Column Strengthening by Reinforced Concrete. Jacketing Interface Influence on Cyclic Response

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1 Column Strengthening by Reinforced Concrete. Jacketing Interface Influence on Cyclic Response Reforço de Pilares por Encamisamento de Betão Armado. A Influência da Interface na Resposta a Carregamento Cíclico Eduardo Júlio Universidade de Coimbra Portugal eduardo@dec.uc.pt Fernando Branco I.S.T. Portugal fbranco@civil.ist.utl.pt Vítor Dias da Silva Universidade de Coimbra Portugal vdsilva@dec.uc.pt Abstract: In this paper, the authors describe an experimental study performed to analyze the influence of the interface treatment on the seismic behaviour of columns strengthened by RC jacketing. It has been concluded that, for undamaged columns with a bending moment shear force ratio greater than 1.0 m, it is not necessary to consider any type of interface treatment, before casting the RC jacket, in order to obtain a monolithic behaviour of the composite element. Keywords: strengthening; jacketing; reinforced concrete; interface; cyclic actions. 1. INTRODUÇÃO O reforço de pilares por encamisamento de betão armado é uma das técnicas de reabilitação sísmica mais frequentemente utilizadas. Para optimizar o desempenho estrutural do elemento compósito sob a acção sísmica é essencial assegurar o seu monolitismo, o que implica garantir a aderência total entre o pilar original e o encamisamento adicionado. Para atingir este objectivo, a prática corrente consiste em aumentar a rugosidade da superfície da interface, aplicar um agente ligante e, em alguns casos, colocar conectores metálicos [1]. Os autores realizaram um estudo experimental com o objectivo de analisar a influência de diferentes parâmetros na resistência ao corte e à tracção da interface entre betões de idades e de características diferentes [2,3]. Posteriormente, foram construídos modelos à escala real de pilares reforçados por encamisamento de betão armado, após a sua superfície ter sido preparada de acordo com os resultados do estudo referido. Estes modelos foram submetidos a ensaios lentos monotónicos [3]. Esta investigação experimental foi ainda complementada com uma simulação numérica realizada pelo método dos elementos 137

2 Column Strengthening by Reinforced Concrete. Jacketing Interface Influence on Cyclic Response finitos [4]. Com base nas conclusões extraídas dos estudos anteriores, foram executados sete modelos à escala real de pilares reforçados por encamisamento de betão armado, para analisar a influência do tratamento da interface no seu comportamento sísmico. É este estudo que se descreve no presente artigo. 2. ENSAIOS EXPERIMENTAIS 2.1 Geometria dos modelos e materiais utilizados Os sete modelos, pilar/sapata, foram fabricados simultaneamente. Os materiais utilizados foram o betão C20/25 e o aço A400NR. Para o reforço adoptou-se um grout comercial, com cerca de 80MPa de valor nominal de resistência à compressão aos 28 dias, e o aço A400NR. As dimensões adoptadas para a secção transversal do pilar e para a espessura do encamisamento de betão armado foram, respectivamente, 0,20 0,20m 2 e 0,035m. Definiuse para altura do pilar 1,35m e para altura do reforço 0,90m. O pilar foi armado simetricamente com 3φ10 em cada face. Adoptou-se a mesma armadura longitudinal para o reforço tendo sido ancorada à sapata com uma resina epoxídica comercial. A armadura transversal do pilar consistia em cintas φ6 afastadas 0,15m, tendo sido adoptada para armadura transversal do reforço cintas φ6 com metade do espaçamento e desfasadas das primeiras, atendendo a que esta é a geometria mais eficaz para obter um comportamento monolítico do pilar reforçado [5]. 2.2 Sistema de aplicação de cargas O sistema de aplicação de cargas consistia numa força horizontal variável, de forma a obter-se um histograma de deslocamentos pré definido e numa força axial permanente. A primeira era aplicada através de um actuador, bi-rotulado para eliminar esforços secundários, posicionado a 1,0m da secção de encastramento (Fig. 1). A segunda foi aplicada com um sistema de forças auto-equilibrado, constituído por tubos metálicos ligados por cabos de pré-esforço tensionados através de um macaco hidráulico (Fig. 1). Figura 1 Ensaio lento cíclico do modelo M4 138 Theme/Tema 1

