reforço de pilares de concreto armado por meio de encamisamento

Cadernos de Engenharia de Estruturas, São Carlos, n. 21, p. 59-79, 2003.

REFORÇO DE PILARES DE CONCRETO ARMADO POR MEIO DE ENCAMISAMENTO COM CONCRETO DE ALTO DESEMPENHO

Adilson Roberto Takeuti1 & João Bento de Hanai2

R E S U M O

Apresentam-se os resultados de uma investigação experimental realizada por TAKEUTI (1999), constituída de três séries de ensaio, cada uma envolvendo dois modelos: um pilar básico de concreto armado, representando o pilar a ser reforçado e um pilar básico reforçado por camisas de concreto de alto desempenho com várias características. Tem-se ainda uma quarta série envolvendo pilares de concreto de resistência de 25 MPa a 35 MPa. Os pilares foram submetidos à compressão axial por meio de uma máquina universal hidráulica servo-controlada. A fim de realizar os ensaios com controle de deslocamento foi adotada uma velocidade de 0,005mm/s. A força aplicada e a deformação continuaram sendo medidos após o alcance da força de ruína para avaliar o comportamento pós-pico, até uma força residual de cerca de 50% da força de pico. Modelos teóricos de cálculo da resistência última dos pilares reforçados foram analisados. Também foram testados modelos de análise do confinamento e da ductilidade para os elementos reforçados. Palavras-chave: concreto de alto desempenho; pilares; reforço; encamisamento; fibras de aço.

1 INTRODUÇÃO

De tempos em tempos a comunidade técnica se depara com casos de ruína de pilares por falha de projeto, de execução ou de uso, chegando-se às vezes à medida extrema de implosão de prédios. Uma solução para esse tipo de incidente poderia eventualmente ser o reforço das estruturas, para o que seria imprescindível o conhecimento mais preciso possível do comportamento estrutural dos reforços, para se chegar a uma solução viável e principalmente segura.

Contudo, os métodos e técnicas de reabilitação das estruturas de concreto, apesar do rápido desenvolvimento, ainda se baseiam na experiência empírica acumulada, devido ao caráter artesanal e incomum dos processos de reabilitação, uma vez que cada problema enfrentado tem suas próprias características. 1 Mestre em Engenharia de Estruturas, Aluno de Doutorado na EESC-USP, [email protected] 2 Professor Titular do Departamento de Engenharia de Estruturas da EESC-USP, [email protected]

Adilson Roberto Takeuti & João Bento de Hanai


60

Visando contribuir à melhor compreensão do comportamento estrutural das estruturas reabilitadas, o presente trabalho enfatiza o estudo de pilares de concreto armado reforçados por meio de encamisamento com concreto de alto desempenho, procurando-se explorar os atributos de alta resistência à compressão dos concretos com adição de sílica ativa ou de maior tenacidade no caso de concretos com fibras de aço.

Utilizou-se o reforço de elementos estruturais com concreto armado pelo fato dele ser um material muito empregado devido às suas vantagens econômicas e rapidez de execução. Porém, possui, dentre outras desvantagens, a de produzir elementos finais de dimensões muito superiores às iniciais, previstas no projeto. No entanto, o uso do concreto de alto desempenho no reforço, pode resultar na adoção de uma espessura da camisa relativamente pequena, não alterando muito as dimensões iniciais do pilar.

2 ANÁLISE EXPERIMENTAL

Utilizou-se dois modelos para a análise experimental, sendo o primeiro um pilar de referência de dimensões (15x15x120)cm, com armadura longitudinal de 4 barras de 8 mm de diâmetro e estribos de 6,3 mm de diâmetro espaçados a cada 9 cm. O segundo modelo trata-se de um pilar idêntico ao de referência, reforçado com camisas de 3 e 4 cm de espessura, utilizando-se uma ou duas camadas de tela soldada como armadura transversal e 4 barras de 8 mm de diâmetro como armadura longitudinal. Apresenta-se na Figura 1 um esquema da armação dos modelos ensaiados.

