CARACTERIZAÇÃO ESTRUTURAL DA LIGAÇÃO ENTRE FUNDAÇÕES DE BETÃO ARMADO E MICRO-ESTACAS DE REFORÇO

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1 CARACTERIZAÇÃO ESTRUTURAL DA LIGAÇÃO ENTRE FUNDAÇÕES DE BETÃO ARMADO E MICRO-ESTACAS DE REFORÇO STRUCTURAL CARACTERIZATION OF THE CONNECTION BETWEEN RC FOOTINGS AND STRENGTHENING MICRO-PILES Pereira, João Paulo Veludo Vieira, Instituto Politécnico de Leiria, Leiria, Portugal, veludo@estg.ipleiria.pt Júlio, Eduardo Nuno Brito Santos, Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade e Coimbra, Coimbra, Portugal, ejulio@dec.uc.pt Pinto, Paulo Miguel Cunha Matos Lopes, Faculdade de Ciências e Tecnologia da Universidade e Coimbra, Coimbra, Portugal, ppinto@dec.uc.pt RESUMO Este artigo descreve um estudo experimental realizado com o objectivo de avaliar a influência de diversos parâmetros no comportamento da ligação entre fundações existentes de betão armado e micro-estacas de reforço: 1) rugosidade das paredes do furo executado na fundação; 2) diâmetro do furo; 3) comprimento de selagem da micro-estaca; 4) textura da micro-estaca; e 5) reforço activo do confinamento lateral da fundação existente. Foram produzidos vinte e seis blocos de betão armado. Vinte e oito dias após a betonagem foram executados furos nos blocos e, posteriormente, foram colocados e selados com calda de cimento os perfis das micro-estacas. Passados vinte e oito dias, foram realizados ensaios monotónicos à compressão. Da análise dos resultados, concluiu-se que o modo de rotura depende da rugosidade da micro-estaca, verificando-se uma maior capacidade da ligação para micro-estacas com a superfície texturada. Concluiu-se igualmente que, o diâmetro do furo parece ter uma influência significativa na capacidade resistente da ligação. ABSTRACT This paper describes an experimental study performed to assess the influence of different parameters on the structural behaviour of the connection between existing RC footings and strengthening micropiles: (1) roughness of the surface of the hole drilled into the foundation; (2) hole diameter; (3) embedment length of the micropile; (4) surface texture of the micropile; and (5) active strengthening of lateral confinement of the existing footing. Twenty six RC footings models were first produced. After twenty eight days, holes were drilled and, later, micro-piles were sealed with a cement grout. After twenty eight days, monotonic compression tests were conducted. It was concluded that the failure mode depends on the micro-pile roughness; it was observed that textured inserts provide a larger connection capacity than smooth inserts. It was also concluded that the diameter of the hole seems to play an important role on the connection capacity.

