Ensaio Slant Shear Modificado para Obter Roturas Adesivas

Transcrição

1 Encontro Nacional BETÃO ESTRUTURAL - BE2012 FEUP, de outubro de 2012 Rui Saldanha 1 Eduardo Júlio 2 Daniel Dias-da-Costa 3 Pedro Santos 4 RESUMO A avaliação da resistência da interface em elementos compósitos de betão constituídos por camadas de diferente idade pode ser realizada através de vários ensaios. Entre eles, destaca-se o ensaio de corte inclinado, universalmente conhecido por Slant Shear Test (SST). A sua escolha deve-se principalmente ao facto de: i) ser sensível à preparação da superfície da interface (rugosidade), um dos parâmetros que mais influencia a resistência da interface; e ii) a interface estar sujeita a tensões de corte e compressão, tal como acontece na generalidade das estruturas reais. O principal inconveniente deste ensaio relaciona-se com o facto de serem frequentemente obtidos dois tipos de rotura distintos: i) adesiva (descolamento pela interface); e ii) coesiva (esmagamento do betão mais fraco). No caso de rotura coesiva apenas é obtido um limite inferior da resistência ao corte da interface betão-betão, dado que nesta situação a rotura é controlada pela resistência à compressão do betão mais fraco e não pelas características da interface. Os autores propõem neste artigo uma solução designada por Modified Slant Shear Test (M-SST) que visa solucionar o problema acima referido, induzindo a ocorrência de roturas adesivas em todas as situações. Os provetes têm a mesma geometria das normas atuais mas apresentam armadura em cada uma das partes constituintes. Apresenta-se neste artigo a técnica adotada, os ensaios experimentais e a modelação numérica realizada para validação. Os resultados obtidos são apresentados e discutidos. Conclui-se que com o M-SST a rotura é sempre adesiva e que a introdução da armadura não tem influência na distribuição de tensões na interface. Palavras-chave: Betão, Slant Shear Test, Rotura Adesiva, Rotura Coesiva, Resistência ao Corte ICIST, Departamento de Engenharia Civil, Faculdade de Ciências e Tecnologia, Universidade de Coimbra, rsaldanha@dec.uc.pt ICIST, Departamento de Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico da Universidade Técnica de Lisboa, ejulio@civil.ist.utl.pt INESC Coimbra, Departamento de Engenharia Civil, Faculdade de Ciências e Tecnologia, Universidade de Coimbra. dias-da-costa@dec.uc.pt ICIST, Departamento de Engenharia Civil, Escola Superior de Tecnologia e Gestão, Instituto Politécnico de Leiria, pedro.santos@ipleiria.pt

2 1. INTRODUÇÃO A avaliação da resistência da interface em elementos compósitos de betão constituídos por camadas de diferente idade pode ser realizada através de vários ensaios. Estes podem ser classificados, de acordo com o estado de tensão na interface, nos seguintes grupos (ver Quadro 1): i) tração; ii) flexão; e iii) corte. Quadro 1. Ensaios disponíveis para avaliar a resistência de ligações betão-betão. Grupo Designação do ensaio Norma Investigação EN 1542 (2000) [1] Long e Murray (1984) [11] Pull-Off ASTM C1583 (2004) [2] Delatte et al. (2000) [12] BS 1881: Part 207 (1992) [3] Tração ASTM C1404 (2003) [4] Direct Tension Ohama et al. (1986) [13] Flexão Corte CAN/CSA A23.2-6B (1990) [5] NP EN (2011) [6] ASTM C496 (2004) [7] Splitting Sustersic (1999) [14] Tschegg et al. (2000) [15] Modulus of Rupture Wall et al. (1986) [16] EN (2001) [8] Abu-Tair et al. (1996) [17] NP EN (2009) [9] Kunieda et al. (2000) [18] ASTM C78 (2010) [10] Kamada et al. (2000) [19] Direct Shear Test - Li et al. (1997) [20] Chen et al. (1995) [21] Bi-Surface Shear - Momayez et al. (2005) [22] Slant Shear Ver Quadro 2 Hofbeck et al. (1969) [23] Push-Off - Mattock (1974) [24] Crane (2010) [25] O ensaio SST (Fig. 1) é um dos mais utilizados, devido: i) a ser sensível à variação da rugosidade da interface; ii) à simplicidade do esquema experimental; e iii) ao facto de a interface estar simultaneamente sujeita a tensões de corte e compressão, tal como acontece em estruturas reais [26]. O SST foi inicialmente proposto como um provete cilíndrico [27] com o objetivo de avaliar a resistência ao corte de resinas epóxidas. Posteriormente, adotou-se uma nova versão com geometria prismática [28]. O Quadro 2 apresenta a definição do provete SST de acordo com as várias normas existentes. Quadro 2. Geometria do SST de acordo com diferentes normas. Norma Secção transversal Altura total Ângulo com a (H) vertical (α) BS EN (1999) [29] mm mm 30º mm mm 30º NFP (citado em [26]) mm mm 30º ASTM C882 (1999) [30] diâmetro 75 mm 150 mm 30º Analisando o Quadro 2, conclui-se que: i) todas as normas definem um ângulo da interface de 30º; e ii) existem diferenças significativas em relação à restante geometria dos provetes, nomeadamente a sua secção transversal e altura total. 2