22.0

TELAS DA ARMADURA DE REFORÇO

20

20 19

altura 117cmlargura 60cm 20

20 20

20

19

largura 57cm20

2019

19altura 117cm

Estribos40 Ø 6,3 c/ 1,5cm c=104cm

Malha - EQ120(Ø 2,76mm)Malha - EQ120(Ø 2,76mm)1 camada

20

2 camadas

Armadura de fretagem

Armadura longitudinal4 Ø 8,0mm c=117cm

80

22.08

20

23

23

4 15 4

11

20

54 Ø 6,3 c/ 2cm c=70cm

3.0

Armadura de fretagem

11 2.52.53.0

PILAR DE REFERENCIA

8020

9 Ø 6,3 c/ 9cm c=58cmEstribos

4 Ø 8,0mm c=117cmArmadura longitudinal

12.0

12.05

15

15PILAR REFORÇADO

Figura 1 - Dimensões e armaduras dos elementos

Obs.: medidas em cm

Reforço de pilares de concreto armado por meio de encamisamento...


61

Foram ensaiadas 4 séries de modelos, perfazendo no total 18 ensaios de pilares solicitados à compressão axial, sendo 11 pilares de referência e 7 pilares reforçados por meio de encamisamento com concreto de alto desempenho, conforme consta do resumo apresentado na Tabela 1.

Empregou-se Cimento Portland da classe CP-II-E-32, proveniente da Companhia Eldorado, para o concreto com resistência aproximada de 18 MPa aos 14 dias. No caso do concreto de alto desempenho, empregou-se o Cimento Portland CPV-ARI-PLUS da fábrica CIMINAS.

O superplastificante empregado foi o REAX-1000A da Reax Indústria e Comércio Ltda, e a sílica ativa foi cedida pela Camargo Correâ Cimentos S.A.

Foi utilizado como agregado graúdo no concreto de alto desempenho, pedrisco proveniente da região de Ribeirão Preto-SP, e no concreto de resistência normal, pedra britada número 1 da região de São Carlos. A areia utilizada foi proveniente do Rio Mogi-Guaçú.

As fibras empregadas nos modelos foram a fibra de aço do tipo DRAMIX RL 45/30 BN, doada pela BEMAF- Belgo-Mineira/Bekaert Arames Finos Ltda, sendo utilizada uma taxa de 0,5% do volume de concreto.

TABELA 1 - Descrição das séries

SÉRIES MODELOS 1

utiliza-se uma camisa de reforço com espessura de 3cm e 1 ou 2 camadas de telas soldadas, sem adição de fibras.

S1C1R e S1C2R: pilares de referência (15x15)cm. S1C1S e S1C2S: pilares reforçados (21x21)cm.

2

utiliza-se uma camisa de reforço com espessura de 4cm e 1 ou 2 camadas de telas soldadas, sem adição de fibras.

S2C1R e S2C2R: pilares de referência (15x15)cm. S2C1S e S2C2S: pilares reforçados (23x23)cm.

3 utiliza-se uma camisa de reforço de concreto de alta resistência com fibras metálicas e de espessura de 4cm.

S3C1S: utiliza só armadura longitudinal sem qualquer tipo de armadura transversal (23x23)cm; S3C2S: utiliza 1 camada de tela soldada (23x23)cm; S3C3S: utiliza armadura transversal mínima para pilares (23x23)cm.

4 trata-se de uma série complementar de pilares (15x15)cm de concretos de resistência fcm = 25 e 35 MPa, com o objetivo de observar o comportamento de concretos com resistência próxima aos limites do concreto de alta resistência.

S4C1R/S4C2R: utilizam concreto de resistência fcm = 25 MPa. S4C3R/S4C4R: utilizam concreto de resistência fcm = 35 MPa.



