Ensaios de Arrancamento de Conectores de Aço Embutidos em Elementos de Concreto Armado

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1 Ensaios de Arrancamento de Conectores de Aço Embutidos em Elementos de Concreto Armado Pull-Out Test in Steel Connectors Embedded in Reinforced Concrete Elements Manoel J. M. P. Filho (1); Hamilton D. Costa(1); Dênio R. C. Oliveira (2); Mauricio P. Ferreira (2) (1) Graduando em Engenharia Civil, Universidade Federal do Pará. (2) Professor Doutor, Instituto de Tecnologia, Universidade Federal do Pará, Rua Augusto Corrêa, Número 01. Guamá Belém Pará CEP: Resumo O uso de conectores de aço é comum na construção civil, sendo estes largamente utilizados em ligações de elementos em estruturas mistas de aço e concreto, pré-moldadas de concreto e em reforços estruturais. Nestes exemplos a resistência ao arrancamento pode ser um ponto crítico de projeto, limitando a resistência da ligação ou do elemento estrutural. As normas brasileiras apresentam poucas recomendações para estimar a força que pode ser aplicada em um conector em função da taxa de armadura de flexão e as normas internacionais apresentam igualmente poucas recomendações. Buscando avaliar a resistência de conectores isolados foi realizada uma série de ensaios de arrancamento no laboratório de Engenharia Civil da Universidade Federal do Pará. Foram moldados corpos de prova de concreto com dimensões de 350 mm de base, 900 mm de comprimento e 200 mm de espessura, tendo estes embutimento de 110 mm, cobrimento das armaduras de 20 mm e foram moldados com concreto de resistência à compressão de 30 MPa. Nestes corpos de prova foram fixados conectores do tipo stud feitos com barras de aço de 16 mm de diâmetro, e os ensaios tiveram como variáveis a taxa de armadura de flexão, tendo sido adotados os valores de 0.33 %, 0.51 %, 0.74 %, 1.49 % e para o ultimo corpo de prova foi utilizada a taxa de armadura de 5.1 % e estribos para elevar a carga para até a zona de compressão, num total de 5 ensaios. Os resultados foram comparados com as recomendações das normas ACI 318 (2005) e do fib Bulletin 58 (2011), tendo os resultados teóricos estimados segundo o FIB apresentado melhor correlação com os resultados experimentais. Palavra-Chave: Concreto Armado, Conectores, Studs, Ensaio de Arrancamento. Abstract The use of steel connectors is common in construction, which are widely used in links elements in composite structures of steel and concrete, precast concrete and structural strengthened. In these examples the pullout strength can be a critical design, limiting the strength of bond or of structural element. Brazilian codes present few recommendations to estimate the force that can be applied to a connector depending on the reinforcement ratio of bending and international codes also have a few recommendations. Trying to evaluate the resistance of single connectors was performed a series of pullout tests in the laboratory of Civil Engineering of Universidade Federal do Pará. Were cast concrete specimens with dimensions of 350 mm base, 900 mm length and 200 mm thick, and these embedment 110 mm, overlay reinforcement of 20 mm were cast with concrete and compressive strength of 30 MPa. These specimens were fixed stud type connectors made with steel rebar of 16 mm diameter, and the tests were as variable reinforcement ratio of bending having been adopted values of 0.33%, 0.51%, 0.74%, 1.49 % and the last specimen was used to reinforcement ratio of 5.1% and stirrups for lifting the load to the compression zone, a total of five tests. The results were compared with the recommendations of ACI 318 (2005) and FIB Bulletin 58 (2011), and the theoretical results estimated by the fib presented better correlation with the experimental results. Keywords: Reinforcement Concrete, Connectors, Studs, Pull-Out Test ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 1

