctm 20 0,3 3 20 2 = bw = 210 = 18,56 cm2/m f ywk 10 ⋅ 50

Espaçamento máximo: 0,67VRd2 = 3.940 kN > VSd s ≤ 0,6d ≤ 0,6 . 80 ≤ 48 cm ≤ 30 cm

→

s ≤ 30 cm

Espaçamento máximo entre ramos verticais: 0,2VRd2 = 1.176 kN < VSd st ≤ 0,6d ≤ 48 cm ≤ 35 cm

→

st ≤ 35 cm

Fazendo estribo φ 6,3 mm com 6 ramos (6 . 0,31 = 1,86 cm2): 1,86 = 0,1856 → s

s = 10 cm < 30 cm

st = 200/5 = 40 cm ≈ st,máx = 35 cm (como a armadura transversal é a mínima, será aceito um espaçamento um pouco superior para st). g) Detalhamento das armaduras (Figura 124)

111

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200 N1 - 80 Ø12,5 C = 340

70 N1 - 80 c/10 P2

70

N2 - 80 c/10 N3 - 2 x 80 c/10

202 77 N2 - 80 Ø6,3 C = 40

70

77 N4 - 17 Ø20 C =

N3 - 160 Ø6,3

N5 - 6 Ø8

17 N4 N6 - 2 x 4 Ø6,3 CORR 75

4 N6

N7 - 10 Ø8 C =

N8 - 21 Ø12,5 C =

21 N8

Figura 124 – Esquema do detalhamento das armaduras da sapata.

Atividade de casa: alterar o projeto da sapata fazendo uma viga de rigidez entre os dois pilares.

Comparar o consumo de materiais (concreto e aço) entre as duas soluções. A altura da sapata (85 cm) pode ser alterada.

9. QUESTIONÁRIO 1) Definir resumidamente: fundação superficial, sapata, sapata isolada, sapata corrida, sapata associada, sapata com viga de equilíbrio, sapata excêntrica de divisa sem viga de equilíbrio.

Exemplificar com desenhos.

2) Por que a razão entre o lado maior e o lado menor de uma sapata isolada deve ser mantido até 2,5?

3) Por que é interessante fazer os balanços iguais nas sapatas isoladas? Isso é obrigatório?

4) Apresente o critério da NBR 6118 para a definição da rigidez da sapata. Compare com o critério do CEB-70.

5) Estude e descreva o comportamento estrutural das sapatas rígidas e flexíveis.

6) Por que não ocorre ruptura por punção nas sapatas rígidas?

7) Em que situações a NBR 6118 indica a aplicação das sapatas flexíveis?

8) A distribuição das tensões da sapata no solo é um assunto complexo, e depende de diversos fatores. Recomendo que seja estudada num livro de Fundações (Mecânica dos Solos).

Procure saber as simplificações que são feitas em função da sapata ser rígida ou flexível e das características do solo (rocha, areia, argila, etc.).

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112

9) Sobre o processo de cálculo do CEB-70, mostre como é calculado o momento fletor na sapata. Qual o carregamento considerado? Analise os casos de sapata sem e com momentos fletores.

10) Descreva os processos para ancoragem da armadura positiva.

11) Sobre o processo de cálculo do CEB-70, mostre como é calculada a força cortante de referência.

12) Por que a NBR 6118 manda verificar a superfície crítica C? Quando?

13) Por que a NBR 6118 manda verificar a superfície crítica C’ ? Quando?

14) Explique resumidamente o método das bielas. Em que tipo de sapata pode ser aplicado?

15) Analise as diversas situações de tensão, diagrama de pressão no solo, etc., no caso de sapatas com momentos fletores aplicados.

16) No caso de sapatas flexíveis, geralmente o cálculo é feito fazendo-se uma analogia com quais elementos estruturais? Como são calculados os momentos fletores e forças cortantes?

17) Que verificação é extremamente importante de ser feita nas sapatas flexíveis? E nas sapatas corridas?

18) Quais processos de cálculo podem ser aplicados no dimensionamento das sapatas rígidas? E no caso das sapatas flexíveis?

19) Como são consideradas as duas dimensões no cálculo das sapatas corridas? Qual é e como é disposta a armadura principal? E a armadura secundária?

20) Foi proposto um exercício de sapata corrida sob muro de divisa (p. 71.7). Não deixe de fazer, esse tipo de sapata é muito comum na prática. Alguns dados numéricos não foram fornecidos, propositadamente: procure, ou adote quando for o caso. Dúvidas? o Professor está esperando-o!

21) Quando é necessário verificar o equilíbrio das sapatas quanto ao tombamento e escorregamento? Não esqueça de fazer essas verificações no exercício da sapata corrida da questão anterior.

22) Quando e como verificar o escorregamento das armaduras de flexão nas sapatas?

23) Por que fazer viga alavanca em pilar de divisa?

24) Como é feito o dimensionamento da viga alavanca?

25) No caso da sapata de divisa com viga alavanca, como é feito seu cálculo, em que direção?

26) Na sapata excêntrica de divisa sem viga alavanca, qual a largura máxima indicada? Quais os casos de pressão no solo? Como a estrutura deve equilibrar a sapata?

27) Na sapata excêntrica de divisa sem viga alavanca, em quais casos pode ser recomendado colocar vigas na sapata?

28) Quais as preocupações básicas no projeto de uma sapata associada?

29) É recomendado o projeto de uma viga de rigidez nas sapatas associadas? Por que?

30) Como é dimensionada a viga de rigidez nas sapatas associadas? E a sapata na direção normal à viga de rigidez?

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