2 1. INTRODUÇÃO As micro-estacas têm sido utilizadas desde o início da década de 50 do século passado, tendo-se assistido, nos últimos anos, a um grande incremento da sua utilização, quer como elementos de fundações novas, quer como reforço de fundações existentes, tornando-se cada vez mais competitivas por comparação com as soluções tradicionais. A utilização deste tipo de elementos é particularmente indicada para reforço de fundações em locais de difícil acesso, em espaços reduzidos e em situações em que a vibração admissível, induzida na estrutura ou em estruturas vizinhas, seja reduzida (Armour et al., 2000). Um dos aspectos mais importantes quando se recorre a esta solução de reforço é a sua ligação à estrutura. As ligações entre as micro-estacas e a estrutura são variadas, dependendo dos seguintes factores: tipo de obra, tipo de fundação, tipo de solicitação, capacidade pretendida para a ligação, tipo de armadura utilizada e pormenores da ligação (Armour et al., 2000; Cyna et al., 2002; Rasines, 2003). No caso de ligações a fundações de betão armado existentes recorre-se, normalmente, a uma amarração directa da armadura, através da selagem desta com calda de cimento num furo previamente executado. Complementarmente, é possível utilizar chapas soldadas ou aparafusadas no topo da micro-estaca para aumentar a capacidade de carga da ligação. O furo pode ser realizado por carotagem ou por percussão, com ou sem tratamento do furo (escova de aço ou dentação). Para melhorar a aderência da ligação tubo/calda é usual a colocação de anéis metálicos ou cintas soldadas no tubo. Nestas situações, a transferência de carga da estrutura para a fundação é feita por aderência na interface betão /calda e na interface calda/armadura (varão, tubo). Outro aspecto a ter em conta quando se opta por uma ligação micro-estaca/fundação existente, resulta do facto de as fundações não terem sido dimensionadas para transferir as cargas deste modo, podendo verificar-se uma insuficiência de armaduras longitudinais e transversais. Nestas situações pode recorrer-se à colocação de armaduras pré-esforçadas, à colagem de polímeros reforçados com fibras de carbono, ao alargamento da fundação ou a outras soluções que garantam a segurança da ligação.(cyna et al., 2002) 2. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA O conhecimento da tensão de rotura da aderência nas interfaces betão /calda e calda/armaduras é fundamental para o dimensionamento do reforço de fundações existentes com micro-estacas. No caso das micro-estacas serem seladas em furos previamente executados, a capacidade da ligação depende do diâmetro do furo, da resistência do betão da fundação existente e da calda de selagem utilizada. O mecanismo de transferência de tensões da micro-estaca para a fundação ainda não se encontra totalmente esclarecido (Gómez and Cadden, 2006). Pelo contrário, o mecanismo de transferência de tensões por aderência entre as armaduras e o betão é conhecido, tendo sido objecto de variados estudos. A transferência de uma força entre um varão de aço e o betão adjacente é conseguida por adesão, pela resistência das nervuras e por atrito entre o betão e o aço. É possível encontrar expressões em regulamentos e normas em vigor que permitem obter os valores de cálculo da tensão de rotura por aderência desta ligação. No Quadro 1 encontram-se as expressões constantes na regulamentação nacional (REBAP, 1983), europeia (CEN, 2004) e norte americana (ACI, 2003).

3 (REBAP, 1983) (ACI, 2003) (CEN, 2004) Quadro 1 - Expressões de cálculo da tensão de rotura da aderência f = 0, 3 Varões de aderência normal (1) bd f cd f = 2, 25 Varões de alta aderência (2) f f bd f ctd f cd = 20. 5, MPa (3) φ 2,25 η η f (4) bd 25 bd = 1 2 f bd - valor de cálculo da tensão de rotura por aderência (MPa); f cd - valor de cálculo da tensão de rotura do betão à compressão (MPa); f ctd - valor de cálculo da tensão de rotura do betão à tracção (MPa); - diâmetro do varão (mm); η 1 - coeficiente que depende da qualidade da aderência e da posição do varão durante a betonagem; η 2 - coeficiente que depende do diâmetro do varão. ctd Da análise das expressões anteriores verifica-se que a tensão de rotura da aderência depende da classe do betão, das condições de envolvimento das armaduras e das características de aderência destas. A regulamentação em vigor apresenta, igualmente, expressões para o cálculo da resistência ao corte de interfaces entre betões