3 2nd International Symposium on Building Pathology, Durability and Rehabilitation 2.3 Tratamento da superfície da interface Foram considerados três modelos para servir de referência: o primeiro modelo (M1) não foi reforçado; o segundo modelo (M2) foi reforçado com um encamisamento não aderente, conseguido por interposição entre este e o pilar original de uma película rígida oleada, com o objectivo de obter o limite inferior do comportamento estrutural do elemento compósito; o terceiro modelo (M3) foi executado monoliticamente para atingir o limite superior desse comportamento. Foram concebidos três modelos com a superfície da interface tratada por diferentes processos: o quarto modelo (M4) foi reforçado sem qualquer tipo de preparação dessa superfície; o quinto modelo (M5) foi encamisado após um tratamento com jacto de areia; no sexto modelo (M6) utilizou-se a técnica anterior tendo sido ainda aplicados conectores metálicos perpendicularmente à superfície da interface. Foi considerado um sétimo modelo (M7), diferindo dos restantes no facto de ter sido reforçado com o esforço axial aplicado, mas idêntico ao modelo M6 no que diz respeito à preparação da superfície da interface, com o objectivo de estudar a influência do reforço ser executado com ou sem aplicação de escoramento activo, sendo esta última situação a mais corrente na prática. 2.4 Histogramas de deslocamentos A história de deslocamentos dos ensaios lentos cíclicos, na ausência de normas para a realização destes ensaios com estruturas de betão armado e atendendo à dispersão na definição da mesma verificada em trabalhos experimentais publicados [6,7,8,9,10,11], foi determinada com base numa recomendação do ECCS [12]. A partir dos resultados dos ensaios lentos monotónicos [3], calculou-se o valor do deslocamento de cedência, δy, de cada um dos modelos. De acordo com a referida recomendação, definiram-se quatro ciclos de amplitude crescente, 0,25δy, 0,50δy, 0,75δy e δy, seguidos de conjuntos de três ciclos igualmente de amplitude crescente, 2δy, 4δy, 6δy e 8δy [12]. Atendendo à simetria dos modelos, a amplitude adoptada em cada ciclo foi igual para ambos os sentidos do deslocamento. Sendo os ensaios lentos mas, novamente, não estando a velocidade dos mesmos normalizada, decidiu-se fixar o valor desta em 0,1mm/s. Apresentam-se a título de exemplo os histogramas teórico e experimental do ensaio do modelo M1 (Fig. 2). Modelo M1G2 (C.E.D.NR) deslocamento (mm) tempo (s) hist (exp) hist (teor) Figura 2 Histogramas teórico e experimental do ensaio do modelo M1 Theme/Tema 1 139

4 Column Strengthening by Reinforced Concrete. Jacketing Interface Influence on Cyclic Response 3. RESULTADOS 3.1 Parâmetros considerados Os resultados analisados foram o padrão de fissuração bem como todos os parâmetros obtidos, directa ou indirectamente, a partir dos diagramas histeréticos - carga horizontal versus deslocamento da secção de aplicação da mesma (Fig. 3): carga de cedência; carga máxima; carga de rotura; ductilidade; capacidade de dissipação de energia; danos; etc Força Horizontal (kn) Deslocamento (mm) M2G2 (C.E.D.NA) Figura 3 Curva força horizontal versus deslocamento do modelo M2 3.2 Padrão de fissuração Na secção mais elevada do reforço, a única em que estava visível a fronteira da interface pilar/reforço, não se constatou qualquer tipo de fissuração exceptuando, obviamente, o caso do modelo com o reforço não aderente, M2. Junto à secção do encastramento, observou-se a formação de uma fissura de dimensões consideráveis, paralela à base, em todos os modelos à excepção, novamente, do modelo M2 (Fig. 4). Neste, formaram-se várias fissuras de menores dimensões, paralelas à base e distribuídas numa altura aproximadamente igual à largura do reforço (Fig. 4). Verificou-se ainda que o nível de esmagamento de betão foi bastante mais acentuado nos modelos não reforçado e monolítico, integralmente em betão C20/25, do que nos modelos em que o reforço foi executado com o grout comercial. 3.3 Carga de cedência e carga máxima Da análise destes parâmetros ressalta que os modelos apresentaram um comportamento monolítico, independentemente do tipo de preparação da interface, exceptuando o modelo com o reforço não aderente, M2. Mesmo neste modelo não se obteve totalmente a pretendida não aderência entre o reforço e o pilar original. De facto, a carga de cedência e a carga máxima apresentaram valores, respectivamente 58.7kN e 68.6kN, entre o valor teórico correspondente admitindo ausência de atrito, respectivamente 50.2kN e 64.8kN, e o valor teórico correspondente assumindo aderência perfeita, respectivamente 67.6kN e 82.0kN. 140 Theme/Tema 1

