BE2008 Enontro Naional Betão Estrutural 2008 Guimarães 5, 6, 7 de Novembro de 2008 Ligações viga-pilar reforçadas pela olagem de laminados de PRFC em entalhes no onreto Tatiana de Cássia Sandra Freire de C. S. da Fonsea 1 Almeida 2 João Bento de Hanai 3 Luiz Viente Vareda 4 RESUMO Neste trabalho, apresentam-se os resultados de ensaios em modelos reduzidos de ligação viga-pilar reforçados à flexão. Apresentam-se também propostas teórias para estimativa da rigidez iniial destes modelos. A ténia de reforço usada onsiste na olagem de laminados de polímeros reforçados om fibra de arbono (PRFC) em entalhes realizados no onreto de obrimento. Os modelos de ligação estudados foram onebidos para se assemelhar a um treho de estrutura real om ligações por enaixe de dente Gerber e onsolo, que têm omportamento artiulado. Os meanismos usuais de transferênia de esforços deste tipo de ligação são humbadores e almofadas de apoio. Nos modelos reforçados, aresentaram-se novos meanismos para transferênia de tração (laminado de PFR) e ompressão (grauteamento dos espaços vazios). Os modelos de ligação foram reforçados e submetidos a ensaios estátios. Esses ensaios onsistiram na apliação de arregamento ílio alternado de urta duração, soliitando-se os modelos a momento fletor positivo ou negativo. Os resultados experimentais demonstram que, om o reforço, as ligações apresentaram omportamento semi-rígido e adquiriram resistênia à flexão ompatível à de estrutura monolítia armada om barras de PRFC. O álulo da rigidez iniial por meio das expressões desenvolvidas se mostrou satisfatório tendo havido uma diferença máxima entre os valores teórios e experimentais de 26%. PALAVRAS-CHAVE Reforço estrutural, ligação viga-pilar, PRFC, NSM 1 2 3 4 Esola de Engenharia de São Carlos - USP, Departamento de Engenharia de Estruturas, Av. Trabalhador Sãoarlense, 400, São Carlos, SP, Brasil, CEP: 13566-590. tfonsea@s.usp.br Esola de Engenharia de São Carlos - USP, Departamento de Engenharia de Estruturas, Av. Trabalhador Sãoarlense, 400, São Carlos, SP, Brasil, CEP: 13566-590. salmeida@s.usp.br Esola de Engenharia de São Carlos - USP, Departamento de Engenharia de Estruturas, Av. Trabalhador Sãoarlense, 400, São Carlos, SP, Brasil, CEP: 13566-590. jbhanai@s.usp.br Esola de Engenharia de São Carlos - USP, Departamento de Engenharia de Estruturas, Av. Trabalhador Sãoarlense, 400, São Carlos, SP, Brasil, CEP: 13566-590. lvvareda@s.usp.br
Ligações viga-pilar reforçadas pela olagem de laminados de PRFC em entalhes no onreto 1. INTRODUÇÃO A primeira investigação ientífia sobre a olagem de laminados de PRF em entalhes é atribuída a Blashko e Zilh [1]. O aspeto inovador desse trabalho onsiste na utilização dos PRF, uma vez que 50 anos antes já se relatava o reforço por inserção de barras de aço no onreto de obrimento, fixadas om uso de argamassa, em Asplund [2]. O trabalho de Blashko e Zilh [1], ontudo, impõe-se omo um maro para o reforço mediante utilização de PRF, por apresentar solução para algumas defiiênias inerentes à olagem externa, prinipalmente em relação ao desolamento prematuro do reforço. A ténia tem ainda por vantagens: exeução menos trabalhosa, maior failidade de anoragem em membros adjaentes ao elemento reforçado, maior failidade de pré-tensionamento, proteção pelo onreto de obrimento e onsequentemente menor exposição a danos meânios, impatos aidentais, fogo e vandalismo e a não interferênia em aspetos estétios das estruturas [3]. A efiiênia da ténia, omprovada por pesquisas que avaliaram o reforço à flexão de vigas, pilares e onsolos e reforço ao isalhamento de vigas motivaram esta investigação sobre o emprego da ténia no inremento de rigidez e resistênia à flexão de ligações viga-pilar de estruturas de onreto prémoldado. Não raro, as