A INFLUÊNCIA DA INTERFACENO COMPORTAMENTO DE

PILARES REFORÇADOSPOR ENCAMISAMENTO

DE BETÃO ARMADO

SUMÁRIO

Nesta comunicação apresenta-se um trabalho experimental realizado para estudar a influência dainterface no comportamento de pilares reforçados por encamisamento de betão armado. Os parâmetrosconsiderados foram: (1) a rugosidade da superfície; (2) a utilização de um agente ligante; (3) o betãode reforço;(4) a aplicação a posteriori de conectores metálicos.

Vol. 0 - Nº 0 - 2002

E. S. JúlioAssistenteFCTUCCoimbra

F. BrancoProf. CatedráticoISTLisboa

V. D. SilvaProf. AssociadoFCTUCCoimbra

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1. INTRODUÇÃO

A técnica de reforço de pilares por encamisamento de betão armado é uma das mais usadas em operaçõesde reparação e reabilitação. Alguns dos trabalhos publicados sobre esta técnica abordam diversosaspectos [1, 2, 3, 4] e, ainda que seja referido que um factor importante para o pilar reforçado é aligação entre o betão original e o betão do reforço, nenhuma análise da influência da interface éapresentada. 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 (dereferência); (2) EA - superfície preparada com escova de aço (Figura 1); (3) PP - superfície picadaparcialmente, nos vértices de uma malha quadrada com 20mm de lado (Figura 2); (4) PPS - superfíciepicada parcialmente submergida em água 24 horas antes da segunda betonagem; (5) JA - superfícietratada 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 aplicaçãodo betão de reforço, foi considerada esta situação (4). Em virtude dos resultados dos provetes com asuperfície preparada com jacto de areia terem sido algo surpreendentes quando comparados com osobtidos com os provetes com a superfície preparada, com a mesma técnica, e com aplicação de umaresina epóxida, repetiu-se esta situação (6).

2.2. A aplicação de resinas epóxidas

Utilizaram-se neste estudo, antes da aplicação da resina epóxida, as mesmas técnicas de preparaçãoda superfície da interface adoptadas no estudo atrás descrito, incluindo a situação repetida, JAR, parase comparar ambos os resultados. A designação adoptada para estes provetes foi a mesma do pontoanterior seguido de “+RE”.

Como o pot-life da resina adoptada (ICOSIT K 101 da SIKA) era de apenas 45 minutos, tempo queem obra poderá ser excedido, julgou-se importante considerar uma situação adicional em que essetempo fosse ultrapassado, para investigar as consequências. Fixou-se em 120 minutos o intervalo detempo entre a aplicação da resina e a betonagem de reforço. Adoptou-se a situação de superfície semtratamento, tendo-se designado os provetes por “ST+RET”.

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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 depreparação 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 aprovetes cúbicos standard conservados em condições de temperatura e humidade relativaconvencionais, de 30MPa e composições para o betão do reforço com resistências previstas àcompressão de 30MPa, 50MPa e 100MPa. Os provetes das três situações foram designados emfunção das resistências dos betões das duas metades: 30/30, 30/50, e 30/100.

2.4. 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 onúmero de conectores e o seu produto de ancoragem: (1) JA+H2 - 2 conectores, ancorados comHILTI 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, ancoradoscom 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 superfícieda interface betonada contra cofragem metálica e sem tratamento, ST+SC, e a outra com preparaçãoda mesma com jacto de areia, JA+SC, para tentar correlaccionar os resultados dos ensaios desteestudo com os resultados dos ensaios do estudo referido em 2.1.

3. 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 (Figura4). A resistência ao corte é obtida dividindo o valor da componente da carga de rotura, paralela àsuperfície da interface, pela área da mesma. Adoptou-se este ensaio nos estudos experimentais referidosem 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 umaprofundidade para além da interface para avaliar adequadamente a resistência da aderência. A seguiré colado com uma resina epóxida de presa rápida um disco de aço no topo da carote. O ensaio é entãorealizado usando o equipamento do LOK-TEST para aplicar uma força de tracção até à ocorrênciada rotura (Figura 5). A resistência à tracção é obtida dividindo o valor da carga de rotura, pela áreado 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 coma configuração de um “L”. A geometria da envolvente é um paralelepípedo de dimensões:254×546×127mm3. Cada metade apresenta uma armadura longitudinal de 9 varões em aço A400 de10mm de diâmetro e uma armadura transversal de 8 cintas em aço A400 de 6mm de diâmetro.

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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. Esteensaio foi escolhido para a realização do estudo experimental referido em 2.4.