62

Partindo-se de um traço base e após várias correções, obteve-se um concreto com resistência à compressão aos 7 dias da ordem de 65 MPa e um índice de consistência de cerca de 250mm para o concreto do reforço. Pode-se observar na Tabela 2 o consumo de materiais ( em kg/m3).

Na Série 3, foram adicionadas fibras de aço ao concreto, com volume relativo de 0,5%, sendo apenas modificada a relação a/c para 0,40, mantendo-se os demais valores e obtendo-se uma boa trabalhabilidade.

Para a determinação do traço a ser empregado na execução do pilar a ser reforçado, partiu-se de um traço base em que se utiliza brita número 1 como agregado graúdo, para obtenção de um concreto com resistência à compressão aos 14 dias em torno de 25 MPa. Após várias correções e traços testados, obteve-se um traço de concreto com resistência à compressão aos 14 dias da ordem de 20 MPa e um índice de slump de cerca de 170mm. Pode-se observar na Tabela 2 o consumo de materiais ( em kg/m3).

TABELA 2 - Descrição dos traços de concreto utilizados

Material (Kg/m3)

Traço Pilar de referência

Traço Camisa de reforço

Traço com fibras Camisa de reforço

Cimento CP V ARI Plus - 627,00 627,00 Cimento CP II E 32 271,00 - -

Areia 813,00 627,00 627,00 Brita 1 1219,50 - -

Pedrisco - 940,50 940,50 Água 172,15 262,08 250,80

Sílica Ativa - 62,70 62,70 Superplastificante 2,71 18,81 18,81

Fibras de Aço DRAMIX RL 45/30 BN

- - 39,25

Total 2490,49 2538,10 2566,06

Cabe ressaltar que para a execução do pilar reforçado não se escarificou o pilar de referência (núcleo), para evitar a introdução de uma variável difícil de controlar, que é a dimensão final do núcleo.

Para que a aplicação da carga ocorresse simultaneamente no núcleo original e no reforço, foram feitas chapas de aço com contenções laterais posicionadas nas extremidades de topo e base do modelo, conforme a Figura 2. Para a regularização da superfície foi aplicada massa plástica polimérica de endurecimento rápido (massa de funileiro) a fim de garantir uma deformação simultânea do conjunto.



63

chapa ( 200 x 200 x 25,4)mmbarra quadrada

massa plástica

AA

200m

m 21762

200mm

chapasolda

barra quadrada

chapa

camisanúcleo

chapa

VISTA SUPERIORCORTE A-Abarra quadrada

barra quadrada

Figura 2 - Detalhe das chapas de aço nas extremidades dos modelos

Para facilidade de execução dos modelos foram preparadas fôrmas com enchimento lateral para os pilares de referência a serem reforçados (Foto 1a). Para os pilares reforçados, adotou-se como processo construtivo a moldagem da camisa com uso de fôrmas, com enchimento pelo topo (Foto 1b). Em ambas as moldagens as fôrmas foram fixadas a uma mesa vibratória.

( 1a ) ( 1b )

Fotos 1a e 1b - Fôrmas utilizadas

A instrumentação do modelo reforçado consistiu na utilização de 8 extensômetros elétricos de resistência modelo KFG-S-120-C1-11 da marca KYOWA, instalados em algumas barras longitudinais e transversais, e transdutores de deslocamento marca KYOWA com curso nominal de 10 mm e resolução de 0,01 mm, nas quatro faces do elemento. No pilar de referência a única diferença em relação aos pilares reforçados, foi a utilização de apenas 4 extensômetros elétricos de resistência.



64

A instrumentação utilizada nos dois elementos ensaiados pode ser vista no esquema da Figura 3.

Foto 2 - Esquema de ensaio

O ensaio das séries foi feito com o controle de deslocamento do topo da peça, utilizando-se a máquina de ensaio servo-hidráulica INSTRON modelo 8506, com controle digital por computador, com capacidade máxima de 2500 kN e espaço de ensaio de (822x514x4000) mm, a qual pode ser observada na Foto 2.

