A INFLUÊNCIA DA INTERFACE NO COMPORTAMENTO DE PILARES REFORÇADOS POR ENCAMISAMENTO DE BETÃO ARMADO

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1 A INFLUÊNCIA DA INTERFACE NO COMPORTAMENTO DE PILARES REFORÇADOS POR ENCAMISAMENTO DE BETÃO ARMADO E. S. Júlio Assistente FCTUC Coimbra F. Branco Prof. Catedrático IST Lisboa V. D. Silva Prof. Associado FCTUC Coimbra SUMÁRIO Nesta comunicação apresenta-se um trabalho experimental realizado para estudar a influência da interface no comportamento de pilares reforçados por encamisamento de betão armado. Os parâmetros considerados foram: (1) a rugosidade da superfície; (2) a utilização de um agente ligante; (3) o betão de reforço;(4) a aplicação a posteriori de conectores metálicos. 25

2 1. INTRODUÇÃO A técnica de reforço de pilares por encamisamento de betão armado é uma das mais usadas em operações de reparação e reabilitação. Alguns dos trabalhos publicados sobre esta técnica abordam diversos aspectos [1, 2, 3, 4] e, ainda que seja referido que um factor importante para o pilar reforçado é a ligação entre o betão original e o betão do reforço, nenhuma análise da influência da interface é apresentada. Este foi o objectivo do estudo experimental realizado. 2. FACTORES DE INFLUÊNCIA NA RESISTÊNCIA DA INTERFACE 2.1 A Rugosidade da superfície da interface As técnicas adoptadas na preparação da superfície do pilar original foram as mais utilizadas em obra. Foram consideradas as seguintes situações: (1) ST - superfície betonada contra cofragem metálica (de referência); (2) EA - superfície preparada com escova de aço (Figura 1); (3) PP - superfície picada parcialmente, nos vértices de uma malha quadrada com 20mm de lado (Figura 2); (4) PPS - superfície picada parcialmente submergida em água 24 horas antes da segunda betonagem; (5) JA - superfície tratada com jacto de areia (Figura 3) e (6) JAR - superfície tratada com jacto de areia (repetição). Figura 1: superfície preparada com escova de aço. Figura 2: superfície picada parcialmente. Figura 3: superfície tratada com jacto de areia. Para análise da vantagem de humedecer previamente a superfície do betão original antes da aplicação do betão de reforço, foi considerada esta situação (4). Em virtude dos resultados dos provetes com a superfície preparada com jacto de areia terem sido algo surpreendentes quando comparados com os obtidos com os provetes com a superfície preparada, com a mesma técnica, e com aplicação de uma resina epóxida, repetiu-se esta situação (6) A aplicação de resinas epóxidas Utilizaram-se neste estudo, antes da aplicação da resina epóxida, as mesmas técnicas de preparação da superfície da interface adoptadas no estudo atrás descrito, incluindo a situação repetida, JAR, para se comparar ambos os resultados. A designação adoptada para estes provetes foi a mesma do ponto anterior seguido de +RE. Como o pot-life da resina adoptada (ICOSIT K 101 da SIKA) era de apenas 45 minutos, tempo que em obra poderá ser excedido, julgou-se importante considerar uma situação adicional em que esse tempo fosse ultrapassado, para investigar as consequências. Fixou-se em 120 minutos o intervalo de tempo entre a aplicação da resina e a betonagem de reforço. Adoptou-se a situação de superfície sem tratamento, tendo-se designado os provetes por ST+RET. 26