de diferentes idades. No Quadro 2 apresenta-se a expressão constante na regulamentação europeia (CEN, 2004), para o caso em que não existe armadura a atravessar a interface, dependendo a resistência ao corte das propriedades do betão, da rugosidade da superfície e das tensões normais aplicadas. Quadro 2 - Expressões de cálculo da tensão de corte na interface (CEN, 2004) vrdi = c f ctd + µ σ n 0, 5 ν f cd (5)* v Rdi - valor de cálculo da resistência ao corte na interface (MPa); c (coeficiente de coesão) e µ (coeficiente de atrito) - coeficientes que dependem da rugosidade da superfície da interface; f ctd - valor de cálculo da tensão de rotura do betão à tracção (MPa); σ n - tensão normal, aplicada ao longo da interface e que actua simultaneamente com a força de corte (MPa), considerada positiva para compressão, sendo σ < 0, 6 f, e negativa, para tracção. Neste caso, o termo c f ctd deve ser igual a 0. * - expressão para interfaces sem armadura específica n cd Embora as expressões anteriormente apresentadas permitam obter valores da tensão de rotura da aderência, assim como limites da resistência ao corte na interface betão/calda, não têm em conta o estado de tensão no interior do furo, nem o grau de confinamento da sapata, justificando-se plenamente o presente estudo. O comprimento de selagem de uma micro-estaca, no caso de uma fundação existente com furo previamente executado, pode ser bastante inferior aos valores recomendados pelos regulamentos e normas de betão armado, variando entre 15 a 20, sendo o diâmetro da armadura (Cyna et al., 2002). (Gómez and Cadden, 2006) realizaram uma série de ensaios em blocos mm 3, com micro-estacas com um diâmetro de 114,3 mm (tubo liso e texturado), seladas em furos previamente executados através de percussão. O valor da tensão de rotura da aderência na interface calda/tubo, para micro-estacas de tubo liso, variou entre 2,33 e 3,93 MPa, e, para tubo texturado, entre 4,79 e 6,10 MPa.

4 3. PROGRAMA EXPERIMENTAL Este estudo experimental, descrito neste artigo, foi desenvolvido com o objectivo de avaliar a capacidade resistente da ligação micro-estaca a fundações de betão armado existente. Para a realização dos ensaios foram utilizados vinte e seis blocos de betão armado com mm 3. Vinte e oito dias após a betonagem dos blocos foram realizados furos com diferentes diâmetros e comprimentos, através de carotagem. As micro-estacas foram seladas nos furos com calda de cimento. Os blocos foram ensaiados à compressão até à rotura. A Figura 1 ilustra as fases de fabrico dos blocos. Para além dos parâmetros em análise, os restantes foram mantidos constantes em todos os testes, incluindo a classe de betão, a calda utilizada, o método de furação e a armadura dos blocos. Os parâmetros avaliados foram os seguintes (ver Figura 2): 1) rugosidade das paredes do furo; 2) diâmetro do furo executado na fundação; 3) comprimento de selagem da micro-estaca; 4) textura da armadura utilizada na micro-estaca; e 5) reforço activo do confinamento lateral da fundação existente. Para o fabrico dos blocos foi utilizado betão pronto com valores nominais da tensão de rotura à compressão aos vinte e oito dias de 32,81 MPa e do módulo de elasticidade estático de 35,19 GPa. A composição do betão (por m 3 ) incluía os seguintes constituintes: 280 kg de cimento CEMII-42,5R, 880 kg de brita 1 calcária (Condeixa), 250 kg de areia lavada (Leiria), 710 kg de areia grossa (Condeixa), 180 l de água e 2,8 kg de adjuvante Pozzolith. A calda utilizada apresentava a seguinte composição: 1326 kg de cimento CEMI-42,5R, 531 l de água, 13,26 kg de Sika Addiment EH1 e 13,26 kg de Sika Viscocrete 20HE. A massa volúmica determinada foi de 19,2 kn/m 3. A tensão de rotura à compressão aos vinte e oito dias foi de 46,54 MPa. A percentagem de ar medida foi de 2%. Foram ainda realizados os seguintes ensaios, de acordo com a norma (IPQ, 2000): ensaio de Exsudação (0,17%), de Variação de Volume (0%) e de Fluidez (11 s). Figura 1 - Preparação dos blocos a) cofragem; b) betonagem; c) carotagem; d) selagem das micro-estacas furo tubo varão poliestireno expandido calda armadura 1) rugosidade do furo 2) diâmetro do furo 3) comprimento de selagem 4) textura do tubo Figura 2 Características dos blocos e parâmetros avaliados 5) confinamento lateral Em cada bloco foi colocada uma armadura constituída por uma malha ortogonal com varões de diâmetro 8mm afastados de 75 mm. O recobrimento utilizado foi de 50 mm.