A medição das deformações foi feita por meio de extensômetros elétricos, com o emprego do sistema de aquisição de dados SYSTEM 5000, da Measurements Group.

Os ensaios iniciaram-se aplicando-se a força com uma velocidade de deslocamento de 0,005 mm/s até o ponto de 80% da força de ruptura estimada, daí mudando-se a velocidade para 0,003 mm/s até o final do ensaio, para que se pudesse estudar o comportamento dos modelos anteriormente e posteriormente à ruptura.

Máquina de ensaio

Sistema de Aquisição de dadosModelo



65

Pilares de referência Pilares reforçados

111

transdutores de deslocamento11

extensômetros longitudinaisextensômetros transversais

109

2

4

10

12 3 4

12

39

12

extensômetros longitudinaisextensômetros transversais

21

3 4

56

7 8

6

2

84 3

7

5

1

12

11

10

9

transdutores de deslocamento9 121110

canal 1: barra longitudinal canal 1: barra longitudinal/núcleo

canal 2: barra longitudinal canal 2: barra longitudinal/núcleo canal 3: estribo canal 3: estribo/núcleo canal 4: estribo canal 4: estribo/núcleo

canal 9: face externa A canal 5: barra longitudinal/camisa canal 10: face externa B canal 6: barra longitudinal/camisa canal 11: face externa C canal 7: tela soldada/sentido transversal canal 12: face externa D canal 8: tela soldada/sentido transversal

canal 9: face externa A canal 10: face externa B canal 11: face externa C canal 12: face externa D

Figura 3 - Esquema da instrumentação

3 RESULTADOS EXPERIMENTAIS

Na Tabela 3 podem ser observados os valores das forças últimas experimentais registradas pelo sistema de aquisição de dados, bem como a resistência à compressão dos concretos utilizados nos modelos e as datas de ensaio.

Para a obtenção dos valores da resistência das barras e telas de aço, foram executados ensaios com controle de deformação em cada amostra de material, obtendo-se curvas tensão versus deformação, sendo possível avaliar com precisão a parcela de resistência oferecida pelas barras e telas em cada ensaio.

No trabalho experimental os ensaios foram executados em idades inferiores a 28 dias e com ações de curta duração, e as resistências dos concretos foram medidas em corpos-de-prova cilíndricos de 100 mm de diâmetro da base e 200 mm de altura.

A

B

C D

A

B

C

D



66

A correlação entre a resistência do concreto do modelo e a determinada para os corpos-de-prova foi feita através do coeficiente k = 0,90, conforme indicações da bibliografia. Os valores contidos na Tabela 3 já foram convertidos.

TABELA 3 - Dados experimentais obtidos para cada modelo ensaiado

Modelo fc (núcleo) MPa

fc (camisa) MPa

fy (barra) MPa

fy (tela) MPa

Ruína (kN)

S1C1R 18,39 - 427,8 - 488 S1C1S 18,39 68,35 441 672,8 1540 S1C2R 16,89 - 548,5 - 483 S1C2S 16,89 63,34 401,8 649,7 1749 S2C1R 17,43 - 470 - 517 S2C1S 17,43 67,21 566,9 733,5 1850 S2C2R 15,55 - 548,5 - 422 S2C2S 15,55 65,57 384,5 636,5 1840 S3C1R 17,34 - 441 - 512 S3C1S 17,34 68,66 401,8 - 2200 S3C2R 13,67 - 427,8 - 421 S3C2S 13,67 60,94 463,0 685,3 1920 S3C3R 12,92 - 410,4 - 490 S3C3S 12,92 68,95 384,5 - 2210 S4C1R 23,03 - 463,1 - 651 S4C2R 23,03 484,1 - 639 S4C3R 33,64 - 441,1 - 749 S4C4R 33,64 - 470,1 - 715

A partir dos dados obtidos pelo sistema de aquisição, foram elaboradas planilhas e em seguida diagramas força x deformação (Figura 4 e Figura 5) e força x deslocamento para cada modelo ensaiado.