3 2.3 A composição do betão de reforço Face aos resultados obtidos com os estudos descritos em 2.1 e 2.2, adoptou-se a técnica de preparação da superfície da interface com jacto de areia para tratar os provetes. Foi adoptado um betão original com uma resistência prevista à compressão aos 28 dias relativa a provetes cúbicos standard conservados em condições de temperatura e humidade relativa convencionais, de 30MPa e composições para o betão do reforço com resistências previstas à compressão de 30MPa, 50MPa e 100MPa. Os provetes das três situações foram designados em função das resistências dos betões das duas metades: 30/30, 30/50, e 30/ A aplicação de conectores a posteriori perpendicularmente à superfície da interface Para estas situações, a superfície da interface foi preparada com jacto de areia tendo-se variado o número de conectores e o seu produto de ancoragem: (1) JA+H2-2 conectores, ancorados com HILTI HIT-HY 150; (2) JA+H4-4 conectores, ancorados com HILTI HIT-HY 150; (3) JA+H6-6 conectores, ancorados com HILTI HIT-HY 150; (4) JA+S6-6 conectores, ancorados com SIKA ICOSIT K 101 e (5) JA+E6-6 conectores previamente embebidos no substrato. Julgou-se conveniente considerar duas situações adicionais, sem conectores, uma com a superfície da interface betonada contra cofragem metálica e sem tratamento, ST+SC, e a outra com preparação da mesma com jacto de areia, JA+SC, para tentar correlaccionar os resultados dos ensaios deste estudo com os resultados dos ensaios do estudo referido em ENSAIOS ADOPTADOS O slant shear test, onde um prisma ou cilindro, produzido com o substrato e o material de reforço, com a linha de interface a 30º relativamente à vertical, é ensaiado à compressão numa prensa (Figura 4). A resistência ao corte é obtida dividindo o valor da componente da carga de rotura, paralela à superfície da interface, pela área da mesma. Adoptou-se este ensaio nos estudos experimentais referidos em 2.1, 2.2 e 2.3. Figura 4: slant shear test. Figura 5: pull-off test. Figura 6: push-off test. O pull-off test, onde o procedimento consiste na execução de uma carote que se deve estender a uma profundidade para além da interface para avaliar adequadamente a resistência da aderência. A seguir é colado com uma resina epóxida de presa rápida um disco de aço no topo da carote. O ensaio é então realizado usando o equipamento do LOK-TEST para aplicar uma força de tracção até à ocorrência da rotura (Figura 5). A resistência à tracção é obtida dividindo o valor da carga de rotura, pela área do disco de aço. Foi adoptado nos estudos de 2.1 e 2.2. O push-off test, onde o provete é anti-simétrico, constituído por duas metades iguais, cada uma com a configuração de um L. A geometria da envolvente é um paralelepípedo de dimensões: mm 3. Cada metade apresenta uma armadura longitudinal de 9 varões em aço A400 de 10mm de diâmetro e uma armadura transversal de 8 cintas em aço A400 de 6mm de diâmetro. 27

4 O teste é realizado numa prensa de ensaios com controlo de deslocamentos (Figura 6) e a tensão de corte é determinada dividindo a carga aplicada pela área da interface. Este ensaio foi escolhido para a realização do estudo experimental referido em PARÂMETROS FIXADOS Face aos resultados obtidos com ensaios teste e para tentar evitar a obtenção de modos de rotura monolíticos, o que impediria a comparação da eficácia dos métodos de preparação de superfície, decidiu-se considerar uma composição, tanto para o betão original como para o betão de reforço, com uma resistência de cerca de 50MPa, no referido em 2.1, 2.2 e 2.4. Relativamente à diferença de idades entre o betão original e o betão de reforço, pela razão apresentada anteriormente e também para reproduzir o mais fielmente possível situações reais, em que a diferença de idades será significativa, optou-se por 12 semanas, tendo-se fixado o tempo entre a segunda betonagem de cada provete e o ensaio em 28 dias. Para cada situação em estudo, foram executados 5 provetes de cada tipo adoptado e ainda 6 cubos de 150mm de lado para controlo da resistência do betão (3 para cada amassadura). 5. RESULTADOS DOS ENSAIOS Apresenta-se de seguida o valor médio na rotura da tensão tangencial na interface dos provetes slant shear (Figura 7) e o valor médio na rotura da tensão de tracção na interface dos provetes pull-off e o valor médio calculado da resistência à tracção do betão de reforço (Figura 8) para cada uma das 5 situações inicialmente testadas referidas em 2.1, assim como a recta de correlação entre os valores obtidos com os dois tipos de ensaios (Figura 9). Relativamente à situação que se decidiu considerar a posteriori - JAR - há a salientar que se registou uma diferença significativa, relativamente aos resultados dos provetes inicialmente fabricados, JA, respectivamente 16,28MPa e 14,13MPa. A única alteração ocorrida em todo o processo, que pode explicá-la, foi o desfasamento no tempo e as consequentes diferenças nas condições ambientes, nomeadamente na temperatura e na humidade relativa. Apresentam-se, também, o valor médio na rotura da tensão tangencial na interface dos provetes slant shear (Figura 10) e o valor médio na rotura da tensão de tracção na interface dos provetes pulloff e o valor médio calculado da resistência à tracção do betão de reforço (Figura 11), para cada uma das situações inicialmente testadas no estudo referido em 2.2. De salientar que, no início da segunda betonagem dos provetes ST+RE, ocorreu uma avaria pelo que a compactação do betão fresco teve de ser feita numa mesa vibratória de potência bastante mais baixa. Por essa razão, o valor médio da resistência à compressão dos provetes cúbicos referentes a esta amassadura (41,01MPa) foi significativamente inferior à média dos valores dos provetes cúbicos relativos às restantes amassaduras realizadas em igual período de tempo, ou seja, nas mesmas condições de temperatura e humidade relativa (45,75MPa). A amassadura correspondente à segunda betonagem dos provetes EA+RE foi realizada antes da aplicação da resina epóxida e, por isso, esteve mais tempo na misturadora. Além disso, a areia tinha sido retirada da estufa pouco antes e estava a uma temperatura elevada. Assim, houve evaporação de mais água com a consequência contrária à da situação anterior. De facto, a resistência dos provetes referentes a esta amassadura apresentou um valor médio (49,38MPa) superior à média das restantes amassaduras realizadas nas mesmas condições (45,75MPa). 28