estruturas de onreto pré-moldado apresentam omportamento global insatisfatório evideniado por sintomas patológios tais omo: flehas e desloamentos laterais exessivos ou vibração exessiva. As manifestações patológias que afetam as estruturas podem ter origens diversas, dentre as quais: erros de projeto e exeução, alteração na funionalidade da edifiação, alteração das soliitações, ações exepionais (ex.: terremotos, furaões). Para ada origem há uma terapia mais adequada, embora o fenômeno e os sintomas possam ser os mesmos. [4] Em estruturas de onreto armado, monolítias ou pré-moldadas, a reabilitação é geralmente empregada nos elementos de viga e pilar que a ompõem. Certamente, para a maioria dos asos é o proedimento mais prátio a adotar. Entretanto, se a questão a ser orrigida está relaionada ao omportamento global da estrutura, o reforço das ligações entre vigas e pilares deve ser onsiderado. Sobretudo, para estrutura de onreto pré-moldado em que o desempenho das ligações tem extrema importânia. As ligações são responsáveis pela transferênia de esforços e pela estabilidade na fase de montagem e de utilização da estrutura. Devem ser apazes de aomodar desloamentos relativos neessários à mobilização de sua resistênia, resistir a todas as ações resultantes da análise da estrutura omo um todo, bem omo da análise dos membros individualmente, ter resistênia e deformabilidade que assegurem a estabilidade da estrutura omo um todo [5]. Por meio desta investigação pretendeu-se avaliar uma alternativa de reabilitação das ligações que apresentem defiiênia em alguma dessas funções. Os resultados experimentais obtidos demonstram ser a ténia promissora. 2. METODOLOGIA A ténia de reforço em questão foi avaliada por meio de ensaios experimentais em modelos reduzidos de ligação. Os modelos foram onebidos para se assemelhar a um treho de estrutura real (Fig. 1) ontendo ligações por enaixe de dente Gerber e onsolo, que têm omportamento artiulado. As dimensões dos elementos onetados, trehos de vigas e de pilar, foram reduzidas num fator de aproximadamente 1:3. Aqui são apresentados resultados de ensaios em três modelos. Dois deles foram utilizados na avaliação do reforço a momento negativo e um na avaliação do reforço a momento positivo. Os modelos de ensaio são refereniados por nomenlatura om quatro ampos, por exemplo, N1 CJ. O primeiro ampo a define o tipo de reforço. A letra N signifia reforço a momento fletor Negativo e P signifia reforço a momento fletor Positivo. O segundo ampo designa o número do modelo, podendo ser igual a 1 ou 2. O tereiro e o quarto ampos (CJ) indiam que o modelo foi onfeionado Com Junta grauteada. O reforço om laminados, que possibilitou a transferênia de esforços de tração, foi realizado na fae lateral dos modelos. A transferênia de esforços de ompressão foi possibilitada pelo preenhimento dos espaços vazios da ligação om graute. As araterístias dos modelos estão resumidas no Quadro 1. 2
Enontro Naional Betão Estrutural 2008 T. Fonsea et al. Pilar Viga Figura 1 - Porção de uma estrutura om treho equivalente ao modelo de ensaio em destaque. Quadro 1 - Caraterístias dos modelos. N1 CJ N2 CJ P1 CJ Caraterístias s ompostos pela montagem dos elementos usuais de uma ligação artiulada (enaixe de dente gerber e onsolo, almofada de apoio, humbador e grauteamento do furo do humbador) reforçados para momento negativo pela olagem de laminado em entalhes no onreto de obrimento na lateral do modelo e grauteamento dos espaços entre a viga e o pilar. omposto pela montagem dos elementos usuais de uma ligação artiulada (enaixe de dente gerber e onsolo, almofada de apoio, humbador e grauteamento do furo do humbador) reforçado para momento positivo pela olagem de laminado em entalhes no onreto de obrimento na lateral