2 1 Introdução São muitas as situações onde conectores são usados como armaduras ou para transferência de carregamentos em estruturas de concreto. Como exemplos, é possível citar armaduras de cisalhamento em lajes, conectores em estruturas mistas de aço e concreto, ou ainda em ligações entre elementos nos casos de estruturas pré-moldadas de concreto. Essas armaduras vêm sendo foco de diversas pesquisas científicas como as de FERREIRA (2010), uma vez que seu funcionamento adequado e, portanto, o comportamento e resistência dos elementos de concreto com elas armadas, depende fundamentalmente de sua ancoragem. Nos casos do uso destas armaduras em lajes lisas e na ligação entre elementos pré-moldados de concreto, as dimensões dos elementos fazem com estas armaduras sejam submetidas a condições extremas, sendo a ancoragem normalmente insuficiente. Nestes casos, a resistência ao arrancamento pode ser um ponto crítico de projeto, limitando a resistência da ligação ou do elemento estrutural. Buscando avaliar a influência de alguns parâmetros na resistência ao arrancamento de conectores, foram realizados ensaios em 5 blocos prismáticos de concreto armado com um conector do tipo stud embutido, variando-se a taxa de armadura de flexão, além do uso de armaduras especificas buscando transferir a força de arrancamento para a zona comprimida dos prismas. Os resultados foram comparados com as recomendações do fib Bulletin 58 (2011) e do ACI 318 APPENDIX D (2011). 2 Revisão Bibliográfica 2.1 Modos de ruptura Em obras civis, os diversos usos de ancoragem podem submeter o pino a solicitações de tração e cisalhamento de forma individual ou simultânea. Submetidos à tração, o mecanismo de transferência de carga para o concreto é através de uma combinação de aderência da haste e engrenamento da cabeça do conector com o concreto, gerando assim tensões de tração no concreto. Como o concreto é pouco resistente à tração, a maior parte dos modos de ruptura está relacionada com situações onde a tensão solicitante supera a resistência à tração. Estes mecanismos são explicados em mais detalhes abaixo. A Figura 1 apresenta os mecanismos de ruptura de conectores sob tração. A ruptura por escorregamento ou falha de ancoragem é caracterizada pelo deslizamento entre o conector metálico e o concreto, como mostra a Figura 1a. Para conectores tipo stud, as características que mais influenciam na resistência ao escorregamento são a resistência do concreto, a área de contato da cabeça do stud com o concreto e a localização da ancoragem. Em zonas fissuradas, a resistência tende a ser menor que em regiões comprimidas. Devido aos grandes diâmetros da cabeça dos studs, a resistência ao escorregamento não costuma ser um ponto crítico de projeto. Nos casos em que a distância do stud até a borda do elemento de concreto é pequena, as tensões causadas pela área de transferência de carga (cabeça do stud) geram forças transversais à força de arrancamento, criando a tendência a uma ruptura destacando uma placa na face lateral do elemento, caracterizando uma ruptura por destacamento lateral, ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 2