5 2nd International Symposium on Building Pathology, Durability and Rehabilitation Figura 4 Padrão de fissuração do modelo M1 e do modelo não aderente, M2 Verificou-se que o facto da operação de reforço do pilar ser realizada depois da aplicação do esforço axial, não teve influência relevante no resultado dos ensaios. Comprovou-se ser a resistência dos modelos reforçados bastante superior à do modelo não reforçado (34.0kN), sendo a resistência dos modelos com o reforço aderente (cerca de 80.0kN) significativamente superior à resistência do modelo com o reforço não aderente (68.6kN). Verificou-se ainda ser a resistência dos modelos reforçados ligeiramente superior à do modelo monolítico (73.6kN), consequência do betão do reforço deste modelo ter um valor nominal de resistência à compressão aos 28 dias da ordem dos 30MPa enquanto o grout utilizado no reforço dos primeiros apresentar cerca de 80MPa. 3.4 Carga de rotura Existem vários critérios para definir a rotura de modelos sujeitos a ensaios lentos cíclicos não havendo, contudo, nenhuma norma ou recomendação para o caso de elementos de betão armado. Normalmente, a carga de rotura é definida como a carga associada ao último pico, depois do pico correspondente à carga máxima, cujo valor ainda é superior a uma dada percentagem do valor daquela ou do valor da carga de cedência [5,11,13,14]. Decidiu-se, com o objectivo de comparar o comportamento dos sete modelos ensaiados, considerar os três critérios de rotura mais habitualmente usados, ou seja, considerar que a carga de rotura é a carga associada ao último pico, depois do pico correspondente à carga máxima, cujo valor ainda é superior a Fy, 0,75Fy ou 0,8Fmax. A análise dos resultados depende do critério adoptado mas, genericamente, os modelos M4, M5 e M6 apresentaram valores idênticos (cerca de 68kN), aproximadamente iguais ao do modelo M7 (68.6kN), ligeiramente superiores ao do modelo M3 (65.5kN), significativamente superiores ao do modelo M2 (64.5kN) e bastante superiores ao do modelo M1 (32.1kN). Confirmaram-se as conclusões anteriores. 3.5 Ductilidade Utilizou-se a definição de ductilidade em função dos deslocamentos. Considerou-se então a ductilidade como a relação entre o deslocamento da secção de aplicação da carga Theme/Tema 1 141