4. PARÂMETROS FIXADOS

Face aos resultados obtidos com ensaios teste e para tentar evitar a obtenção de modos de roturamonolíticos, 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 apresentadaanteriormente e também para reproduzir o mais fielmente possível situações reais, em que a diferençade idades será significativa, optou-se por 12 semanas, tendo-se fixado o tempo entre a segundabetonagem de cada provete e o ensaio em 28 dias. Para cada situação em estudo, foram executados 5provetes de cada tipo adoptado e ainda 6 cubos de 150mm de lado para controlo da resistência dobetão (3 para cada amassadura).

5. RESULTADOS DOS ENSAIOS

Apresenta-se de seguida o valor médio na rotura da tensão tangencial na interface dos provetes slantshear (Figura 7) e o valor médio na rotura da tensão de tracção na interface dos provetes pull-off e ovalor médio calculado da resistência à tracção do betão de reforço (Figura 8) para cada uma das 5situações inicialmente testadas referidas em 2.1, assim como a recta de correlação entre os valoresobtidos com os dois tipos de ensaios (Figura 9).

Relativamente à situação que se decidiu considerar a posteriori - JAR - há a salientar que se registouuma 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 podeexplicá-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 provetesslant shear (Figura 10) 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 11), para cada umadas 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 quea compactação do betão fresco teve de ser feita numa mesa vibratória de potência bastante maisbaixa. Por essa razão, o valor médio da resistência à compressão dos provetes cúbicos referentes aesta 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 daaplicação da resina epóxida e, por isso, esteve mais tempo na misturadora. Além disso, a areia tinhasido retirada da estufa pouco antes e estava a uma temperatura elevada. Assim, houve evaporação demais água com a consequência contrária à da situação anterior. De facto, a resistência dos provetesreferentes a esta amassadura apresentou um valor médio (49,38MPa) superior à média das restantesamassaduras realizadas nas mesmas condições (45,75MPa).

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1,3

10,67

6,24 6,64

14,13

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

18,00

S T E A P P P PS JA

Tipo de Tratam en to d a S up erfície da In te rface

Ten

são

Tan

gen

cial

Últi

ma

(MP

a)

0

1,921,47

1,02

2,65

3,81 3,78 3,69 3,62 3,58

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

S T E A P P P PS JA

Tipo de Tratam ento d a S up erfície d a Interface

Ten

são

de T

racç

ão Ú

ltim

a (M

Pa)

P ull-Off Test fctm Figura 7: Resultados dos slant shear tests Figura 8: Resultados dos pull-off tests

(y = 0,1855x; R2 = 0,948)

0 ,00

1 ,00

2 ,00

3 ,00

4 ,00

5 ,00

6 ,00

0 ,00 2 ,00 4 ,00 6 ,00 8 ,00 10,00 12,00 14,00 16,00 18,00

T ensão T ang encial Ú ltim a (MP a)

Ten

são

de

Tra

cção

Últi

ma

(MP

a)

Figura 9: Correlação entre os resultados dos ensaios slant shear e pull-off.

9,08

11,20

12,63

11,16 11,57

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

18,00

ST+RE ST+RET EA+RE PP+RE JA+RE

Tipo de Tratamento da Superfície da Interface

Tens

ão T

ange

ncia

l Últi

ma

(MP

a)

2 ,51 2 ,40 2 ,241 ,93 2 ,08

3 ,463 ,75

3 ,97 3 ,863 ,64

0 ,00

1 ,00

2 ,00

3 ,00

4 ,00

5 ,00

6 ,00

S T+RE S T+RE T E A +RE P P +RE JA +RE

T ip o de Tratam en to d a S u perfíc ie d a Interface

Ten

são

Nor

mal

Últi

ma

(MP

a)

P ull-Off Test fctm Figura 10: Resultados dos slant shear tests. Figura 11: Resultados dos pull-off tests.

Da análise do gráfico da Figura 10, verifica-se que a resistência ao corte, para cada uma das 5situações inicialmente estudadas, é aproximadamente a mesma, sensivelmente superior a 11MPa. Ovalor de 9,08MPa correspondente à situação ST+RE e o valor de 12,63MPa correspondente à situaçãoEA+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 tratamentoda superfície da interface, em que opot-life da resina epóxida foi excedido.

Da análise do gráfico da Figura 11, verifica-se que os resultados das 5 situações inicialmente testadasvariaram num intervalo apertado, entre 1,93MPa e 2,51MPa. Sendo o limite superior o da situaçãosem tratamento da superfície da interface, tudo leva a crer ser a diferença de valores inerente aopróprio 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 resinasepóxidas na superfície da interface não melhora a sua resistência desde que se adopte um método depreparação da superfície que aumente adequadamente a sua rugosidade. De facto, para a técnica depreparação da superfície da interface com jacto de areia, obteve-se um valor de resistência ao cortenos provetes slant shear, de 14,13MPa sem aplicação de resina epóxida contra 11,57MPa com aplicaçãode resina epóxida.