3 conforme a Figura 1b. As principais características que influenciam na resistência à ruptura lateral são a proximidade da borda, o diâmetro da cabeça do stud e a resistência do concreto. A ruptura por fendilhamento, como mostra a Figura 1c, dá-se igual à ruptura lateral, provocada pelas forças transversais à força de arrancamento. Este efeito pode ocorrer em elementos com pequena espessura ou nos casos de conectores localizados nas bordas dos elementos. A Figura 1d mostra o caso de rupturas onde a superfície de fratura ocorre na forma de cone. Buscando estimar com clareza e precisão este tipo de ruptura, torna-se necessário determinar o ângulo de fissuração do cone de concreto, de modo que a capacidade resistente está relacionada com a superfície de fratura e que por isso determinar o ângulo é importante. a) Escorregamento b) Ruptura Lateral c) Fendilhamento d) Cone de Concreto Figura 1 Modos de Ruptura de Conectores sob Tração Trabalhos numéricos como Ozbolt e Eligehausen (1990) observaram que o ângulo de ruptura do cone de concreto é de 35º. Ozbolt (1995) apud Eligehausen et al (2006), por sua vez, analisou modelos com embutimento variando de 150 mm a 1350 mm, através do método de elementos finitos, concluindo que a forma e o ângulo independem do embutimento do conector, mantendo um ângulo de aproximadamente 35º. Confirmando os resultados, trabalhos experimentais de Eligehausen et al (1992) que confeccionaram espécimes de embutimento 50 mm, 150 mm e 450 mm, mostram ângulos próximos à 35º. Mantendo esse ângulo constante, a área do cone cresceria em proporção ao quadrado do embutimento. A influência do embutimento foi investigada experimentalmente por Bode e Hanenkamp (1985), Eligehausen e Sawade (1989) e Eligehausen et al (1992) apud Eligehausen et al (2006) e em trabalhos teóricos como o de Sawade (1994) apud Eligehausen et al (2006), em que seus resultados mostram que a resistência ao arrancamento cresce na proporção do embutimento elevado a 1,5. Tais resultados são embasados nos argumentos teóricos da lei do size effect de Bazant (1984). Assumindo princípios de mecânica da fratura, ocorre uma transferência de tensões através de fissuras muito estreitas por meio do engrenamento dos agregados. Sendo assim, outros fatores devem ser levados em consideração, como o tipo de agregado graúdo, o módulo de elasticidade do concreto, a resistência à tração, o alongamento em que as tensões não mais são transferidas pelo engrenamento e a energia de fratura do concreto. Sawade (1994) apud Eligehausen et al (2006) admite um fator igual à raiz quadrada do produto do módulo da elasticidade e da energia de fratura, o qual representa melhor as características do traço do concreto se comparado com simplesmente a resistência à tração do concreto. ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 3

4 Esse fator pode ser substituído com precisão pela raiz quadrada da resistência à compressão do concreto. Outro critério importante na estimativa da resistência última do conector é determinar se ele está posicionado em uma zona fissurada ou não fissurada do elemento de concreto, podendo haver certo grau de dificuldade nesta tarefa, pois tanto as fissura podem surgir em função da flexão do elemento como também podem ser provocadas pelas deformações lentas intrínsecas ao concreto (fluência e retração) ou ainda devido à variações térmicas. Devido a tais efeitos Eligehausen e Balogh (1995) afirma que fissuras podem ocorrer mesmo em áreas que estariam comprimidas devido à solicitação externa. Segundo Eligehausen e Ozbolt (1992) a partir de modelos, não lineares tridimensionais em elementos finitos, de conectores tipo studs situados em zonas fissuradas, a capacidade resistente do conector cai para 70% dos valores encontrados para zonas não fissuradas para aberturas de fissuras de aproximadamente 0,1 mm e essa proporção se mantem conforme aumenta a abertura da fissura. Essa queda de resistência explica-se devido ao distúrbio de tensões que ocorre após o surgimento de fissuras. Em regiões não fissuradas, as tensões transferidas pela tração do conector se distribuem pelo engrenamento da cabeça do pino como um aro, como mostra a Figura 2a. Em regiões com a presença de fissuras, afastadas o suficiente para impedir a transferência de tensões perpendiculares à fissura, ocorre uma redistribuição das tensões acompanhada de uma diminuição da área de superfície, como mostra a Figura 2b. a) Concreto não fissurado b) Concreto fissurado Figura 2 Distribuição de tensões em conectores sob tração 2.2 fib Bulletin 58 (2011) Para a verificação da ruptura do cone de concreto, o fib Bulletin 58 (2011) recomenda o cálculo da resistência característica última (Nrk) do conector tipo stud. Para estimar Nrk, a Equação 1 é recomendada. Visando considerar os efeitos da diminuição da resistência última devido a presença de fissuras, fib Bulletin 58 (2011) recomenda uma constante k ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 4

