COMPARAÇÃO ENTRE RESULTADOS EXPERIMENTAIS E … · 2005. 9. 29. · 1o.Encontro Nacional de Pesquisa-Projeto-Produção em Concreto pré-moldado. 2 Basicamente, as solicitações

COMPARAÇÃO ENTRE RESULTADOS EXPERIMENTAIS E TEÓRICOS DA

CAPACIDADE RESISTENTE DA LIGAÇÃO PILAR-FUNDAÇÃO POR MEIO DE CÁLICE EM ESTRUTURAS DE CONCRETO PRÉ-MOLDADO COM ÊNFASE NA

PROFUNDIDADE DE EMBUTIMENTO

Jaguaribe Jr., K.B. (1); Canha, R.M.F. (2); El Debs, M.K. (3)

(1) Mestrando, Kenneth de Borja Jaguaribe Junior, Departamento de Engenharia de Estruturas Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo

email: [email protected]

(2) Doutora, Rejane Martins Fernandes Canha, Departamento de Engenharia de Estruturas Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo


(3) Professor Associado, Mounir Khalil El Debs, Departamento de Engenharia de Estruturas Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo


Av. Trabalhador São Carlense, 400, Centro, São Carlos, SP

Resumo

Este trabalho fornece resultados experimentais da ligação entre pilar pré-moldado e cálice de fundação. Apresenta-se especificamente as resistências experimentais de seis protótipos sob força normal com grande excentricidade, variando-se o comprimento de embutimento, tipo e condição de interface: três com interface lisa e três com interface rugosa. Quatro desses modelos foram analisados em um trabalho anterior e os outros dois, com comprimentos de embutimento menores, estão sendo estudados na pesquisa de mestrado em andamento, onde pretende-se avaliar o comportamento dessa ligação adotando-se valores da profundidade de embutimento menores que os recomendados por norma. Com os valores da resistência experimental desse modelos, comparou-se esses resultados com o método analítico mais difundido da literatura e também com o modelo recentemente proposto, referente a estudos anteriores. As resistências determinadas pelo método clássico, com exceção do modelo com interface rugosa e menor profundidade de embutimento, foram subestimadas para todos os outros protótipos, mostrando a importância da consideração do atrito no projeto do cálice. Já o modelo de projeto mais recente, elaborado para o cálice com interface lisa, forneceu resultados mais próximos aos valores experimentais. Quanto ao cálice com interface rugosa, os valores de resistência obtidos pelo modelo da teoria de flexão, ou seja, considerando a transmissão total de M e N, forneceram resultados próximos aos experimentais. Já para o cálice com profundidade de embutimento menor, resultou num valor contra a segurança, ou seja, não podendo ser 4utilizado para essa situação. Palavras-Chave: ligação, cálice de fundação, concreto pré-moldado,colarinho, chave de cisalhamento, investigação experimental.

1o. Encontro Nacional de Pesquisa-Projeto-Produção em Concreto pré-moldado. 1

1 Introdução A ligação por meio de cálice é realizada embutindo-se um trecho do pilar

(comprimento de embutimento) em uma abertura do elemento de fundação que possibilite o seu encaixe. Após a colocação do pilar, a ligação é efetivada com o preenchimento, com concreto ou graute, do espaço remanescente entre o pilar e o cálice. O cálice pode ser moldado no local ou, no caso de fundação direta, pré-moldado, podendo-se recorrer também à pré-moldagem apenas do colarinho que constitui as paredes em torno do pilar. Nas Figuras 1 e 2, está ilustrado o mecanismo de transferência de forças para as paredes do cálice e seus correspondentes valores, considerando interface lisa entre o pilar e o colarinho de acordo com a formulação de LEONHARDT & MÖNNIG (1977), que constitui o modelo de projeto mais difundido para essa ligação e no qual é baseado a grande maioria dos outros modelos de cálculo.