3 Saldanha, Júlio, Dias-da-Costa e Santos 5 a) b) Figura 1. Slant Shear Test: a) dimensões características; e b) tensão na interface. As expressões seguintes definem a tensão média de corte e normal na interface (ver Fig. 1b). cosα sinα τ = P 2 a (1) 2 sin α 2 σ = P (2) a em que τ é a tensão média de corte na interface; σ é a tensão média normal à interface; P é a carga aplicada; α é o ângulo entre a interface e a vertical; e a é a dimensão da aresta da secção transversal (ver Fig. 1). A otimização da geometria do SST foi já estudada por: i) Clímaco e Regan [26], versando a influência do ângulo da interface nos modos de rotura; e ii) Santos (2009) [31], versando a influência da geometria no estado de tensão da interface, nomeadamente, a altura da base do provete (h min na Fig. 1). A obtenção de dois tipos de rotura no SST é frequentemente mencionada em diferentes trabalhos de investigação: i) adesiva, por descolamento da interface (Fig. 2); e ii) coesiva, ou monolítica, por esmagamento do betão mais fraco (Fig. 3). De acordo com Austin et al. (1999) [32], a relação entre as tensões normal e de corte, ou seja, o ângulo da interface, é de extrema importância relativamente à carga aplicável e modo de rotura obtido. Assim, os autores sugerem que se ensaiem vários ângulos para se obter uma envolvente de rotura. Figura 2. Rotura adesiva. Figura 3. Rotura coesiva. Clímaco e Regan (2001) [26] adotaram o critério de rotura de Mohr-Coulomb para selecionar um ângulo crítico que assegure roturas adesivas. Os autores ensaiaram 223 provetes com diferentes ângulos (0º, 20º e 26.7º) e verificaram que, mesmo quando os ângulos são selecionados para obter roturas adesivas, as roturas coesivas também ocorrem. Assim sendo, conclui-se que: i) o ângulo da interface tem um papel extremamente importante no modo de rotura; e ii) não é possível obter roturas adesivas apenas ajustando criteriosamente o seu valor. 3