5 com valores de 8,9 e 12,7 [N 0,5 /mm 0,5 ], para concreto fissurado (kcr) e não fissurado (kuncr), respectivamente. A raiz quadrada da resistência à compressão do concreto (fck) para representar as características da mistura do concreto e o embutimento (hef) elevado a 1,5 levando consideração o size effect também são considerados na estimativa da resistência do conector à falha do cone de concreto. 1,5 N rk = k f ck h ef (Equação 1) 2.3 ACI 318 APPENDIX D (2011) Para o projeto de ancoragem o ACI 318 APPENDIX D (2011) recomenda que a carga última seja estimada igual ao fib Bulletin 58 (2011) (Ver Equação 1), porém com uma constante k igual a 10 [N 0,5 /mm 0,5 ], e para considerar se o conector está em uma zona fissurada ou não, ele apresenta um fator ψ c de correção que assume valores de 1,0 para conectores em zonas fissuradas e 1,25 para conectores em zonas não fissuradas. 3 Programa Experimental 3.1 Características dos Espécimes Foram confeccionados 5 prismas de concreto armado com 350 mm de largura, 200 mm de espessura e 900 mm de comprimento. Nestes prismas foram embutidos conectores do tipo stud feitos com barras de 16 mm de diâmetro (ds), ancorados mecanicamente em suas extremidades por uma cabeça de diâmetro dh de 51 mm, tendo estes comprimento de ancoragem hef de 110 mm. Os prismas foram moldados com concreto com resistência à compressão fc de 30 MPa. As variáveis foram a taxa de armadura de flexão (N2) e o uso de armaduras de cisalhamento na tentativa de transferir a força de arrancamento para a zona de compressão dos prismas e consequentemente aos apoios. A Tabela 1 apresenta as principais características dos modelos experimentais. Adotando o CP como referência, no qual a armadura de flexão utilizada foi dimensionada de modo a atribuir ao modelo resistência à flexão igual à de escoamento do pino, nos espécimes CP16-4-8, CP , CP a taxa de armadura utilizada foi de 70%, 150% e 300% em relação ao modelo de referência. No caso do espécime CP s foram acrescentadas armaduras de cisalhamento para atuarem como tirantes, elevando a carga da biela gerada pelo carregamento concentrado, o qual ocorre pela tentativa de arrancar o pino. As Figuras 3 e 4 apresentam detalhes das armaduras dos espécimes. ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 5

6 Tabela 1 Características dos Espécimes Specimens h ef (mm) d (mm) ρ flex (%) N1 N2 N3 N4 CP ø 8.0 CP ø 10.0 CP ø8.0 4 ø x4 ø ø 6.3 CP ø 12.5 CP s ø x8 ø 6.3 Obs.: d s = 16.0 mm; d h = 50.8 mm; f c = 34.5 MPa; f ct = 1.44 MPa. Figura 3 Detalhamento dos espécimes CP ; CP ; CP ,5 e CP ,5 ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 6

7 3.2 Instrumentação Figura 4 Detalhamento do espécime CP s Para medir os deslocamentos verticais, foram utilizados relógios comparadores digitais com precisão de 0,01mm para monitorar os deslocamentos verticais. O relógio DG1 foi posicionado na superfície de concreto no centro da peça e o relógio DG2 foi instalado de modo a ficar em contato com a cabeça do conector através de um vazio confeccionado com um tubo de PVC com um diâmetro inferior ao da cabeça do conector. A diferença entre as leituras nestes relógios deve permitir monitorar o deslizamento do conector. Para medir as deformações dos conectores em diferentes pontos, foram utilizados extensômetros elétricos de resistência. Foram utilizados dois extensômetros próximos à cabeça do pino (Esh1 e Esh2) e outro imediatamente fora do concreto (Es), a fim de avaliar se a aderência da haste do conector com o concreto é um ponto importante. As deformações de flexão no prisma foram monitoradas com extensômetros em uma das barras de flexão (Ef) e na superfície inferior do concreto (Ec). Todas as medidas de instrumentação são como mostra a Figura 5. ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 7