do modelo e grauteamento dos espaços entre a viga e o pilar. Os laminados para reforço dos modelos foram olados em entalhes realizados om seção de aproximadamente 18 mm x 5 mm, a uma distânia de 30 mm da base, para reforço a momento positivo, ou do topo, para momento negativo. A Figura 2 ilustra as araterístias do modelo reforçado a momento positivo (P1 CJ). Vista frontal 1 15 1 Chumbador Vista lateral 8 1 9 Graute 2,8 4,2 1 Almofada Graute Reforço 18 15 3 30,5 1 29 1 30,5 92 10 Detalhe 1,8 Medidas em entímetros Figura 2 - Caraterístias do P1 CJ.,5 2.2 Propriedades dos materiais A resistênia à ompressão do onreto dos trehos de vigas e pilares foi de 47,3 MPa. O graute usado para o preenhimento dos vazios da ligação foi o Masterflow 885 grout, om a relação água/graute de 0,20, que apresentou resistênia à ompressão variando de 37,3 MPa a 40,3 MPa. Utilizou-se almofada de apoio de borraha natural NR 1087 da mara ORION, dureza Shore 70 A. O laminado utilizado é da mara Rogerte. Possui seção de 2,11 mm x 15,69 mm, resistênia à tração de 2068 MPa e módulo de elastiidade na tração de 126 GPa. Utilizou-se em sua olagem a resina epóxi Sikadur 330 que tem resistênia à tração e módulo de elastiidade na tração de 30 MPa e 4500 MPa, respetivamente. 3
Ligações viga-pilar reforçadas pela olagem de laminados de PRFC em entalhes no onreto 2.3 Confeção dos modelos O onreto para onfeção dos elementos do modelo de ligação foi misturado em betoneira, oloado nas fôrmas e adensado em mesa vibratória. Os trehos de viga e pilar foram levados à âmara úmida onde permaneeram em ura até a data de realização dos entalhe. Os entalhes foram realizados om uso de ferramenta elétria om dois disos de orte justapostos, por via úmida (Fig. 3-a). As peças entalhadas foram lavadas om água e deixadas sear ao ar. Na data da exeução do reforço, os entalhes foram limpos om jato de ar omprimido e estopa embebida em álool isopropílio. A superfíie dos elementos também foi limpa om álool para retirada do resquíio de desmoldante. Para montagem dos modelos, posiionaram-se as almofadas de apoio nos onsolos, introduzindo-se os humbadores nos furos das almofadas. Posiionaram-se os trehos de vigas apoiados sobre as almofadas de apoio e em peças de madeira, verifiando o prumo (Fig. 3-b) e o alinhamento (Fig. 3-). Exeutou-se a solidarização do modelo pela olagem do laminado (Fig. 3-d e Fig. 3-e). O furo do humbador foi umedeido e preenhido om graute. Dois dias depois, deitou-se o modelo sobre pedaços de plaas de madeira ompensada. Vedaram-se as extremidades superior e inferior dos vazios entre os elementos da ligação om plaas de madeira ompensada. Umedeeram-se as superfíies a serem grauteadas. Efetuou-se o grauteamento dos vazios (Fig. 3-f). (a) (b) () (d) (e) (f) Figura 3 - Confeção dos modelos de ligação reforçados: (a) realização de entalhe; (b) onferênia prumo; () onferenia do alinhamento; (d) olagem do laminado; (e) aabamento do reforço; (f) preenhimento dos vazios om graute. 2.3 Instrumentação e esquema de ensaio Os modelos foram dotados da instrumentação externa ilustrada nas Figs 4 e 5. Utilizou-se um transdutor de desloamento posiionado vertialmente a meio vão da viga para medição da fleha. As reações nos apoios foram obtidas nas leituras de élulas de arga posiionadas sob os apoios. Foram utilizados transdutores de desloamento, fixados em quadros para suporte da instrumentação presos ao onreto por parafusos, para obtenção do desloamento relativo entre as seções desontínuas. A instrumentação externa apresenta simetria em relação ao plano perpendiular que ontém o eixo longitudinal da peça. O primeiro número na nomenlatura dos transdutores posiionados horizontalmente (Fig. 4) partiulariza o transdutor na parte posterior do modelo e o segundo, o