NM

V

parede 4

parede 3

pilar

pare

de 1

Hsup

Fat

pare

de 2

infH

base

colarinho

pare

de 1

parede 3 ou 4

basetirF

H / 2sup

biela

pare

de 2

pare

de 1

parede 3

parede 4

flexãocolarinho c

arm. de costura longitudinal

(A ){

duras principaisdo colarinho longitudinais como consolos

Comportamento das paredes

inth

h

hext

emb

scost

FatFat

NM

V

parede 4

parede 3

pilar

pare

de 1

Hsup

Fat

pare

de 2

infH

base

colarinho

pare

de 1

parede 3 ou 4

basetirF

H / 2sup

biela

pare

de 2

pare

de 1

parede 3

parede 4

flexãocolarinho c


(A ){



inth

h

hext

emb

scost

FatFat

NM

V

parede 4

parede 3

pilar

pare

de 1

Hsup

Fat

pare

de 2

infH

base

colarinho

pare

de 1

parede 3 ou 4

basetirF

H / 2sup

biela

pare

de 2

pare

de 1

parede 3

parede 4

flexãocolarinho c


(A ){



inth

h

hext

emb

scost

FatFat

Figura 1 – Transferência de esforços no cálice de fundação com interface lisa – adaptado de LEONHARDT

& MÖNNIG (1977)

V

M

N

d

dd

emb

Hsup,d

inf,dH

/6embHsup,d

inf,dH

5. /6emb

~~ /6emb

2. /3emb~~

Interface lisa Interface rugosa

H = 3 . M + 5 .V

H = 3 . M + 1 .Vinf,d

sup,demb2 .

demb2 .

d

d d

5 .

5 .

H = 6 . M + 1 .V

H = 6 . M + 6 .V

inf,d

sup,d d

ddemb

demb

4

4 5

5 Figura 2 – Resultante de forças conforme o modelo de LEONHARDT & MONNIG (1977) - adaptado por

CANHA (2004)


Basicamente, as solicitações M e V são transferidas para as paredes transversais 1 e 2 por meio das resultantes de pressões supH e infH . Essas resultantes, por sua vez, mobilizam forças de atrito nas paredes transversais 1 e 2, sendo que o sentido dessas forças, na parede transversal 1, é sempre o mesmo sentido da força normal, enquanto na parede 2, está vinculado com a relação entre as solicitações e a geometria. A força normal N é reduzida pelas forças de atrito, ou seja, é transmitido para a base do cálice apenas a parcela resultante desta redução. Todo esse mecanismo da transferência de ações na ligação se dá por meio do concreto de preenchimento, que, no entanto, deve ter qualidade equivalente ou superior à do concreto do pilar, segundo LEONHARDT & MONNIG (1977).

As forças atuantes na parede transversal 1 são então transferidas para as paredes longitudinais 3 e 4, pois estas possuem uma maior rigidez para transmitir as ações para a base. As paredes longitudinais 3 e 4, por sua vez, se comportam como consolos engastados na fundação sendo dimensionadas como tal. Quanto a transferência de forças para a parede transversal 2, pode-se considerar que, em virtude da pequena distância entre a resultante de pressão e a base, essa pressão é transmitida diretamente para a base.

Esse tipo de ligação apresenta comportamento bastante peculiar e ainda pouco explorado, apesar de ser bastante utilizado no mundo inteiro e ser o mais difundido no Brasil. Na falta de modelos de comportamento mais precisos, o projeto dessa ligação tem sido conservador, pois a influência de alguns parâmetros importantes que englobam o comportamento do cálice geralmente é negligenciada.

CANHA (2004) aborda a investigação experimental dessa ligação com interface lisa e rugosa, além do estudo teórico através de modelos analíticos e numéricos. Na parte experimental, foram ensaiados 5 modelos em escala 1:1 sob força normal com grande excentricidade, variando-se o tipo e condição de interface, sendo três com interface lisa e dois com interface rugosa, com diferentes configurações de chaves de cisalhamento. Em quatro modelos tentou-se eliminar a adesão para representar a situação mais adequada de projeto. Baseados nos resultados teóricos e experimentais, o autor propôs um modelo de projeto para o cálice com interface lisa que considera a contribuição das forças de atrito at ,supF , at ,infF e at ,bfF e a excentricidade nbe da reação normal na base do pilar bfN . O esquema da atuação das forças no cálice está ilustrado na Figura 3.