5 Para as micro-estacas utilizou-se um tubo da classe K55-J55 com diâmetro de 60 mm e espessura 5,5 mm, e de acordo com o fabricante com tensão de cedência de 387 MPa e tensão última de 527 MPa. O tubo foi reforçado com um varão Dywidag da classe BSt 500, de diâmetro de 16 mm, e de acordo com o fabricante com tensão de cedência de 500 MPa e tensão última de 550 MPa. No topo de cada micro-estaca foi soldada uma chapa metálica com a seguinte geometria mm 3. A textura da superfície da micro-estaca foi obtida por soldadura de anéis metálicos com 5 mm de espessura e altura. A soldadura dos anéis ao tubo foi realizada apenas na parte superior dos anéis. O espaçamento considerado dos anéis foi de 75 mm. Neste estudo foram considerados três diâmetros de furo (D f =82 mm, D f =102 mm, D f =122 mm) e três comprimentos de selagem (L b =350 mm, L b =275 mm e L b =200 mm). Considerou-se também três tipos de tratamento do furo: furo liso, tratamento com escova de aço e dentação (dentes com 10 mm de profundidade e 15 mm de altura, produzidos com equipamento desenvolvido especificamente para este fim). Nos ensaios em que foram utilizadas micro-estacas com superfície texturada, procedeu-se a um reforço activo do confinamento lateral dos blocos com quatro varões Dywidag BSt 500, com 16 mm de diâmetro, em cada uma das faces. Este confinamento teve como objectivo evitar que se verificasse a rotura do bloco. A ligação dos varões ao bloco foi realizada através de chapa com geometria mm 3 e porcas hexagonais com dimensões mm 3. Na base de cada furo colocou-se um disco de poliestireno expandido (esferovite) com 50 mm de espessura para permitir o deslizamento do tubo. O Quadro 3 apresenta um resumo das características dos ensaios realizados. Bloco nº Mictro- -estaca Diâmetro do furo (mm) Quadro 3 - Resumo dos blocos Comp. de Superfície selagem do furo (mm) Superfície do tubo Confinamento 1-2 Tubo+varão Lisa Lisa Não 3-4 Tubo+varão Rugosa Lisa Não 5-6 Tubo+varão Dentes Lisa Não 7-8 Tubo+varão Rugosa Texturada Sim 9-10 Tubo+varão Dentes Texturada Não Tubo+varão Rugosa Lisa Não Tubo+varão Rugosa Texturada Sim Tubo+varão Rugosa Lisa Não Tubo+varão Rugosa Texturada Sim Tubo+varão Rugosa Lisa Não Tubo+varão Rugosa Texturada Sim Tubo+varão Rugosa Lisa Não Tubo+varão Rugosa Texturada Sim Os ensaios de compressão foram realizados numa prensa AMSLER de 500 tf, com controlo de deformação, até aos 20 mm. Nos ensaios com micro-estacas com tubo liso foi considerada uma velocidade 0,05 kn/s e, nos ensaios com micro-estacas com superfície texturada, uma velocidade de 0,025 kn/s. Optou-se por uma velocidade mais baixa no caso de micro-estacas com superfície texturada para permitir uma melhor observação do início da fendilhação nos blocos. Em cada ensaio foram utilizadas células de carga TML, CLC-50 ou CLC-100, e dois transdutores de deslocamentos TML CDP 50 (Figura 3). Para apoio dos transdutores foram coladas duas chapas metálicas nas faces superiores de cada um dos blocos.