transdutor na parte anterior. Busou-se um posiionamento dos transdutores que permitisse a aferição da deformação tanto das juntas traionadas quanto das juntas omprimidas. O quadro para suporte da instrumentação foi posiionado em um plano eqüidistante a dois outros planos de referenia no onreto em que foram oladas antoneiras metálias, onforme Figs 4 e 5. Mantiveram-se as distânias vertiais de 11 m entre os transdutores e 17 m entre os parafusos de fixação do quadro para suporte da instrumentação e a distânia horizontal de 4 m entre os planos refereniais. Colaramse extensômetros elétrios nos laminados, na seção da junta da ligação, para obter sua deformação ao longo do ensaio. O esquema estátio do ensaio foi o mesmo para todos os modelos (Figs 4 e 5). O modelo de ligação foi bi-apoiado em dispositivos prismátios de seção semiirular. O arregamento foi apliado por 4
Enontro Naional Betão Estrutural 2008 T. Fonsea et al. atuador servo-hidráulio e distribuído, om a utilização de bloos metálios, em uma área que orresponderia à seção do pilar. A Figura 5 é um registro do ensaio realizado no modelo P1 CJ. Destaa-se que os modelos reforçados a momento fletor negativo foram submetidos a ensaio em posição diversa (rotaionados em 180º) da que oupariam em uma estrutura real. Medidas em entímetros 0,5 Atuador servo-ontrolado Dispositivo para distribuição da força 3 T 1,3 T 5,7 11 T 2,4 T 6,8 3 0,5 4 4 4 4 T 9 Célula de arga 1 Célula de arga 2 7,5 77 7,5 Figura 4 - Configuração esquemátia do ensaio e instrumentação externa para os modelos P1CJ. Figura 5 - Registro da instrumentação externa utilizada no ensaio do modelo P1CJ. Os ensaios foram realizados em ilos de arga e desarga na máquina universal de ensaios servohidráulia INSTRON, sob ontrole de desloamento do pistão a uma taxa de 0,005 mm/s. O sistema de aquisição de dados utilizado foi o System 5000 da Vishay. A realização do arregamento em ilos visou à estabilização do proesso de fissuração dos modelos. Nos dois primeiros ilos de arregamento, apliou-se uma força de 12 kn (aproximadamente 15% da força máxima estimada). No tereiro e quarto ilos, apliou-se uma força de 24 kn (aproximadamente 30% da força máxima estimada). Em seguida realizou-se um ilo om força de 36 kn (aproximadamente 45% da força máxima estimada). O modelo foi levado à ruptura no sexto ilo de arregamento. 2. RESULTADOS E DISCUSSÕES Os modelos romperam devido ao arranamento do laminado em um proesso em que se obsevaram fissuras inlinadas onentradas prinipalmente na região próxima às juntas. Na ruptura, observou-se arranamento de porçoes de onretos, algumas delas om amadas de laminados ainda aderidas. A Figura 6 ilustra o proesso de fissuração do modelo P1 CJ e seu aspeto após a ruptura. 5
Ligações viga-pilar reforçadas pela olagem de laminados de PRFC em entalhes no onreto 30 kn P1-CJ 45 kn P1-CJ 60 kn P1-CJ Ruptura P1-CJ Figura 6 - Proesso de fissuração do modelo P1 CJ. Na Quadro 2, omparam-se os valores de momento máximo (M máx ) e deformação máxima no laminado (ε Lmáx ), obtidos nos ensaios, om os valores estimados teoriamente (M u,fib e ε FIB ) de aordo om o FIB 9.3 TG [5], que enfoa o projeto de estruturas de onreto armadas om barras de FRP. Pelo modelo de álulo, previu-se a ruptura por esmagamento do onreto do banzo omprimido e assumiu-se a perfeita aderênia entre o reforço e o onreto. Embora isso não tenha sido observado, os valores experimentais de momento e deformação foram próximos dos teórios. Quadro 2 - Comparação entre valores experimentais e teórios de momento e deformação. M u,fib (kn.m) M máx (kn.m) M ufib / M máx ε FIB ( ) ε Lmáx ( ) ε FIB / ε Lmáx N1 CJ 12,83 11,30 1,14 11,37 8,62 1,32 N2 CJ 12,83 13,47 0,95 11,37 9,83 1,16 P1 CJ 12,83 12,78 1,00 11,37 11,27 1,01 As rigidezes dos