67

0 2 4 6 8 10 12 140

500

1000

1500

2000

Gráfico Força x Deformação Pilares reforçados S1C1S

S1C2S S2C1S S2C2S S3C1S S3C2S S3C3S

Forç

a Ap

licad

a (k

N)

Deformação (o/oo)

Figura 4 - Diagrama força x deformação dos pilares de referência

Figura 5 - Diagrama força x deformação dos pilares reforçados

S2C1R

S1C1R

S4C3R

S4C4R

S4C2R

S4C1R

S3C3R

S2C2RS3C2R

S3C1R

S1C2R

S1C2S

S3C3S

S2C2S

S3C2SS1C1S

S2C1S

S3C1S

0 2 4 6 80

200

400

600

800Gráfico Força x Deformação Pilares de Referência

S1C1R S1C2R S2C1R S2C2R S3C1R S3C2R S3C3R S4C1R S4C2R S4C3R S4C4R

Forç

a Ap

licad

a (k

N)

Deformação (o/oo)



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Nos gráficos dos pilares de referência (Figura 4), verifica-se que os modelos de uma mesma classe de resistência apresentaram comportamento semelhante. Verifica-se também a influência da resistência do concreto no comportamento dos modelos, salientando-se que os modelos com a maior resistência do concreto apresentam uma queda mais acentuada na força residual do que os modelos de menor resistência.

No caso dos pilares reforçados, pode-se constatar na Figura 5 o comportamento semelhante dos modelos reforçados com 1 camada de tela soldada, nos quais se verifica uma queda acentuada da força residual. O mesmo ocorreu no modelo S3C1S, que não apresentava armadura transversal de reforço, mas conta com concreto com fibras de aço na camisa.

Nos pilares reforçados com 2 camadas de telas observou-se um comportamento semelhante para todos, notando-se que ocorreu uma queda menos acentuada em relação aos modelos com 1 camada de tela, o que evidencia a influência direta da armadura transversal no comportamento mais dúctil dos modelos. Apesar da máquina de ensaios ter-se desligado automaticamente no final do ensaio do modelo S3C3S, verifica-se que provavelmente seria um modelo mais dúctil em relação aos modelos com 2 camadas, devido à maior taxa de armadura transversal.

Observa-se nas Fotos 3a até a 3g o modo de ruína dos pilares reforçados, sendo possível descrever para cada série o que ocorreu em seus ensaios:

• na Série 1, o pilar S1C1S apresentou fissuras inclinadas e um destacamento do cobrimento após uma queda acentuada da força aplicada depois de atingir a força máxima de ensaio. O pilar S1C2S apresentou após atingida a força máxima de ensaio uma queda na força aplicada lenta, mostrando um comportamento dúctil do modelo, e ocorreu um destacamento do cobrimento na extremidade superior do pilar e as fissuras surgiram na direção vertical, o que representa a predominância da compressão no ensaio;

• na Série 2, o modelo S2C1S apresentou fissuras inclinadas na seção média

caracterizando a existência de flexão no ensaio, e ocorreu a queda acentuada da força aplicada após a força máxima de ensaio. O pilar S2C2S ocorreram quedas súbitas da força aplicada em alguns trechos, conforme Figura 5, fato este talvez ocasionado pelo rompimento de alguns trechos de tela que foram detectados após o ensaio.