4 Júlio et al. (2006) [33] avaliaram a influência da rigidez diferencial no comportamento de interfaces betão-betão usando o SST. Nos ensaios desenvolvidos pelos autores, manteve-se constante o betão do substrato, com uma resistência à compressão de 30MPa, tendo-se variado a resistência à compressão do betão adicionado: 30 MPa, 50 MPa e 100 MPa. A superfície da interface foi preparada com jato de areia para aumentar a rugosidade. A análise dos resultados permitiu concluir que os provetes com o mesmo betão nas duas metades (30/30) apresentaram roturas adesivas, enquanto que os restantes provetes (30/50 e 30/100) apresentaram roturas coesivas, provando que a rigidez diferencial também influencia o tipo de rotura. Santos e Júlio (2011) [34] também referem a obtenção de dois modos de rotura, tendo sido observado o aumento do número de roturas coesivas com o aumento da rugosidade. Os autores também referem que se verifica um aumento do número de roturas coesivas com o aumento da rigidez diferencial. A influência da retração diferencial foi também estudada, considerando-se diferentes idades e condições de cura para substrato e betão adicionado. Verificou-se, não só, que o aumento da retração diferencial pode ser benéfico, obtendo-se valores mais elevados da tensão de rotura, mas também que este parâmetro influencia o tipo de rotura. Em resumo, pode-se afirmar que o tipo de rotura no SST é influenciado pelos seguintes parâmetros: i) ângulo da interface; ii) rugosidade da interface; iii) rigidez diferencial; e iv) retração diferencial. 2. MODIFIED SLANT SHEAR TEST (M-SST) No dimensionamento de uma ligação deve-se identificar a componente de menor resistência, uma vez que é esta geralmente a condicionante em termos de carga e modo de rotura. No caso do SST, existem três componentes que controlam o comportamento: i) a interface; ii) o betão do substrato; e iii) o betão adicionado. Assim sendo, no caso da componente condicionante ser o betão de menor resistência à compressão apenas se podem obter roturas coesivas. A única forma de o evitar passa necessariamente pelo reforço da componente mais fraca com armadura de confinamento. 2.1 Definição do provete A geometria do M-SST foi definida seguindo as indicações dos trabalhos de investigação referidos anteriormente [26, 31], pelo que as dimensões do provete são mm 3 e o ângulo da interface com a vertical é 30º. Consequentemente, a altura da base do provete (h min na Fig. 1a) é 170 mm. A armadura de reforço é constituída por estribos de 6 mm de diâmetro, suportados por uma armadura secundária (Fig. 4). O recobrimento de 10 mm foi definido seguindo as indicações do EC2 [35] para garantia de boas condições de aderência. a) b) Figura 4. Esquema da armadura utilizada nos provetes M-SST. 4

5 Saldanha, Júlio, Dias-da-Costa e Santos 2.2 Modelo numérico Antes de prosseguir com ensaios experimentais, desenvolveu-se um estudo numérico com elementos finitos para analisar a influência da armadura na distribuição de tensões ao longo da interface. Para este efeito utilizou-se um programa de elementos finitos para análise de problemas bidimensionais com interfaces estruturais [36, 37]. O estudo numérico considerou dois modelos lineares elásticos, em estado plano de tensão, com e sem presença de armadura, tendo sido adotados 492 elementos finitos bilineares para simulação do betão (Fig. 5a) e 15 elementos de espessura nula ligando as duas metades do SST. A presença do reforço foi simulada mediante 197 elementos lineares, admitindo-se aderência perfeita (Fig. 5b). A integração numérica foi efetuada mediante a quadratura de Gauss, com dois pontos em cada direção nos elementos bilineares, enquanto que os elementos de espessura nula foram integrados pela regra trapezoidal para evitar inconsistências numéricas. As propriedades materiais adotadas foram as seguintes: i) um módulo de elasticidade de 30 GPa e um coeficiente de Poisson igual a 0.2 para o betão; ii) um módulo de elasticidade de 200 GPa para o aço; e iii) uma rigidez normal e de corte de 10 5 N/mm 3 para a interface, o que garante o comportamento monolítico da ligação (tal como ocorre na realidade até perda da adesão). As condições de fronteira (Fig. 5c) foram definidas com o intuito de simular as condições reais do ensaio experimental, ou seja: i) foram impedidos os deslocamentos verticais e horizontais na superfície superior do provete e os deslocamentos horizontais na superfície inferior; e ii) o carregamento foi aplicado mediante imposição de deslocamento vertical na superfície inferior, atingindo-se os 800 kn. a) b) c) Figura 5. Malha de elementos finitos: a) betão; b) armadura; c) betão e armadura. A Fig. 6 apresenta os resultados do estudo numérico, os quais permitem concluir que as tensões na interface são praticamente independentes da presença da armadura. Tensão M-SST: tensão de corte M-SST: tensão normal SST: tensão de corte SST: tensão normal Posição ao longo da interface (mm) Figura 6. Distribuição da tensão normal e de corte na interface. 5