modelos de ligação foram avaliadas em função das urvas momento x rotação. O momento foi alulado na seção intermediária em relação às juntas (Eq. 1), ou seja, a seção em que se fixou o quadro para suporte da instrumentação. Os valores da distânia entre o apoio e a seção referenial para a determinação do momento fletor (l m ) e da distânia vertial entre os transdutores (dv) foram de 11 m e 27 m, respetivamente (Fig. 7). A rotação foi alulada pela Eq. 2, em função da leitura dos transdutores de desloamento e da distânia vertial entre eles. É uma média das rotações obtidas para os dois lados da ligação de ada modelo. 6
Enontro Naional Betão Estrutural 2008 T. Fonsea et al. F M = l m 2 (1) média ( T1/ 3/ 5/ 7) média( T 2 / 4 / 6 / 8) φ = (2) d v Onde: M - momento na seção F - Força apliada (soma das leituras das élulas de arga posiionadas nos apoios) l m - distânia do apoio à seção referenial φ - rotação média (T1/3/5/ 7) - média das leituras dos transdutores superiores média (T 2/ 4/ 6/8) - média das leituras dos transdutores inferiores d v - distânia vertial entre os transdutores superiores e inferiores Medidas em entímetros F lm = 27 T 2,4 T 1,3 T 5,7 T 6,8 dv = 11 F/2 4 4 4 4 Figura 7 Esquema estátio. F/2 A urva momento x rotação é notadamente não-linear om os trehos iniial e final próximos da linearidade (Fig. 8). Em vista disso, adotou-se uma simplifiação do omportamento da ligação dividindo-o em dois estágios. Aproximou-se a urva a um omportamento bi-linear. As inlinações dos trehos iniial (K i ) e final (K f ) foram definidas pela regressão linear (Fig. 8). No primeiro aso, de 0 a 30% da arga de ruptura. No segundo, de 70% até a arga de ruptura. O momento atuante na transição do primeiro para o segundo estágio é, por simplifiação, denominado momento de transição da ligação (M tr ). Os valores do momento de transição variaram de 54% a 64% do momento máximo na fae do pilar (Quadro 3). Os valores das rigidezes iniial e final, momentos máximos e momento de transição para todos os modelos estão reunidos no Quadro 3. Figura 8 - Curva momento x rotação do modelo P1 CJ e a aproximação bi-linear. 7
Ligações viga-pilar reforçadas pela olagem de laminados de PRFC em entalhes no onreto Quadro 3 - Resultados relaionados à urva momento x rotação. M máx (kn.m) K i K f M tr (kn.m) M tr / M máx (%) N1 CJ 11,30 1514,10 191,70 6,67 59 N2 CJ 13,47 1489,70 185,45 8,31 62 P1 CJ 12,78 1814,80 398,20 7,61 60 Os limites de lassifiação quanto à rigidez segundo o Euroode 3 [6] têm omo variável o omprimento, L, da viga onetada pela ligação. Para que se pudessem lassifiar as ligações estudadas, estimou-se que o omprimento de uma viga ompatível om a seção do treho de viga do modelo (10 m x18 m) seria em torno de 1,80 m. Os limites de lassifiação segundo o Euroode 3 [6] foram alulados para esse omprimento de viga. Como todos os valores experimentais de rigidez foram menores que o limite superior (K superior ) e maiores que o limite inferior (K inferior ) do Euroode 3 [6], as ligações são lassifiadas omo semi-rígidas (Quadro 4). Quadro 4 - Classifiação das ligações quanto à rigidez. K i K superior K inferior N1 CJ 1514,1 26141,13 522,82 N2 CJ 1489,7 26141,13 522,82 P1 CJ 1814,8 26141,13 522,82 Busou-se um meio teório de estimar a rigidez iniial da ligação. Considerou-se para isso que a rigidez da ligação é função da deformabilidade do onreto no treho em que se verifia a desontinuidade. A rotação da ligação, φ, foi onsiderada omo a razão entre o enurtamento da fibra mais omprimida do onreto, Δ l, ao longo do omprimento l L (Fig. 9) e a distânia à linha neutra, x. h x Af df ll b f f Figura 9 - Aspetos geométrios em que se baseou a formulação para estimativa da rigidez iniial. Δl φ = (3) x O enurtamento na fibra mais omprimida pode ser determinado por: Δ l = l ε (4) Onde: ε - deformação no onreto L Admite-se a Eq. 5 para álulo da deformação σ ε = (5) E Onde: E - módulo de elastiidade do onreto σ - tensão no onreto 8