Das condições de equilíbrio é obtida a seguinte equação para resultante superior de pressão na parede transversal 1 do colarinho.

( ) ( )

sup,

. ' . , ' . ,. .

' .

2nb nb

d d nb d emb2 2

demb

y 0 5h e y 0 5h eM N e V

1 1H

y y h

µ µ µµ µ

µ

− + − + − + − + + =

− − +

l

l

(1)

onde: ,0 6µ = , /nbe h 4= , /emby 6= l e ' /emby 10= l . Recomenda-se o cálculo das paredes longitudinais 3 e 4 como consolos,

semelhante ao recomendado em LEONHARDT & MOONIG (1977). Esse modelo deve ser aplicado aos casos de grande excentricidade, em que a

ação do momento predominante sobre a força normal tende a gerar a força de atrito , ,at bf dF na base da fundação com o mesmo sentido de inf,dH e a força de atrito at ,inf,dF na

parede transversal 2 com o sentido para cima e no pilar com o sentido para baixo, como indicado na Figura 3.


dNdM

dV

emb

h

bf,dN

sup,dH

inf,dH

at,sup,dF

at,inf,dF

at,bf,dF

nbe

emb/

3

emb/

2

emb/

6y

=

= h/4em

b/10

y' =

sup,dp

inf,dp

armadura A e AAltura para distribuição da

s,hsup

pressão p comAltura onde atua a

sup,ddistribuição triangular

s,hft

inf,dp

inf,dHat,inf,dF

sup,dH

at,sup,dF

sup,dp

bf,dN

at,bf,dF

bf1,dpbf2,dp

bf1,dpbf2,dp

VISTA FRONTAL

Forças no pilar

Forças na base da fundação

Forças na paredetransversal 2 do cálice

Forças na paredetransversal 1 do cálice

O

Figura 3 – Esquema de forças atuantes do modelo de projeto proposto para cálice com interface lisa –

CANHA (2004) Para o cálice rugoso, por causa do seu comportamento como uma ligação

monolítica, recomendou-se o dimensionamento de suas armaduras verticais admitindo a transferência total dos esforços, e das armaduras horizontais principais também com o funcionamento das paredes longitudinais como consolos. A Figura 4 ilustra o dimensionamento do cálice rugoso.

AA

Corte A-A

2As,vp +As,vst

As,vp

As,vp

As,vst

par 1par 2

par 4

par 3

As,vsl

dN

dM

resultante das arm. verticais

cdR

yd

dN

dMsdR

cdf

Figura 4 – Dimensionamento das armaduras para cálice com interface rugosa – CANHA (2004)


A resultante cdR foi determinada considerando-se o valor da resistência média de compressão do concreto do cálice e a distribuição de tensões retangular. A linha neutra ficou situada no domínio 2a e as armaduras comprimidas não foram levadas em conta. 2 Programa experimental

Com o objetivo de avaliar o comportamento de transferência de ações do pilar para as paredes do cálice com comprimentos de embutimento menores que os recomendados pela NBR 9062 (1985), o trabalho de mestrado de JAGUARIBE JR1 aborda a investigação experimental dessa ligação sob esse aspecto, dando continuidade às pesquisas já realizadas no mesmo tema.

Com isso, foram ensaiados mais dois 2 modelos físicos na escala 1:1 (pilar / cálice) submetidos às mesmas ações que os modelos analisados por CANHA (2004), sendo um com interface lisa (Modelo IL4) e com profundidade de embutimento igual a 64 cm (1,6h) e outro com interface rugosa (Modelo IR3) cuja configuração das chaves de cisalhamento adotada foi a mesma recomendada pela NBR 9062 (1985) (1 cm a cada 10 cm de junta) e a profundidade de embutimento foi reduzida para 48 cm (1,2h).