69

( 3a ) S1C1S ( 3b ) S1C2S ( 3c ) S2C1S

( 3d ) S2C2S ( 3e ) S3C1S ( 3f ) S3C2S ( 3g ) S3C3S

Fotos 3a até 3g - Modo de ruína dos pilares reforçados

• Na Série 3, no pilar S3C1S o colapso foi ocasionado pela flambagem das barras

longitudinais, devido a não existência da armadura transversal, o que ocasionou uma queda acentuada da força aplicada. No modelo S3C2S ocorreram fissuras inclinadas na seção média, indicando a presença de flexão. No pilar S3C3S ocorreram fissuras inclinadas na extremidade superior, após a queda da força aplicada, neste ensaio a máquina se desligou automaticamente, devido ao aquecimento da bomba hidráulica, prejudicando a fase final do ensaio.



70

4 ANÁLISE DOS RESULTADOS

4.1 Capacidade resistente

A questão do cálculo da capacidade resistente em pilares reforçados é problemática, pois os pilares são elementos estruturais que absorvem ações oriundas de diversos pavimentos e na maioria das vezes não é possível aliviar o pilar destas ações.

No trabalho experimental simulou-se o pilar descarregado na introdução do reforço, na tentativa de identificar os mecanismos resistentes dos modelos.

Para determinar a capacidade resistente dos pilares reforçados, utilizou-se a equação de equilíbrio das forças verticais, supondo-se a perfeita solidariedade entre o concreto e a armadura:

Fu = Accadfccad+Acfcnu+Asbfyb+Astfyt

onde:

Fu = capacidade resistente do modelo;

Accad = área de concreto da camisa de reforço;

fccad = resistência à compressão do concreto da camisa de reforço;

Ac = área de concreto do pilar original;

fcnu = resistência à compressão do concreto do pilar original;

Asb = área das armaduras longitudinais do pilar original e camisa de reforço, considerando só as barras de aço;

fyb = resistência do aço medida no gráfico tensão x deformação das barras de aço;

Ast = área das telas de reforço no sentido longitudinal;

fyt = resistência do aço medida no gráfico tensão x deformação das telas de aço.

No caso de uso de concreto de alta resistência na camisa de reforço, conforme outros estudos realizados, pode-se também considerar apenas a área confinada pela armadura transversal de reforço:

Fun = Acconffccad+Acfcnu+Asbfyb+Astfyt

onde Acconf é a área confinada da camisa, delimitada pela armadura transversal de reforço.



71

Os valores obtidos pelas duas hipóteses de cálculo são apresentados na Tabela 4, onde constam também as relações entre valores teóricos e experimentais.

TABELA 4 - Comparação dos resultados teóricos e experimentais da capacidade resistente dos modelos reforçados

Modelo Fexp (kN) ( I )

Fu (kN) ( II )

Fun (kN) ( III )

Relação ( I / II )

Relação ( I / III )

S1C1S 1540 2104,7 1305,0 0,73 1,18 S1C2S 1749 1997,5 1256,4 0,87 1,39 S2C1S 1850 2709,1 1842,1 0,68 1,01 S2C2S 1840 2594,3 1748,5 0,71 1,05 S3C1S 2200 2634,7 -* 0,83 - S3C2S 1920 2390,4 1604,2 0,80 1,20 S3C3S 2210 2524,2 1634,7 0,87 1,35

* Obs.: o modelo não apresentava armadura transversal

Observa-se que nas Séries 1 e 3, os modelos apresentam valores experimentais bem superiores aos do modelo teórico considerando a seção delimitada pela armadura transversal do reforço. Isto pode ser conseqüência de uma configuração de seção resistente diferenciada no caso de camisas de espessura de 3 cm, no caso da Série 1. Na Série 3, pode-se talvez atribuir a esta diferença a uma participação das fibras curtas de aço na resistência, ou ao aumento da seção resistente dos pilares.

Para os pilares de referência foram obtidos os seguintes valores apresentados na Tabela 5.