8 3.3 Sistema de Ensaio Figura 5 Posicionamento das instrumentações. Os pinos foram tracionados através de um sistema de ensaio composto pelos seguintes elementos: blocos de concreto para suporte e elevação dos prismas para medir o deslocamento vertical dos conectores através do furo; 2 roletes de aço com 50 mm para funcionarem como apoios, um livre para rolar simulando um apoio do 1º gênero e outro com a movimentação limitada para simular o apoio de 2º gênero; uma viga metálica vazada, com as dimensões de (120 x 150 x 1.420) mm; um cilindro hidráulico vazado da marca Enerpac com capacidade de carga de kn; uma bomba hidráulica manual para acionamento do cilindro; uma célula de carga com leitora de capacidade kn e precisão 10 N; e um sistema de aquisição de dados da marca ALMEMO para o registro das deformações no aço e no concreto. O carregamento foi aplicado em passos de carga de 4 kn, sendo feitos intervalos para medição das deformações nas armaduras e na superfície de concreto, dos deslocamentos verticais e do padrão de fissuração dos elementos. A Figura 6 mostra o sistema de ensaio utilizado. a) Implantação ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 8

9 b) Corte AA c) Corte BB Figura 6 Sistema de ensaio 4 Resultados 4.1 Propriedade dos Materiais Para determinar a resistência à compressão do concreto foram ensaiados 6 corpos de prova cilíndricos (150x300) mm realizado no mesmo período do ensaio dos espécimes, de acordo com a NBR 5739 (2007). Os resultados estão apresentados na Tabela 1. A caracterização do aço foi obtida ensaiando 3 amostras para cada diâmetro, de acordo com a NBR ISO (2013). Os resultados estão apresentados na Tabela 2. Tabela 2 Resultados dos ensaios do aço Ø (mm) f ys (MPa) ε ys ( ) E s (GPa) ,70 2,75 197, ,16 2,97 195, ,00 2,65 190, ,29 2,69 191, ,09 2,87 189,93 ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 9

10 4.2 Deslocamentos Verticais As figuras 7a e 7b apresentam os resultados registrados pelos relógios DG1 e DG2, respectivamente. Já a figura 7c é possível perceber os deslizamentos verticais do pino subtraindo-se os deslocamentos do elemento de concreto. Os relógios DG1 e DG2 somente registraram leituras, aproximadamente a partir da primeira fissura como mostra a Tabela 3. Observa-se que os deslocamentos são menores à medida que a taxa de armadura aumenta e devido o CP s possuir armadura de cisalhamento que retém a fissuração do cone de concreto, os valores do deslizamento tornaram-se muito inferiores comparados aos outros espécimes que possuíam taxa de armadura superior. a) DG1 b) DG2 4.3 Deformações Devido a Flexão c) Deslizamento (DG2 - DG1) Figura 7 Deslocamentos Verticais As deformações na parte inferior da superfície de concreto (Ec), igualmente as armaduras tracionadas devido flexão (Ef), apresentaram comportamento linear até chegar à carga da primeira fissura. Cabe destacar que em razão de bw ser elevado, as deformações na superfície do concreto (Ec) são muito baixas, logo, o esmagamento do concreto não seria um limitante. Conforme a taxa de armadura de flexão era menor para cada elemento de concreto as deformações da armadura de flexão aumentavam com exceção do CP ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 10