Na Figura 5 e Tabela 1 estão ilustrados a nomenclatura e as características geométricas de todos os modelos ensaiados, respectivamente, inclusive os protótipos analisados por CANHA (2004). Esses modelos tiveram sua geometria definida a partir de um pilar de seção quadrada 40 cm x 40 cm, o qual é bastante comum em edifícios de concreto pré-moldado. Utilizou-se as recomendações de LEONHARDT & MONNIG (1977) e NBR 9062 (1985) para a determinação dos valores da Tabela 1 adotando c inth h / 3= . As excentricidades da força normal utilizadas no ensaio dos protótipos foram de e 3.h= ou e 4,6.h= , com a finalidade de avaliar o comportamento da ligação sob flexo-compressão com grande excentricidade.

A Figura 6 e a Tabela 2 apresentam, respectivamente, a nomenclatura e a área das principais armaduras dos modelos da Série IL e IR. Vale ressaltar que essas armaduras foram dimensionadas segundo o modelo de LEONHARDT & MONNIG (1977), NBR 9062 (1985) e EL DEBS (2000) para o dimensionamento de consolo curto.

O Modelo IL1 foi feito com a concretagem normal da junta de forma a verificar se ocorria a transferência total do momento e força normal do pilar para o cálice. Já no Modelo IL2 procurou-se tirar com desmoldante a adesão das interfaces da junta com os elementos, que seria a situação mais adequada para projeto, já que não se garante um perfeito contato entre as interfaces, e além do que podem ocorrer solicitações elevadas do vento durante a montagem da estrutura e uma retração desse concreto ocasionando um conseqüente descolamento dos elementos. Além disso, para garantir a ruptura do cálice de fundação e devido à limitação da capacidade de carga do atuador, utilizou-se a excentricidade da força normal de 1,85m ( e 4,6.h= ) nos Modelos IL1 e IL2. Conhecida a capacidade experimental da Ligação IL2, o Modelo IL3 teve a excentricidade de carga diminuída. Para os modelos com interface rugosa IR1 e IR2 também procurou tirar a adesão entre a superfície das chaves e dos elementos. Baseado nesse critério utilizado por CANHA (2004), nos Modelos IL4 e IR3 utilizou-se o mesmo procedimento para efeito de comparação.

1JAGUARIBE JR., K.B.. Ligação pilar fundação por meio de cálice em estruturas de concreto pré-moldado com profundidade de embutimento reduzida. Mestrado em andamento no SET/EESC/USP.


ch b /ch dch=

Ver det. daschaves

Obs.: dimensões em cm

PLANTA BAIXA

CORTE A-A

5 40 5

540

5

115

40

35

115

40

35

290

325

325

CORTE B-B

h

=ex

t

h

=in

t

inth =hc

emb

BB

A A

1715,5 17 15,5

50= hc=

8450

h =ext 84

Detalhe das chavesde cisalhamento

α

e ch

e' ch

b chb' c

h

dch

45º

θ ch ch

45º==

15,5 17 5 40 5 17 15,5 17 5 40 5 17

emb

h =ext 84

h =int 50

hc= hc= hc= hc=

h =ext 84

h =int 50

λ

Figura 5 – Nomenclatura das dimensões adotada para os protótipos ensaiados – CANHA (2004)

Tabela 1 - Resumo das propriedades geométricas dos protótipos ensaiados

Série Modelo Interface e (cm)

embl (cm)

hc

(cm) θchdch

(cm)bch

(cm) e’ch

(cm) IL1 Lisa 185 IL2 Lisa 185 IL3 Lisa 120

80 (2,0h)IL

IL4 Lisa 120 64 (1,6h)

17 - - - -

IR1 Rugosa 120 6 4 IR2 Rugosa 120

64 (1,6h)3 1 IR

IR3 Rugosa 120 48 (1,2h)17 45º 1

6 4


PLANTA

CORTE A-A CORTE B-B

B

A

B

A

As,vp

l em

b

l em

b

= =

As,vsl

As,hp

As,vs As,vsl As,vst

As,hp

As,hsAs,hp

As,vp

As,vsl

As,ch

As,hsAs,hp

As,vp

As,vst

As,ch

As,vst As,hp - armadura horizontal principal

As,vp - armadura vertical principal

As,hs - armadura horizontal secundária

As,vst - armadura vertical secundária transversal

As,vsl - armadura vertical secundária longitudinal

As,ch - chumbador

Obs:

Figura 6 – Nomenclatura da armadura do cálice dos protótipos ensaiados

Tabela 2 – Valores das principais armaduras dos protótipos ensaiados

Modelo Interface e (cm)

embl (cm)

As,hp*

(cm²) As,vp (cm²)

As,hs*

(cm²) As,vs

(cm²) As,chs (cm²)

IL1 Lisa 185 IL2 Lisa 185 IL3 Lisa 120

80 3,02 (3Φ8)

IL4 Lisa 120 64 4,02 (4Φ8)

3,14 (4Φ10)

2,01 (2Φ8)

1,25 (4Φ6,3) 8,04

IR1 Rugosa 120 IR2 Rugosa 120

64 4,02 (4Φ8)

IR3 Rugosa 120 48 4,71 (3Φ10)

3,14 (4Φ10)

2,01 (2Φ8)

1,25 (4Φ6,3) 8,04

*Estribos 3 Ensaios dos modelos

Para a moldagem do cálice e do pilar dos Modelos IL4 e IR3 foi utilizado concreto usinado. Já o concreto de preenchimento da junta, que era em menor quantidade, foi confeccionado no Laboratório de Estruturas. O valor de projeto da resistência à compressão dos três concretos foi definido em função de valores usuais da prática: para o cálice de fundação adotou-se resistência de 25 MPa; para o pilar resistência de 35 MPa; e para o concreto de preenchimento, resistência igual a do pilar de 35 MPa.

Na Figura 7, é mostrado o projeto do esquema de montagem que trata de um sistema de ensaio auto-equilibrado o qual constitui um circuito fechado onde o modelo é fixado por chumbadores ao dispositivo de transição, sendo este acoplado à base metálica de reação. Na cabeça do pilar, foi conectada uma viga metálica para aplicação da força


normal excêntrica por meio do atuador cujo deslocamento do pistão é no sentido de cima para baixo, ou seja, tracionando a face superior do conjunto de rótulas e viga metálica. A Figura 8 ilustra um dos modelos físicos com os dispositivos que formam um sistema auto-equilibrado de ensaio.

Base metálica de reação

Dispositivos metálicos

Modelo

Atuador (INSTRON)

Figura 7 - Esquema de ensaio – CANHA (2004) Figura 8 - Ensaio do Modelo IR3

4 Resultados obtidos

Com exceção do Modelo IL4, a ruptura dos protótipos ocorreu por escoamento das armaduras do cálice, com diferenças na capacidade de carga e algumas peculiaridades no comportamento e na fissuração. No caso do Modelo IL4, foi necessário terminar o ensaio antes mesmo do protótipo atingir sua capacidade resistente, pois como esse modelo possuía parede do colarinho mais baixa que os estudados anteriormente, a sua deformação também foi maior em relação aos anteriores, provocando uma excentricidade relativamente grande no sistema de rótulas situadas entre a viga metálica e o atuador e consequentemente o surgimento de uma componente horizontal de força atuando no pistão podendo danificar o equipamento. No entanto, a bomba hidráulica não estava mais conseguindo aplicar um valor significativo de carga, ou seja, o modelo estava próximo de sua capacidade limite. Na Figura 9 estão apresentados os valores dos momentos últimos experimentais e a última leitura de ensaio no caso do Modelo IL4 bem como os momentos últimos calculados pelos modelos teóricos de LEONHARDT & MONNIG (1977) e o proposto por CANHA (2004) para os protótipos da Série IL.

O Protótipo IL1 não foi levado em consideração nestas análises devido o seu comportamento misto entre os modelos lisos e os rugosos por conseqüência da influência da adesão na interface dos elementos, e como foi mencionado anteriormente, para situação ideal de projeto não se garante um perfeito contato entre as interfaces.

Nesses protótipos, a força supH foi determinada com a contribuição de toda armadura horizontal superior longitudinal s ,hpA , pois, embora os ramos externos desses estribos não tenham escoado, simplificam-se as aplicações de projeto utilizando-se o


valor médio das deformações nessa armadura, que na sua maioria, atingiu o escoamento.