6 Figura 3 - Ensaio dos blocos à compressão As micro-estacas dos blocos 4 e 20 foram instrumentadas com 16 extensómetros resistivos TML FLK-6-11 (120Ω), colados aos pares em geratrizes opostas dos tubos. Foram colocados dez para medir deformações verticais e seis para medir deformações horizontais. 4. RESULTADOS E DISCUSSÃO No Quadro 4 são apresentados os valores médios da tensão de aderência de cada um dos vinte e seis blocos ensaiados. Os resultados apresentados da tensão de rotura são valores médios, considerando o comprimento de selagem. Da análise dos ensaios instrumentados, verificou-se que o valor da tensão de rotura decrescia ao longo do comprimento de selagem, desde um valor máximo, observado no topo, até um valor mínimo, observado na base da micro-estaca. Com o propósito de interpretar e comparar os resultados obtidos, o valor médio da tensão de aderência nos blocos com micro-estaca de superfície lisa foi calculado na interface calda/tubo (onde se verificou a rotura) e nos blocos com micro-estaca com superfície texturada (anéis) foi calculada no perímetro dos anéis. Quadro 4 - Resumo dos resultados obtidos Diâmetro Comp. de Força na Deslocamento Tensão de Teste Superfície Superfície do furo selagem Rotura na Rotura Aderência nº do Tubo do Furo (mm) (mm) (kn) (mm) (MPa) 1-2 Lisa Lisa ,6 1,22 6, Lisa Rugosa ,9 1,20 7, Lisa Dentada ,2 1,48 7, Texturada Rugosa ,6 1,67 10, Texturada Dentada ,1 1,46 10, Lisa Rugosa ,3 4,00 7, Texturada Rugosa ,8 1,39 7, Lisa Rugosa ,1 1,14 6, Texturada Rugosa ,6 1,23 7, Lisa Rugosa ,2 2,39 6, Texturada Rugosa ,8 9,37 8, Lisa Rugosa ,5 7,26 3, Texturada Rugosa ,1 16,61 6,71 Valores na interface calda/tubo Valores no perímetro dos anéis Rotura dos blocos

7 Os resultados obtidos sugerem que a rotura se verificou na interface calda/tubo para microestaca com superfície lisa e na interface calda/betão para tubo texturado. Da análise dos resultados pode verificar-se que o tratamento da superfície do furo tem pouco efeito no valor da tensão de rotura da aderência, para micro-estacas com tubo liso, sendo devido ao facto de a rotura, nestas situações, ser na interface calda/tubo (Figura 4). No caso de micro-estacas seladas em furos previamente realizados em fundação de betão armado existente, o diâmetro do furo parece ter uma influência significativa na capacidade resistente. Os resultados obtidos sugerem um aumento da capacidade resistente para diâmetros do furo menores, com maiores diferenças para micro-estacas com superfície texturada. Os resultados obtidos nos ensaios 11 e 12 (micro-estaca com tubo texturado) não confirmam esta observação. Nestes ensaios a diferença entre o perímetro do tubo texturado e o furo era bastante reduzida (5 mm) tendo havido dificuldades na sua selagem (Figura 5). Tensão de aderência (MPa) 8,00 7,00 6,00 5,00 4,00 3,00 2,00 1,00 0,00 6,91 7,14 7,61 Superfície do furo lisa com tubo liso Superfície do furo rugosa com tubo liso Superfície do furo dentada com tubo liso Df=102mm Lb=350mm Figura 4 - Relação entre o valor da tensão de rotura da aderência e a rugosidade do furo Tensão de aderência (MPa) 12,00 11,00 10,00 9,00 8,00 7,00 6,00 5,00 4,00 3,00 2,00 Tubo liso Lb=350 mm Tubo texturado 1,00 0, Diâmetro do furo (mm) Figura 5 - Relação entre o valor da tensão de rotura da aderência e o diâmetro do furo A Figura 6 ilustra a relação comprimento de selagem/tensão de aderência para micro-estacas com tubo liso e texturado seladas em furos com diâmetro de 102 mm. Os resultados parecem indicar que a tensão de rotura da aderência diminui com a diminuição do comprimento de selagem. A Figura 7 ilustra a