11 10s que teve valores menores em comparação ao CP É importante observar que somente a armadura de flexão de CP ,5 escoou. Para a superfície de concreto (Ec) do CP s houve algum distúrbio que tornou seu deslocamento mais sensível. Os comentários supracitados são baseados nas deformações presentes na Figura 8. a) Deformações na superficie de concreto (Ec) b) Deformações na armadura de flexão (Ef) 4.4 Deformações nos Conectores Figura 8 Deformações devido à flexão A Figura 9 mostra os resultados das deformações nos conectores dentro e fora do concreto. As deformações na parte externa ao concreto foram próximas aos valores das deformações dentro do concreto não chegando a escoar, mostrando que a aderência entre o concreto e o conector não possui grande influência na capacidade resistente do conector. É importante salientar que o CP ,5 obteve valores superiores próximos a 18% em relação às deformações fora do concreto chegando a escoar em razão de efeitos locais (ver Figura 7c). Na Tabela 3 podem-se observar as deformações máximas observadas nos extensômetros e a carga em que foi registrada a 1ª fissura em ensaio. Tabela 3 Deformações máximas apresentadas nos extensômetros Especimes ε sh1 max ε sh2 max ε s max ε f max ε c max P 1ª Fissura ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) (kn) P u (kn) CP ,58 3,36 1,42 2,94-0, ,5 CP ,35 1,61 1,66 2,15-0, ,0 CP ,48-2,44 2,84-0, ,5 CP ,42 3,91 2,53 1,22-0, ,5 CP s 1,94-2,05 2,14-0, ,0 ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 11

12 a) Esh x Es do espécime CP b) Esh x Es do espécime CP c) Esh x Es do espécime CP d) Esh x Es do espécime CP e) Esh x Es do espécime CP s f) Deformações do stud fora do concreto (Es) Figura 9 Deformações nos conectores ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 12

13 4.5 Superfícies de Ruptura Apesar de as taxas de armaduras estarem variando, o ângulo do cone de ruptura do concreto não teve mudança considerável, possuindo valores próximos a 35º. Porém, conforme a taxa de armadura aumentava a área da superfície fissurada também aumentava, outro ponto importante observado é que houve uma mudança de ângulo do cone de ruptura imediatamente após a armadura de flexão como mostra a Figura 10 e Figura 12. a) CP b) CP c) CP ,5 d) CP ,5 Figura 10 Superfícies de ruptura ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 13

14 4.6 Cargas Ultimas a) CP s Figura 11 Superfícies de ruptura Comparando as estimativas do ACI e do fib com as cargas observadas em ensaio, conforme a Tabela 4 é evidente a transição da fissuração dos espécimes. Conforme se diminui o nível de fissuração dos espécimes, aumentando a taxa de armadura, os resultados tendem a ficarem mais próximos dos valores estimados para concreto não fissurado. Observa-se também que as estimativas do ACI para concreto não fissurado apresentou valor 9,4% contra a segurança. Todos os espécimes vieram à ruína por ruptura do cone de concreto. No CP s devido às armaduras adicionais, houve um acréscimo de resistência de 43 kn. Tabela 4 Relação entre as cargas de ruptura observadas e as estimativas do ACI e fib ρ Espécimes flex P cr ACI P uncr ACI P cr fib P uncr fib P u P k u/p cr P u/p uncr P u/p cr P u/p uncr (%) (kn) (kn) (kn) (kn) (kn) exp ACI ACI fib fib CP ,38 91,73 65,31 93,20 66,5 9,1 0,91 0,72 1,02 0,71 CP ,49 89,37 63,63 90,80 72,0 10,1 1,01 0,81 1,13 0,79 CP ,44 90,55 64,47 91,99 83,5 11,5 1,15 0,92 1,30 0,91 CP ,38 91,73 65,31 93,20 101,5 13,8 1,38 1,11 1,55 1,09 CP s ,62 87,03 61,96 88,42 115,0-1,65 1,32 1,86 1,30 5 Conclusão No presente trabalho, foi apresentado 5 ensaios de arrancamento de conectores em blocos de concreto em zonas tracionadas, variando-se a taxa de armadura e utilizando estribos para conter a ruptura do cone de concreto em um dos espécimes. Observou-se que a constante k, para concreto fissurado, aumentou na medida em que a taxa de armadura aumentava, se aproximando de valores k para concreto não fissurado. Para o espécime com armadura de cisalhamento (CP s) houve um acréscimo da capacidade resistente em relação ao espécime sem armadura de cisalhamento (CP ) em cerca de 60%. Pode-se dizer que as 4 barras de 6.3 que estavam na área de influencia do cone ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 14