IL2 IL3 IL4 0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

LEONHARDT & MONNIG (1977) CANHA (2004) Experimental

Modelos(lemb=1,6h)(lemb=2,0h)(lemb=2,0h)

Mom

ento

últi

mo

(kN

.m)

Figura 9 – Valores teóricos e experimentais do momento último dos modelos da Série IL

Vale lembrar que no caso do Modelo IL4, utilizou-se para a determinação do

momento último de ensaio a força supH referente a média das tensões devido à real deformação sofrida pelas armaduras s ,hpA na última leitura de ensaio, ou seja, inferior à tensão de escoamento pois essas armaduras não chegaram a escoar.

A capacidade resistente determinada pelo modelo de LEONHARDT & MONNIG (1977) foi subestimada em 100%, 114% e 168% para os Protótipos IL2, IL3 e IL4 respectivamente, mostrando que se torna importante a consideração do atrito no projeto do cálice. Já os valores de resistência determinados pelo modelo de projeto proposto por CANHA (2004), percebe-se uma diferença de 25% e 32% para os Modelos experimentais IL2 e IL3, respectivamente, enquanto o Modelo IL4, com profundidade reduzida em relação ao recomendado pela NBR 9062 (1985), apresentou uma diferença de 54%.

Nos protótipos da Série IR, para a determinação do momento último, foram aplicados os modelos teóricos de LEONHARDT & MONNIG (1977), CANHA (2004) para o cálice liso com os parâmetros 1µ = , /nbe h 4= , / ( , )emb emby 3 20 0 15= =l l e ' /emby 10= l e o modelo considerando a teoria de flexão mostrado na Figura 4, conforme apresentado na Figura 10.

Nesses protótipos, os valores de resistência calculados pelo modelo teórico de LEONHARDT & MONNIG (1977) foram bastante conservativos, com diferença variando de 124% a 90%, ou seja, não representando a real capacidade da ligação. O modelo proposto por CANHA (2004) para o cálice liso com os parâmetros alterados, resultou em valores menos conservativos que os de LEONHARDT & MONNIG (1977), ficando bem próximo ao valor da resistência experimental do Modelo IR3. Quanto as resistências calculadas pela teoria de flexão, mostraram-se a favor da segurança e com uma boa proximidade entre os resultados teóricos e experimentais, com um excesso embutido no modelo de 3% e 8% para IR1 e IR2, respectivamente. No caso do Modelo IR3, com comprimento de embutimento inferior aos recomendados por norma, a capacidade


resistente do modelo calculado pela teoria de flexão resultou contra a segurança, com um excesso de 18% em relação a resistência experimental.

IR1 IR2 IR30

50100150200250300350400450500550600

Modelos(lemb=1,2h)(lemb=1,6h)(lemb=1,6h)

Mom

ento

últi

mo

(kN

.m)

LEONHARDT & MONNIG (1977) CANHA (2004) - Com parâmetros alterados Teoria de flexão Experimenta

Figura 10 – Valores teóricos e experimentais do momento último dos modelos da Série IR

Na Figura 11 esta ilustrado os valores últimos experimentais alcançado pelos

modelos ensaiados. Nota-se que, com a redução do comprimento de embutimento de 2,0h (IL2 e IL3)

para 1,6h (IL4), a capacidade resistente da ligação diminuiu em média 15%, mesmo com um aumento de 33% na armadura horizontal principal.

Entre os modelos com comprimento de embutimento iguais mas com interfaces diferentes (IL4, IR1 e IR2), observa-se um aumento da resistência determinada experimentalmente em média de 67%, quando se utiliza chaves de cisalhamento na interface entre os elementos, já que esses protótipos possuem a mesma quantidade de armadura.

Nota-se também que a resistência experimental alcançada pelos Modelos IR1 e IR2 foi praticamente a mesma, mesmo possuindo diferentes configurações de chaves-de-cisalhamento. Com a redução do comprimento de embutimento de 1,6h (IR1) para 1,2h (IR3) (mesma configuração de chaves de cisalhamento) observou-se uma queda de resistência de aproximadamente 20%, ainda que, com a redução do comprimento de embutimento, a armadura horizontal principal aumentou em 17%.