5 18,00 Tensão Tangencial Última (MPa) ,00 1,3 10,67 6,24 6,64 14,13 Tensão de Tracção Última (MPa) 5,00 3,78 3,69 3,62 3,58 2,65 1,92 1,47 1,02 0 ST EA PP PPS JA ST EA PP PPS JA Tipo de Tratamento da Superfície da Interface Tipo de Tratamento da Superfície da Interface Figura 7: Resultados dos slant shear tests P ull-off Test fctm Figura 8: Resultados dos pull-off tests Tensão de Tracção Última (MPa) 5,00 (y = 0,1855x; R2 = 0,948) 8, ,00 Tensão Tangencial Última (MPa) Figura 9: Correlação entre os resultados dos ensaios slant shear e pull-off. 18,00 Tensão Tangencial Última (MPa) ,00 9,08 11,20 12,63 11,16 11,57 Tensão Normal Última (MPa) 5,00 3,46 2,51 3,75 2,40 3,97 2,24 3,86 1,93 3,64 2,08 ST+RE ST+RET EA+RE PP+RE JA+RE ST+RE ST+RET EA+RE PP+RE JA+RE Tipo de Tratamento da Superfície da Interface Tipo de Tratamento da Superfície da Interface Figura 10: Resultados dos slant shear tests. Pull-Off Test Figura 11: Resultados dos pull-off tests. fctm Da análise do gráfico da Figura 10, verifica-se que a resistência ao corte, para cada uma das 5 situações inicialmente estudadas, é aproximadamente a mesma, sensivelmente superior a 11MPa. O valor de 9,08MPa correspondente à situação ST+RE e o valor de 12,63MPa correspondente à situação EA+RE poderão provavelmente ser atribuídos às ocorrências atrás descritas. Relativamente ao primeiro, note-se ainda que o valor obtido foi inferior ao valor registado com os provetes idênticos, sem tratamento da superfície da interface, em que o pot-life da resina epóxida foi excedido. Da análise do gráfico da Figura 11, verifica-se que os resultados das 5 situações inicialmente testadas variaram num intervalo apertado, entre 1,93MPa e 2,51MPa. Sendo o limite superior o da situação sem tratamento da superfície da interface, tudo leva a crer ser a diferença de valores inerente ao próprio ensaio e não ao método de preparação das superfícies. Comparando o gráfico da Figura 10 com o gráfico da Figura 7, verifica-se que a aplicação de resinas epóxidas na superfície da interface não melhora a sua resistência desde que se adopte um método de preparação da superfície que aumente adequadamente a sua rugosidade. De facto, para a técnica de preparação da superfície da interface com jacto de areia, obteve-se um valor de resistência ao corte nos provetes slant shear, de 14,13MPa sem aplicação de resina epóxida contra 11,57MPa com aplicação de resina epóxida. 29

6 Comparando o resultado obtido com os provetes slant shear JAR e JA+RER fabricados na mesma altura, consequentemente submetidos às mesmas condições de temperatura e humidade relativa, verifica-se novamente uma diminuição da resistência ao corte com a aplicação da resina epóxida, de 16,28MPa para 14,65MPa, confirmando a conclusão já apresentada. Apresenta-se, na Figura 12, o valor médio na rotura da tensão tangencial na interface dos provetes slant shear para cada uma das 3 situações testadas: 30/30, 30/50 e 30/ , ,71 16,24 Tensão Tangencial (MPa) ,00 13,01 30/30 30/50 30/100 Situações Consideradas Figura 12: Resultados dos slant shear tests. De referir que, ao contrário de todos os provetes slant shear ensaiados dos estudos referidos anteriormente e dos provetes slant shear 30/30 ensaiados neste estudo, que apresentaram uma rotura frágil e explosiva pela interface, nos provetes slant shear 30/50 e 30/100 observou-se uma rotura monolítica no betão original. Assim, os valores apresentados para as duas últimas situações, devem ser encarados como um limite inferior da resistência ao corte das interfaces. Apresentam-se, seguidamente, o valor médio da tensão tangencial na interface dos provetes push-off no instante do descolamento da mesma (Figura 13) e correspondente máximo após o descolamento (Figura 14), para cada uma das 7 situações testadas. 4,50 4,50 Tensão Tangencial no Instante do Descolamento (MPa) 3,50 2,50 1,50 0,50 1,81 3,11 3,25 3,44 3,67 3,81 3,93 Tensão Tangencial Máxima pós-descolamento (MPa) 3,50 2,50 1,50 0,50 1,09 2,48 3,35 3,58 3,62 ST+SC JA+SC JA+H2 JA+H4 JA+H6 JA+S6 JA+E6 ST+SC JA+SC JA+H2 JA+H4 JA+H6 JA+S6 JA+E6 Situações Consideradas Situações Consideradas Figura 13: Tensão tangencial no instante do descolamento da interface. Figura 14: Tensão tangencial máxima após o descolamento da interface. 6. MODELAÇÃO NUMÉRICA Efectuou-se, igualmente, uma análise numérica não linear, com um programa de elementos finitos, com o objectivo de simular o comportamento da interface. Utilizaram-se elementos pentaédricos e hexaédricos e os critérios de rotura de Mohr-Coulomb e Drucker-Prager para modelar o comportamento do betão e elementos de interface triangulares e quadrangulares e um critério de delaminação para modelar o comportamento da interface. 30