15 de concreto suportaram uma tensão de 345 Mpa, que foi obtido através do cálculo da diferença da carga de ruptura entre o CP s e CP , o resultado dividiu-se pelo número de barras do estribo solicitadas e finalmente dividiu-se a carga em cada estribo pela área da secção transversal do estribo. Os resultados estimados pelo fib (2011) possuem grande relevância quando apresentados para conectores em zonas completamente fissuradas ou não fissuradas, porem é necessário um fator de correção dos valores que leve em consideração a taxa de armadura. O ACI (2011) além de igualmente ao fib (2011) necessitar de um fator de correção para a taxa de armadura, apresenta valores contra a segurança para concreto fissurado. 6 Agradecimentos Os autores agradecem a FAPESPA, CNPq e CAPES pelo apoio financeiro, proporcionando a realização desta pesquisa. 7 Referências American Concrete Institute (2011). Building Code Requirements for Structural Concrete, Appendix D: Anchoring to Concrete. ACI , Farmington Hills, Michigan, USA, Associação Brasileira de Normas Técnicas (2007). Concreto Ensaio de Compressão de Corpos-de-prova Cilíndrico Método de Ensaio. NBR 5739 (2007). Rio de Janeiro. Associação Brasileira de Normas Técnicas (2013). Materiais Metálicos Ensaios de Tração à Temperatura Ambiente. NBR ISO (2013). Rio de Janeiro. BAZANT, Z. P.(1984). Size Effect in Blunt Fracture: Concrete, Rock, Metal. Journal of Engineering Mechanics, ASCE, 110, No. 4, April 1984, pp ELIGEHAUSEN, R.; BALOGH, T. (1995). Behavior of Fasteners Loaded in Tension in Cracked Reinforced Concrete. ACI-Structural Journal, 1995, Vol. 92, No 3, pp ELIGEHAUSEN, R.; et al. (1992). Size Effect of the Concrete Cone Failure Load of Anchor Bolts. In: Bazant, Z. P. (Editor), Fracture Mechanics of Concrete Structures, pp , Elsevier Applied Science, London, New York. ELIGEHAUSEN, R.; et al. (2006). Anchorage in Concrete Construction. Ernst & Sohn, Berlin, Germany, Eligehausen, R.; Ozbolt, J. (1992). Influence of Crack Width on the Concrete Cone Failure Load. In: Bazant, Z. P. (Editor): Fracture Mechanics of Concrete Structures. Elsevier Applied Science, London, New York, 1992, pp ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 15

16 ELIGEHAUSEN, R.; SAWADE, G. (1989). A Fracture Mechanics Based Description of the Pull-Out Behavior of Headed Studs Embedded in Concrete. Fracture Mechanics of Concrete Structures, From Theory to Applications. Editors: Elfgren, L., Chapman and Hall, London, New York, pp FERREIRA, M. P. (2010). Punção em Lajes Lisas de Concreto Armado com Armaduras de Cisalhamento e Momentos Desbalanceados. Tese de Doutorado em Estruturas e Construção Civil, Publicação E. TD 007 A/10 Departamento de Engenharia Civil e Ambiental, Universidade de Brasília, Brasília, DF, 275p. Fédération Internationale du Béton (2011). Design of Anchorages in Concrete. fib Bulletin 58, Lausanne, Switzerland, july, FUCHS, W; et al. (1995). Concrete Capacity Design (CCD) Approach for Fastening to Concrete. ACI Structural Journal, Vol. 92, No 1, 1995, pp Ozbolt, J.; Eligehausen, R. (1990). Numerical Analysis of headed studs embedded in large plain concrete blocks. In: Bicanic, N.; Mang, H. (Herausgeber): Computer Aided Analysis and Design of Concrete Structures. Pinerdige Press, London, ANAIS DO 55º CONGRESSO BRASILEIRO DO CONCRETO - CBC CBC 16