6 Column Strengthening by Reinforced Concrete. Jacketing Interface Influence on Cyclic Response horizontal, quando foi atingida a carga de rotura, e o deslocamento da mesma, quando foi atingida a carga de cedência. Verificou-se que a ductilidade dos modelos com reforço aderente (superior a 7.5) foi superior à do modelo monolítico (5.7) sendo esta por sua vez superior à do modelo não reforçado (3.4). A ductilidade do modelo reforçado depois de aplicado o esforço axial (7.6) foi praticamente igual à dos modelos reforçados antes de aplicado o esforço axial. 3.6 Energia dissipada A dissipação de energia nos quatro primeiros ciclos, de amplitude inferior ou igual à amplitude de cedência, foi bastante reduzida. Observou-se um aumento da dissipação de energia com o aumento da amplitude dos ciclos. Para ciclos de igual amplitude, constatouse uma diminuição de energia dissipada, do primeiro para o segundo e deste para o terceiro. A energia dissipada versus a amplitude dos ciclos relativa ao modelo não reforçado, M1, cerca de 2000J para 50mm de amplitude, foi consideravelmente inferior à correspondente ao modelo com o reforço não aderente, M2, cerca de 5000J para 50mm de amplitude, sendo esta ligeiramente inferior à dos restantes modelos, entre 5000 e 6000J para 50mm de amplitude. Estes apresentaram resultados semelhantes, sendo o do modelo monolítico, M3, o limite inferior dos mesmos. Decidiu-se normalizar este parâmetro dividindo a energia dissipada em cada ciclo pela energia teoricamente dissipada, num ciclo de igual amplitude, admitindo um comportamento elástico perfeitamente plástico dos modelos. Adoptou-se a expressão contida na norma da ECCS [12] relativa a ensaios cíclicos de elementos estruturais metálicos Verificou-se uma diminuição da energia dissipada normalizada do quinto ciclo para o sexto ciclo e uma diminuição mais ligeira deste para o sétimo ciclo. Esta tendência manteve-se em todos os conjuntos de ciclos de amplitude constante. A energia dissipada normalizada relativa ao modelo não reforçado, M1, foi inferior à energia dissipada normalizada correspondente aos restantes modelos, os quais, incluindo o modelo não aderente, M2, apresentaram um comportamento qualitativamente semelhante em termos deste parâmetro. 3.7 Índice de danos Existem vários tipos de índices de danos os quais podem, genericamente, ser divididos em dois grupos: (a) índices de danos baseados na resistência e (b) índices de danos baseados na resposta [15]. Os primeiros apresentam o inconveniente de terem de ser calibrados a partir de danos observados, utilizando uma vasta base de dados. Em relação aos segundos, vários autores têm apresentado propostas, existindo índices de danos baseados: (a) na deformação máxima; (b) nos danos acumulados e (c) nos dois parâmetros anteriores [14, 15, 16, 17, 18, 19]. O índice de danos, seleccionado para avaliar os danos nos modelos, foi adoptado pela sua simplicidade, sendo definido como a relação entre a rigidez inicial, considerada como a rigidez secante da origem ao pico positivo do primeiro ciclo, e a rigidez em cada ciclo, considerada como a rigidez secante da origem ao pico de amplitude positiva do mesmo [5]. Constatou-se, em todos os modelos, uma degradação da rigidez secante de ciclo para 142 Theme/Tema 1

7 2nd International Symposium on Building Pathology, Durability and Rehabilitation ciclo. Indica-se, a título de exemplo, o valor do índice de danos para o modelo M5 para os ciclos 2 a 10: 72%, 62%, 55%, 30%, 28%, 28%, 16%, 15% e 14%. 4. CONCLUSÕES Confirmou-se que o encamisamento de betão armado é uma técnica muito eficaz de reforço de pilares. Os modelos reforçados apresentaram valores de resistência e de ductilidade consideravelmente superiores aos do modelo não reforçado. A análise dos resultados dos ensaios lentos cíclicos permitiu ainda concluir que o comportamento de pilares não danificados reforçados por encamisamento de betão armado é independente da interface, para relações esforço transverso / momento flector menores ou iguais à unidade. Não há necessidade, para os casos referidos, de efectuar qualquer tipo de tratamento para aumentar a rugosidade da superfície da interface, nem de aplicar qualquer tipo de agente ligante, o que implica uma redução substancial dos custos inerentes à operação de reforço de pilares através desta técnica, eliminando despesas com material, equipamento e mão-de-obra especializada. 5. REFERÊNCIAS [1] JÚLIO, E. S., BRANCO, F. e SILVA, V. D., Structural Rehabilitation of Columns using Reinforced Concrete Jacketing, John Wiley & Sons Ltd., Progress in Structural Engineering and Materials, V. 5, N. 1, pp [2] JÚLIO, E. S., BRANCO, F. e SILVA, V. D., A Influência da Interface no Comportamento de Pilares Reforçados por Encamisamento de Betão Armado, Revista Internacional Construlink, Vol. 0, No. 0, pp , [3] JÚLIO, E. N. B. S., A Influência da Interface no Comportamento de Pilares Reforçados por Encamisamento de Betão Armado, Tese de Doutoramento, especialidade de Mecânica das Estruturas e dos Materiais, Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade de Coimbra, [4] JÚLIO, E. S., BRANCO, F. e SILVA, V. D., Modelação Numérica da Influência da Interface no Comportamento de Pilares Reforçados por Encamisamento de Betão Armado, VII Congresso de Mecânica Aplicada e Computacional, Universidade de Évora, 14 a 16 de Abril, Vol. II, pp , [5] GOMES, A., "Comportamento e Reforço de Elementos de Betão Armado Sujeitos a Acções Cíclicas", Tese de Doutoramento, Instituto Superior Técnico, Julho de [6] PARK, R., PRIESTLEY, M. J. e GILL, W. D., "Ductility of Square-Confined Concrete Columns", ASCE Journal of Structural Division, ST4, pp , April Theme/Tema 1 143

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