TABELA 5 - Comparação dos resultados teóricos e experimentais da capacidade resistente dos pilares de referência

Modelo fcj (kN/cm2)

Força de ruína experimental (kN)

( I )

Valor do Modelo de Cálculo Total (kN)

( II )

Relação (I/II)

S1C1R 1,839 488 495,7 0,984 S1C2R 1,689 483 486,3 0,993 S2C1R 1,743 517 482,7 1,071 S2C2R 1,555 422 456,5 0,924 S3C1R 1,734 512 474,9 1,078 S3C2R 1,367 421 390,4 1,078 S3C3R 1,292 490 370,2 1,324 S4C1R 2,303 651 606,2 1,074 S4C2R 2,303 639 610,4 1,047 S4C3R 3,364 749 838,4 0,893 S4C4R 3,364 715 844,2 0,847



72

Ao analisar a capacidade resistente dos pilares de referência, verificou-se que o modelo de cálculo utilizando a seção integral dos modelos, foi eficiente na maioria dos casos. Porém nos modelos S4C3R e S4C4R, observou-se uma variação significativa, da ordem de 15%, o que pode talvez caracterizar um comportamento intermediário entre os concretos de resistência normal e os concretos de alta resistência, sendo preciso uma pesquisa mais detalhada sobre pilares de concreto com resistência à compressão na faixa de 35 MPa.

Traçando-se um gráfico comparativo da capacidade resistente experimental dividida pela teórica versus a resistência à compressão dos concretos dos pilares (Figura 6), verifica-se que, à medida que se aumenta a resistência à compressão dos concretos, o cálculo teórico em que se considera a seção integral de concreto passa a fornecer valores cada vez mais contra a segurança.

0,8

0,9

1

1,1

1,2

1,3

1,4

10 15 20 25 30 35Resistência à compressão (MPa)

Rela

ção

(Exp

erim

enta

l/Teó

rica)

Figura 6 - Gráfico comparativo da capacidade resistente dos pilares de referência

4.2 Confinamento

O efeito de confinamento nos pilares reforçados foi calculado conforme os modelos de CUSSON & PAULTRE(1993), SAATACIOGLU & RAZVI(1992) e FRANGOU et al.(1995). Todos estes modelos levam em consideração as características das armaduras longitudinais e transversais, sendo que os valores obtidos devido ao confinamento dos pilares é avaliado considerando a distribuição de pressões laterais fl produzidas pelas armaduras as quais são apresentadas na Figura 7.



73

CONCRETO

k.fl

A fymáxs ymáxAsf

CONCRETO NÃO CONFINADO

real equivalentemédia

= =lk.ffl

Figura 7 - Configuração da pressão lateral

Resolveu-se adotar duas áreas de concreto confinado, conforme Figura 8, sendo a primeira considerando-se o efeito da armadura de reforço (Área 1) e a outra considerando-se o confinamento da armadura do pilar original (Área 2).

ÁREA 1

ÁREA 2

( a ) seção transversal ( b ) vista tridimensional

Figura 8 - Áreas de confinamento adotadas para o pilar reforçado



74

Os valores obtidos pelo efeito de confinamento, exercido pelas armaduras transversais e longitudinais existentes nos pilares, foram somados com o valor da capacidade resistente obtida pelo modelo de cálculo considerando a área delimitada pela armadura transversal, e os valores finais para cada modelos são apresentados em forma gráfica na Figura 9.

1540

1749 18

50

1840 19

20

2210

1338

1287

1877

1801

1645

1647

1376

1376

1944

1850

1703

1688

1339

1305

1908

1795

1684 18

04

0

500

1000

1500

2000

2500

S1C1S S1C2S S2C1S S2C2S S3C2S S3C3S

Forç

a (k

N)

EXPERIMENTAL CUSSON & PAULTRE SAATCIOGLU & RAZVI FRANGOU et al.