6 2.3 Resultados experimentais Após o estudo numérico, procedeu-se a ensaios experimentais para comprovar a eficácia do M-SST. Sendo assim, selecionou-se a situação mais desfavorável possível, a qual consiste no ensaio de provetes monolíticos, i.e. sem interface, sem armadura (Fig. 7a) e com armadura (Fig. 7b). O objetivo é verificar se a presença da armadura é capaz de condicionar o modo de rotura do provete, forçando a que esta ocorra pela interface e não pelo elemento de betão de menor resistência à compressão. O betão utilizado no fabrico dos provetes foi produzido adotando, por metro cúbico, as seguintes quantidades: i) 320 kg de cimento II 32.5R; ii) 421 kg de areia fina (0-2mm); iii) 181 kg de areia média (0-4mm); iv) 369 kg de bago granítico (0-5mm); v) 861 kg de brita granítica (5-15mm); vi) 174 litros de água; e vii) 1.6 kg de adjuvante. a) b) Figura 7. Provetes monolíticos: a) sem armadura; e b) com armadura. Os ensaios foram efetuados aos sete dias de idade após a betonagem dos provetes usando uma prensa universal de 5000 kn, aplicando deslocamento vertical a uma velocidade constante de 0.01 mm/s. A Fig. 8 ilustra os modos de rotura observados em ambas as situações, tendo-se assinalado as fissuras e a presença das armaduras para melhor compreensão dos resultados. Da análise da Fig. 8 pode-se concluir que: i) nos provetes prismáticos sem armadura, as fissuras são aproximadamente verticais; ii) nos provetes prismáticos com armadura, as fissuras distribuem-se ao longo da interface com um ângulo de aproximadamente 30º com a vertical. O Quadro 3 contém os valores da tensão de rotura do betão utilizado no fabrico dos provetes prismáticos e a força para a qual se atingiu a rotura dos mesmos. Conclui-se assim que o M-SST induz rotura ao longo da interface mesmo para um provete monolítico, ou seja, numa situação em que não existe uma interface real. a) b) Figura 8. Modos de rotura nos provetes: a) sem armadura; e b) com armadura. 6

7 Saldanha, Júlio, Dias-da-Costa e Santos Quadro 3. Resultados dos ensaios dos provetes prismáticos. Tensão de Rotura Força de Rotura Provetes Prismáticos (kn) Sem armadura Com Armadura Média (kn) Uma vez que o ensaio acima descrito não tem uma interface efetiva, procederam-se a ensaios adicionais com interfaces preparadas com dois tipos de rugosidade distinta: i) raspagem manual (RM); e ii) superfície ondulada (SO). A composição de betão utilizada no fabrico dos provetes compósitos foi a mesma adotada para o fabrico dos provetes monolíticos. No entanto, as segundas metades dos provetes foram apenas betonadas quando as primeiras tinham já sete dias de idade. Os ensaios foram efetuados sete dias após a betonagem das segundas metades adotando o mesmo procedimento anteriormente utilizado para os provetes monolíticos. As rugosidades dos dois tratamentos foram quantificadas utilizando um rugosímetro laser 2D [38], com um sensor laser de 60 μm de resolução e uma gama de mm. Para o efeito, efetuaram-se medições para obter dez perfis de rugosidade para cada superfície. De seguida, procedeu-se à determinação do parâmetro de rugosidade Profundidade Média do Vale (R vm ) [39] para cada perfil medido. O valor médio de R vm obtido para a superfície preparada por raspagem manual (RM) e superfície ondulada (SO) foi de mm e mm, respetivamente. Na Fig. 9 apresentam-se os perfis de rugosidade típicos para cada tratamento. 5 5 Amplitude (mm) Posição (mm) Posição (mm) a) b) Figura 9. Perfil de rugosidade típico para o tratamento por: a) raspagem manual; e b) superfície ondulada. O Quadro 4 contém a tensão de rotura por compressão do betão utilizado para caracterização de cada uma das metades dos provetes fabricados. No Quadro 5 apresentam-se os valores da resistência ao corte na interface para os provetes SST e M-SST. Amplitude (mm) Designação dos Provetes RM SO Quadro 4. Valores da tensão de rotura à compressão. Betão do Substrato Betão Adicionado Tensão de Tensão de Média Média Rotura Rotura