relação deslocamento/tensão de aderência obtida nos ensaios realizados nos blocos 16 (tubo liso) e 17 (tubo texturado). Da análise da figura é possível observar dois tipos de rotura diferentes em função da superfície da micro-estaca: rotura frágil, para micro-estaca com tubo liso, e rotura dúctil, para micro-estaca com superfície texturada. Esta tendência verificou-se em todos os ensaios realizados. Verificou-se ainda, nos ensaios realizados, que a rotura não implicou a perda de resistência total da ligação. Em todos os ensaios registou-se uma resistência residual significativa, como se pode observar na Figura 7. Tensão de aderência (MPa) 12,00 11,00 Tubo liso 10,00 Tubo texturado 9,00 8,00 Df=102 mm 7,00 6,00 5,00 4,00 3,00 2,00 1,00 0, Comprimento de selagem (mm) Figura 6 - Relação entre o valor da tensão de rotura da aderência e o comprimento de selagem Tensão de aderência (MPa) 1 9,00 8,00 7,00 6,00 5,00 4,00 3,00 2,00 1,00 Tubo liso tubo texturado Df=122mm Lb=350mm 0,00 0,00 5,00 10,00 15,00 20,00 Deslocamento (mm) Figura 7 - Relação entre o valor da tensão de rotura da aderência e o deslocamento

8 5. CONCLUSÕES A ligação da micro-estaca à estrutura deve ser escolhida em função dos esforços a suportar, da técnica de reforço adoptada e das armaduras escolhidas. Os resultados obtidos sugerem que a rotura ocorre na interface calda/tubo, para micro-estaca com superfície lisa, e na interface betão/calda, para tubo texturado. No caso de micro-estacas seladas em furos previamente realizados em fundação de betão armado existente, o diâmetro do furo parece ter uma influência significativa na capacidade resistente. Os resultados obtidos sugerem um aumento da capacidade resistente para diâmetros do furo menores. Os resultados indicam que a tensão de rotura da aderência diminui com a diminuição do comprimento de selagem. Os resultados obtidos sugerem tipos de rotura diferentes consoante a superfície da micro-estaca: rotura frágil, para micro-estaca com superfície lisa, e rotura dúctil, para micro-estaca com superfície texturada. Em ambas as situações, o valor da tensão de aderência residual é significativa. Neste trabalho ainda não foi possível quantificar claramente o efeito do confinamento no aumento da capacidade resistente da ligação. Tratasse contudo de uma questão crucial que se encontra a ser desenvolvida na presente investigação. AGRADECIMENTOS Este trabalho foi possível graças à colaboração das seguintes empresas: Dywidag, Sika, Hilti e SECIL. REFERÊNCIAS ACI 408R-03 (2003). "Bond Development of Straight Reinforcing Bars in Tension." American Concrete Institute. Armour, T. et al. (2000). "FHWA-SA Micropile Design and Construction Guidelines - Implementation manual."federal Highway Administration - US Department of Transportation CEN (2004). "EN : Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings." European Committee for Standardization (CEN), pp Cyna, H. et al. (2002). "FOREVER: Synthèse des résultats et recommandations du project national sur les micropieux ( )." IREX, pp Gómez, J. and Cadden, A. (2006). "Connection capacity between micropiles and existing footings-bond strength to concrete." 7th International Workshop on Micropiles, Schrobenhausen, Germany, ISM, pp. 64. IPQ (2000). "NP EN 445: Caldas de injecção para armaduras de pré-esforço. Métodos de ensaio." Instituto Português da Qualidade, 19. Rasines, J. M. E. (2003). "Conexión de micropilotes a estructuras." Jornadas técnicas SEMSIG- AETESS. 3ª Sesión : Micropilotes Naos Livros, p R.E.B.A.P. (1983). "Regulamento de Estruturas de Betão Armado e Pré-Esforçado." Impressa Nacional Casa da Moeda.