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Comparando o resultado obtido com os provetes slant shear JAR e JA+RER fabricados na mesmaaltura, 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, de16,28MPa para 14,65MPa, confirmando a conclusão já apresentada.

Apresenta-se, na Figura 12, o valor médio na rotura da tensão tangencial na interface dos provetesslant shear para cada uma das 3 situações testadas: 30/30, 30/50 e 30/100.

13,01

14,71

16,24

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

16,00

18,00

30/30 30/50 30/100

Situações Consideradas

Tens

ão T

ange

ncia

l (M

Pa)

Figura 12: Resultados dos slant shear tests.

De referir que, ao contrário de todos os provetes slant shear ensaiados dos estudos referidosanteriormente e dos provetes slant shear 30/30 ensaiados neste estudo, que apresentaram uma roturafrágil e “explosiva” pela interface, nos provetes slant shear 30/50 e 30/100 observou-se uma roturamonolítica no betão original. Assim, os valores apresentados para as duas últimas situações, devemser 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-offno instante do descolamento da mesma (Figura 13) e correspondente máximo após o descolamento(Figura 14), para cada uma das 7 situações testadas.

1,81

3,113,25

3,443,67

3,81 3,93

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

ST+SC JA+SC JA+H2 JA+H4 JA+H6 JA+S6 JA+E6

Situações C onsideradas

Tens

ão T

ange

ncia

l no

Inst

ante

do D

esco

lam

ento

(MP

a)

0,00 0,00

1,09

2,48

3,353,58 3,62

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

4,00

4,50

ST+SC JA+SC JA+H2 JA+H4 JA+H6 JA+S6 JA+E6

Situações Consideradas

Tens

ão T

ange

ncia

l Máx

ima

pós-

Des

cola

men

to (M

Pa)

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 ehexaédricos e os critérios de rotura de Mohr-Coulomb e Drucker-Prager para modelar o comportamentodo betão e elementos de interface triangulares e quadrangulares e um critério de delaminação paramodelar o comportamento da interface.

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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, obrigoua considerar um número elevado de incrementos para convergir.Apresentam-se, na Figura 13, adistribuição de tensões verticais após a rotura de um provete pull-off, com as características da interfacetratada com jacto de areia e, na Figura 14, a configuração da malha do correspondente ensaio slantshear, igualmente após a rotura.

LOAD CASE = 20

Lo adcase 1 Inc. 20RESULTS FILE = 0

STRESSCONTOURS OF SY

3.03 638e+00 62.65 683e+00 6

2.27 728e+00 61.89 774e+00 6

1.51 819e+00 61.13 864e+00 6

759094

379547

0

-379547-759094

-1.13 864e+0 06-1.51 819e+0 06

-1.89 774e+0 06-2.27 728e+0 06

-2.65 683e+0 06

Max 0.3097E+07 at Node 1426Min -0.2976E+07 at Node 2975

Figura 13: Modelo de E.F. do pull-off test. Figura 14: Modelo de E.F. do slant shear test.

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 nãoforam 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 quevalida a utilização deste último para a determinação in situ da resistência da ligação entre betõesde diferentes idades.

4. A aplicação de resinas epóxidas na superfície da interface não melhora a sua resistência desdeque 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 doreforço e uma alteração da rotura pela interface para rotura monolítica que permitem consideraros betões de elevados desempenhos como os mais indicados para efectuar o reforço de pilares porencamisamento de betão armado.

6. O número de conectores não influencia de forma significativa o valor da carga que provoca odescolamento da interface.

7. A resistência ao escorregamento aumenta com o número de conectores aplicados, sendo necessárioum 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 dainterface 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 eSecil pela colaboração neste trabalho com o fornecimento gratuito de materiais.

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9. REFERÊNCIAS

[1] Bett, B. J. et al., “Lateral Load Response of Strengthened and Repaired Reinforced ConcreteColumns”, ACI Structural Journal, V. 85, Nº 5, Sept.-Oct. 1988, pp. 499-508.

[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. 89-97.

[3] Ramirez Ortiz, J. L. e Barcena Diaz, J. M., “Eficacía resistente de pilares de hormigón armadode baja calidad reforzados por dos procedimientos diferentes”, Informes de la Construcción, Nº272, Julio 1975.

Stoppenhagen, D. R. et al., “Seismic Repair and Strengthening of a Severely Damaged ConcreteFrame”, ACI Structural Journal, March-April 1995, pp. 177-187.

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E.S.JÚLIOAssistenteFCTUCCoimbra

F. BRANCOProf. CatedráticoISTLisboa

V.D. SILVAProf. AssociadoFCTUCCoimbra