7 LOAD CASE = 20 Lo adcase 1 Inc. 20 RESULTS FILE = 0 STRESS CONTOURS OF SY e e e e e e e e e e e+006 Max E+07 at Node 1426 Min E+07 at Node 2975 Figura 13: Modelo de E.F. do pull-off test. Figura 14: Modelo de E.F. do slant shear test. O algoritmo de cálculo utilizado consistiu num método misto incremental - iterativo de Newton Raphson standard, numa formulação de Euler explícita que, por não ser a mais aconselhável, obrigou a considerar um número elevado de incrementos para convergir.apresentam-se, na Figura 13, a distribuição de tensões verticais após a rotura de um provete pull-off, com as características da interface tratada com jacto de areia e, na Figura 14, a configuração da malha do correspondente ensaio slant shear, igualmente após a rotura. 7. CONCLUSÕES 1. O método de preparação da superfície da interface com jacto de areia foi o que, globalmente, melhores resultados apresentou de entre as técnicas consideradas. 2. Relativamente à influência do pré-humedecimento da superfície da interface, os resultados não foram conclusivos, parecendo contudo indiciar que não será significativa. 3. Verificou-se uma boa correlação entre os resultados dos ensaios slant shear e pull-off o que valida a utilização deste último para a determinação in situ da resistência da ligação entre betões de diferentes idades. 4. A aplicação de resinas epóxidas na superfície da interface não melhora a sua resistência desde que se use uma preparação da superfície que aumente a sua rugosidade. 5. Verificou-se um acréscimo de resistência da ligação com o aumento da resistência do betão do reforço e uma alteração da rotura pela interface para rotura monolítica que permitem considerar os betões de elevados desempenhos como os mais indicados para efectuar o reforço de pilares por encamisamento de betão armado. 6. O número de conectores não influencia de forma significativa o valor da carga que provoca o descolamento da interface. 7. A resistência ao escorregamento aumenta com o número de conectores aplicados, sendo necessário um deslocamento relativo considerável para mobilizar o seu valor máximo. 8. Verificou-se que o slant shear test revela uma maior sensibilidade à rugosidade da superfície da interface do que o push-off test. 9. A modelação numérica efectuada simulou, satisfatoriamente, os ensaios realizados. 8. AGRADECIMENTOS Os nossos agradecimentos às empresas Sika, Hilti, Betão Liz, Fivinte, Dywidag, Pregaia, Cimpor e Secil pela colaboração neste trabalho com o fornecimento gratuito de materiais. 31

8 9. REFERÊNCIAS [1] Bett, B. J. et al., Lateral Load Response of Strengthened and Repaired Reinforced Concrete Columns, ACI Structural Journal, V. 85, Nº 5, Sept.-Oct. 1988, pp [2] Hayashi, T. et al., Strengthening Methods of the Existing Reinforced Concrete Buildings, Proceedings of the Seventh World Conference on Earthquake Engineering, V. 4, Istanbul, 1980, pp [3] Ramirez Ortiz, J. L. e Barcena Diaz, J. M., Eficacía resistente de pilares de hormigón armado de baja calidad reforzados por dos procedimientos diferentes, Informes de la Construcción, Nº 272, Julio Stoppenhagen, D. R. et al., Seismic Repair and Strengthening of a Severely Damaged Concrete Frame, ACI Structural Journal, March-April 1995, pp E.S.JÚLIO Assistente FCTUC Coimbra F. BRANCO Prof. Catedrático IST Lisboa V.D. SILVA Prof. Associado FCTUC Coimbra 32