050

100150200250300350400450500550600 IL2

IL3 IL4

------------ IR1 IR2 IR3

Série IRSérie IL

1,2h1,6h1,6h1,6h2,0h

lemb 2,0h

Mom

ento

exp

erim

enta

l últi

mo

(kN

.m)

Figura 11 – Valores experimentais do momento último dos modelos da Série IL e IR

5 Conclusões

Tendo em vista os valores experimentais e teóricos das resistências dos protótipos

ensaiados, podem-se fazer as seguintes conclusões:

Série IL: As resistências determinadas pelo modelo de LEONHARDT & MONNIG (1977)

foram subestimadas para todos os modelos com interface lisa entre seus elementos, mostrando a importância da consideração do atrito no projeto do cálice. Já o modelo de projeto proposto por CANHA (2004) forneceu bons resultados com uma segurança embutida de 25%, 32% e 54% nos Modelos IL2, IL3 e IL4 respectivamente.

Pôde-se observar também que, com a redução do comprimento de embutimento de 2,0h (IL2 e IL3) para 1,6h (IL4), a capacidade resistente da ligação diminuiu em média 15%, mostrando a importância de se obter um modelo de cálculo que realmente represente a real capacidade da ligação para cálice com comprimento de embutimento inferior.

Série IR:

Os valores de resistência calculados pelo modelo teórico de LEONHARDT &

MONNIG (1977) foram bastante conservativos. Adaptando-se o modelo proposto por CANHA (2004) para o cálice liso com os parâmetros alterados, resultou em valores mais próximos aos experimentais que os de LEONHARDT & MONNIG (1977) considerando os Modelos IR1 e IR2, e no caso do Modelo IR3 (comprimento de embutimento inferior), a capacidade resistente desse protótipo determinada por esse modelo resultou bem próximo da resistência experimental. No entanto, é necessário maiores estudos para comprovar a eficácia desse modelo de projeto para cálices com profundidades de embutimento inferiores aos recomendados pela NBR 9062 (1985). No caso das resistências calculadas pela teoria da flexão, os resultados adquiridos mostraram-se a


favor da segurança considerando os Modelos IR1 e IR2 e com uma boa proximidade entre os resultados teóricos e experimentais, mostrando que para esses modelos as armaduras verticais da parede transversal 2 realmente contribuíram na determinação da capacidade resistente da ligação

No caso do Modelo IR3, a capacidade resistente do modelo calculado pela teoria de flexão resultou contra a segurança, ou seja, pode-se afirmar que com comprimentos de embutimento inferiores a 1,6h, o dimensionamento pela teoria de flexão com a transferência total de M e N não mas se aplica, necessitando de maiores estudos para esse tipo de cálice.

Embora possuam diferentes configurações de chaves-de-cisalhamento, a resistência experimental atingida pelos Modelos IR1 e IR2 ( emb 1,6h=l ) foi praticamente a mesma. Com a redução do comprimento de embutimento de 1,6h (IR1) para 1,2h (IR3) com a mesma configuração de chaves de cisalhamento, houve um decréscimo de resistência de aproximadamente 20%.

Série IL e IR Comparando-se o Modelo IL4 aos Modelo IR1 e IR2 cujas profundidades de

embutimento e a quantidade de armadura são iguais, observou-se em média um aumento de 67% na resistência, mostrando que com a utilização das chaves de cisalhamento, tem-se um melhor aproveitamento da capacidade resistente da ligação

6 Referências ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS (1985). NBR 9062 - Projeto e

execução de estruturas de concreto pré-moldado. Rio de Janeiro, ABNT. CANHA, R.M.F. (2004). Estudo teórico-experimental da ligação pilar-fundação por

meio de cálice em estruturas de concreto pré-moldado. São Carlos. 279p. Tese (Doutorado) – Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo.

EL DEBS, M.K. (2000). Concreto pré-moldado: fundamentos e aplicações. 1.ed. São Carlos, SP, Publicação EESC-USP.

LEONHARDT, F.; MÖNNIG, E. (1977). Construções de concreto: Princípios básicos sobre armação de estruturas de concreto armado. 1.ed. Rio de Janeiro, Interciência. v.3.

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