8 Tratamento da Interface RM SO Designação do Provete SST M-SST SST M-SST Quadro 5. Resultados dos ensaios SST e M-SST. Resistência Média ao Corte Desvio Padrão Coeficiente de Variação (%) Relativamente aos modos de rotura, conclui-se que os provetes SST apresentam roturas coesivas em ambos os tratamentos, enquanto que os provetes M-SST apresentam sempre roturas adesivas. Considerando apenas os provetes do M-SST, verifica-se que o tratamento da interface por raspagem manual (RM) conduziu, em média, a valores da tensão de corte na interface ligeiramente superiores aos obtidos para os provetes com a superfície ondulada (SO). Este resultado já era esperado uma vez que a rugosidade da superfície obtida por raspagem manual era superior à da superfície ondulada, tal como demonstrado pela determinação do parâmetro Profundidade Média do Vale (R vm ). Deve ser realçado que os coeficientes de variação observados para os provetes M-SST são significativamente inferiores aos obtidos para os provetes SST. CONCLUSÕES Apesar de desde 1976 terem sido propostas várias modificações ao SST, nomeadamente relacionadas com as dimensões e forma do provete, bem como com o ângulo que o plano inclinado faz com a vertical (originalmente 30º), não se conseguiu evitar a ocorrência de roturas coesivas uma vez que estas dependem não só da geometria, mas também da: i) rugosidade da interface; ii) rigidez diferencial; e iii) retração diferencial. O estudo numérico apresentado permitiu concluir que o ensaio M-SST não altera as tensões na interface relativamente ao SST. Para além disso, o estudo experimental permitiu validar o ensaio e concluir que se obtêm sempre roturas adesivas, mesmo nos casos mais desfavoráveis, i.e, com rugosidade significativa ou mesmo na situação monolítica. Os coeficientes de variação obtidos para o M-SST são significativamente inferiores aos obtidos para os provetes SST. Conclui-se portanto que o ensaio proposto pelos autores apresenta as mesmas vantagens do ensaio SST, permitindo ultrapassar um dos seus principais inconvenientes que é a incerteza na obtenção de roturas adesivas. Utilizando este ensaio modificado é possível quantificar, de forma objetiva, a real resistência da interface betão-betão, e não estimar apenas um limite inferior, quando esta se encontra sujeita a um estado combinado de tensões de compressão e de corte. 8

9 Saldanha, Júlio, Dias-da-Costa e Santos AGRADECIMENTOS Este trabalho foi financiado pela Fundação para a Ciência e Tecnologia (FCT) através do projeto com a referência PTDC/ECM/098497/2008. REFERÊNCIAS [1] EN , Products and systems for the protection and repair of concrete structures - Measurement of bond strength by pull-off. European Committee for Standardization. 10 p. [2] ASTM C , Standard test method for tensile strength of concrete surface and the bond strength or tensile strength of concrete repair and overlay materials by direct tension. American Society for Testing Materials. 5 p. [3] BS 1881:Part , Testing the interface bond strength between existing and new concrete. British Standards Institution. [4] ASTM C , Standard test method for bond strength of adhesive systems used with concrete as measured by direct tension, American Society for Testing Materials. 5 p. [5] CAN/CSA, A23.2-6B. 1990, Methods of Test to Determine Adhesion by Tensile Load. Canadian Standards Association. [6] NP EN , Ensaios do betão endurecido. Parte 6: Resistência à tracção por compressão de provetes. Instituto Português da Qualidade. p. 15. [7] ASTM C , Standard test method for splitting tensile strength of cylindrical concrete specimens. American Society for Testing Materials. 5 p. [8] EN , Products and Systems for the protection and repair of concrete structures - Determination of adhesion concrete to concrete. European Committee for Standardization. 14 p. [9] NP EN Ensaios de betão endurecido. Parte 5: Resistência à flexão de provetes. Instituto Português da Qualidade. 13 p. [10] ASTM C78M Standard test method for flexural strength of concrete. American Society for Testing Materials. 4 p. [11] Long A.; Murray, A. (1984). The Pull-Off partially destructive test for concrete. In situ / nondestructive testing of concrete, American Concrete Institute. pp [12] Delatte [et al.] (2000). Laboratory and field testing of concrete bond development for expedited bonded concrete overlays. ACI Materials Journal, Vol. 97, N 3, pp [13] Ohama Y. [et al.] (1986). Adhesion of polymer modified mortars to ordinary cement mortars by different test methods. Proc. of RILEM Symposium on Adhesion Between Polymers and Concrete. pp [14] Sustersic, J.; Zajc A. (1999). Characteristics of bond between concrete layers. Proc. of the 2 nd Rilem Symposium of Adhesion Between Polymer and Concrete. pp [15] Tschegg E. [et al.] (1995). Factor influencing fracture behavior of old-new concrete bonds, ACI Materials Journal, Vol. 97, N. 4, pp [16] Wall, J. [et al.] (1986). Testing of bond between fresh and hardened concrete. International Symposium on Adhesion Between Polymers and Concrete. [17] Abu-Tair, A. [et al.] (1996). Testing the bond between repair materials and concrete substrate. ACI Materials Journal, Vol. 93, N. 6, pp [18] Kunieda, M. [et al.] (2000). Application of tension softening diagrams to evaluation of bond properties at concrete interfaces. Engineering Fracture Mechanics, Vol. 65, N. 2-3, pp [19] Kamada, T.; Li, V. (2000). The effects of surface preparation on the fracture behavior of ECC/concrete repair system. Cement & Concrete Composites, Vol. 22, N. 6, pp