Enontro Naional Betão Estrutural 2008 T. Fonsea et al. Adotando-se a inéria da seção fissurada, I II, alula-se a tensão no onreto. Mx σ = (6) I II Onde: M - momento atuante na seção A expressão para o álulo do enurtamento resulta em: l LMx Δ l = (7) E I II Substituindo na Eq. 3. l LM φ = (8) E I II A rigidez é a razão entre o momento e a rotação. M K i = (9) φ Por fim, define-se a Eq. 10 para estimativa da rigidez iniial da ligação. No Quadro 5 omparam-se os valores experimentais de rigidez iniial om aqueles alulados por meio da Eq. 10 (Ki, teório). EI II K i = (10) l L Quadro 5 - Comparação entre os valores teórios e experimentais da rigidez iniial. K i, teório K i K i, teório / K i N1 CJ 1875,65 1514,1 1,24 N2 CJ 1875,65 1489,7 1,26 P1 CJ 1875,65 1814,8 1,03 A formulação para o álulo da rigidez iniial onduziu a valores oerentes e aeitáveis onsiderandose a simpliidade da idealização do omportamento da ligação. As diferenças perentuais entre os valores de K i, alulados pela Eq. 10 e obtidos experimentalmente, variaram de 3% a 26% 3. CONCLUSÕES Neste trabalho avaliou-se a apliabilidade da ténia NSM no reforço e inremento de rigidez de ligações viga-pilar de estruturas pré-moldadas. Para tanto, foram realizados ensaios em modelos reduzidos de ligação reforçados pela ténia proposta. Os resultados dos ensaios foram avaliados e permitiram as seguintes onlusões: O estudo realizado demonstrou que a ténia NSM é apliável ao inremento da rigidez e da resistênia de ligações de estruturas de onreto pré-moldado, om rapidez e efiiênia ompatíveis om o proesso industrializado; O proesso de exeução inerente à ténia de reforço foi testado, onluindo-se que ele tem ondições de ser assimilado sem grandes difiuldades pelos agentes exeutores; No tipo de ligação e onfiguração partiularmente analisada, a apliação do graute mostrou-se satisfatória, pratiamente reonstituindo a ondição de ligação monolítia, em relação aos esforços de ompressão; Desenvolveram-se expressões teórias que ofereem uma boa estimativa da rigidez iniial da ligação. 9
Ligações viga-pilar reforçadas pela olagem de laminados de PRFC em entalhes no onreto AGRADECIMENTOS Os autores agradeem ao Laboratório de Estruturas do Departamento de Engenharia de Estruturas, onde foram realizados os ensaios experimentais, à Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES), ao Conselho Naional de Desenvolvimento Científio e Tenológio (CNPq) e à Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP) que finania o projeto temátio Nuleação e inremento da pesquisa, inovação e difusão em onreto pré-moldado e estruturas mistas para a modernização da Construção Civil do qual fez parte está investigação. REFERÊNCIAS [1] BLASCHKO M.; ZILCH, K. - Rehabilitation of Conrete Strutures with PRFC Strips Glued into Slits. Proeedings of the Twelfth International Conferene on Composite Materials, Paris, 1999. [2] ASPLUND, S.O. Strengthening bridge slabs with grouted reinforement. Journal of the Amerian Conrete Institute, v. 20, n. 6, p. 397-406, Jan., 1949. [3] DE LORENZIS, L.; TENG, J. G. Near-surfae mounted FRP reinforement: An emerging tehnique for strengthening strutures. Composites: Part B, 38, Available online 18 Otober 2006. www.sienediret.om/loate/ompositesb [4] HELENE, P. R. L. Manual para Reparo, Reforço e Proteção de Estruturas de Conreto. PINI, São Paulo, 1992. [5] FEDERATION INTERNATIONALE DU BETON. FIB 9.3 TG FRP as reinforement in onrete (proposta de norma). Sheffield, Inglaterra, 2003. [6] COMITE EURO-INTERNATIONAL DU BETON. CEB-FIP Model Code for Conrete Strutures. Paris, 1990. 10