10 [20] Li, S. [et al.] (1997). Durability and bond of high performance concrete and repaired Portland cement concrete, Joint Highway Research Advisory Council, Project JHR University of Connecticut. 232 p. [21] Chen, P. [et al.] (1995). Improving the bonding between old and new concrete by adding carbon fibers to the new concrete. Cement and Concrete Research, Vol. 25, N. 3, pp [22] Momayez, A. [et al.] (2005). Comparison of methods for evaluating bond strength between concrete substrate and repair materials. Cement and Concrete Research, Vol. 35, N. 4, pp [23] Hofbeck, J. [et al.] (1969). Shear transfer in reinforced concrete. Journal of the American Concrete Institute. Vol. 66, N. 2, pp [24] Mattock, A. (1974). Shear Transfer in concrete having reinforcement at an angle to the shear plane. American Concrete Institute, Special Publication,Vol. 42, N. 2, pp [25] Crane, C. (2010). Friction of ultra-high performance concrete bridge girders. Georgia Institute of Technology, Tese de doutoramento. [26] Clímaco, J.; Regan, P. (2001). Evaluation of the bond strength between old and new concrete in structural repairs. Magazine of Concrete Research, Vol. 25, N. 6, pp [27] Kriegh, J. (1976). Arizona slant shear test: A method to determine epoxy bond strength. Journal of the American Concrete Institute, Vol. 73, N. 3, pp [28] Tabor, L. (1978). Evaluation of resin systems for concrete repair, Magazine of Concrete Research, Vol. 30, N. 105, pp [29] BS EN , Products and systems for the protection and repair of concrete structures - Determination of Slant Shear Strength. European Committee for Standardization. 12 p. [30] ASTM C , Standard test method for bond strength of epoxy-resin systems used with concrete by slant shear. American Society for Testing Materials. 3 p. [31] Santos, P. (2009). Assessment of the shear strength between concrete layers. Universidade de Coimbra. Tese de doutoramento. [32] Austin, S. [et al.] (1999). Shear bond testing of concrete repairs. Cement and Concrete Research, Vol. 29, N. 7, pp [33] Júlio, E. [et al.] (2006). Influence of added concrete compressive strength on adhesion to an existing concrete substrate. Building and Environment, Vol. 41, N. 12, pp [34] Santos, P.; Júlio, E. (2011). Factors affecting bond between new and old concrete, ACI Materials Journal, Vol. 108, N. 4, pp [35] NP EN Eurocódigo 2: Projeto de estruturas de betão - Parte 1-1: Regras gerais e regras para edifícios. Instituto Português da Qualidade. 259 p. [36] Dias-da-Costa, D. [et al.] (2009). A discrete strong discontinuity approach, Engineering Fracture Mechanics, Vol. 76, N. 9, pp [37] Dias-da-Costa, D. [et al.] (2009). Towards a generalization of a discrete strong discontinuity approach. Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering, Vol. 198, N , pp [38] Santos, P.; Júlio, E. (2008). Development of a laser roughness analyser to predict in situ the bond strength of concrete-to-concrete interfaces. Magazine of Concrete Research, Vol. 60, N. 5, pp [39] Saldanha, R. [et al.] - fib Model-Code 2010 approach for concrete-to-concrete interfaces. 35th International Symposium on Bridge and Structural Engineering IABSE-IASS, London