Figura 9 - Diagrama de comparação dos modelos de confinamento

Observando-se o gráfico da Figura 9 verifica-se que não ocorreu um aumento significativo da resistência por efeito de confinamento, o que era esperado devido à utilização de pequenas taxas de armadura transversal na camisa de reforço e no pilar de referência. Porém ao se aplicar o processo de cálculo para os pilares de referência, conforme Figura 10, notou-se a validade do uso dos modelos de cálculo na quantificação do efeito de confinamento para os pilares ensaiados.

0,00

100,00

200,00

300,00

400,00

500,00

600,00

700,00

800,00

900,00

S1C1R S1C2R S2C1R S2C2R S3C1R S3C2R S3C3R S4C1R S4C2R S4C3R S4C4R

Forç

a (k

N)

Ruína CUSSON & PAULTRE SAATCIOGLU & RAZVI FRANGOU et al.

Figura 10 - Diagrama comparativo do efeito de confinamento nos pilares de referência



75

4.3 Ductilidade

Ductilidade é uma medida da capacidade de absorção de energia de um elemento, e por este motivo é usada para caracterizar a capacidade de deformação plástica do elemento estrutural após a força última. Não existem normas específicas para calcular, quantificar e avaliar o comportamento da ductilidade dos elementos de concreto armado. No entanto, existem normas como a ACI 544.2R-89 (1989), ASTM C1018-94 (1994) e JSCE SF5 (1984), que calculam índices de tenacidade para os concretos armados com fibras de aço em peças solicitadas à flexão.

Modelo Elasto-plástico

15,5δ5,5δ3δ

BA

C

D

EFGH

Aref

δO

Fu

Pilar de referência ou reforçado

Forç

a

Deslocamento

Figura 11 - Adaptação do modelo da ASTM C1018(1994)

Na avaliação da ductilidade dos modelos ensaiados, fez-se uma adaptação do modelo utilizado pela ASTM C1018(1994), que originalmente consiste no cálculo de índices de tenacidade (I5, I10, etc.) obtidos pela divisão da área do gráfico força versus deslocamento em pontos de deslocamento pré-definidos. O modelo original é utilizado na determinação da tenacidade de peças fletidas executadas com concreto com adição de fibras. A adaptação ocorreu na consideração do deslocamento correspondente à primeira fissura como sendo aquele que corresponde ao final do trecho elástico linear do gráfico força x deslocamento de um modelo elasto-plástico linear, traçado a partir do trecho linear do modelo, conforme a Figura 11.

Aplicando o modelo adaptado da ASTM C1018 (1994), obteve-se os resultados da Tabela 6.

Analisando os resultados, tem-se:

• os modelos S1C1S, S2C1S, S3C1S e S3C2S não apresentaram condições para o cálculo dos índices de ductilidade, o que pode classificá-los como modelos frágeis;

• ao avaliar os modelos S1C2S, S2C2S e S3C3S, verifica-se que os índices de

ductilidade calculados são coerentes com os gráficos força x deformação dos

I

IArea OAH

IArea OAH

5

10

30

=

=

=

Area OABGArea OAHArea OABCF

Area OABCDE



76

elementos. No caso do modelo S1C2S, verifica-se os maiores valores, o que se confirma no seu gráfico força x deformação, tendo sido o modelo com maior capacidade de deformação dos ensaios. Já no modelo S3C3S, a sua avaliação foi prejudicada por um problema de desligamento automático da máquina de ensaio, sendo que o modelo poderia apresentar ótimos índices de ductilidade;

• verifica-se que a adaptação feita no modelo da ASTM para o cálculo dos índices

de ductilidade, nos pilares reforçados, mostra-se coerente com os gráficos de força x deformação dos modelos.

TABELA 6 - Índices de ductilidade dos pilares reforçados

Modelo I5 I10 S1C1S -o- -o- S1C2S 4.40 7.41 S2C1S -o- -o- S2C2S 4.17 6.20 S3C1S -o- -o- S3C2S -o- -o- S3C3S 3.87 -o-

5 CONCLUSÕES

A utilização de camisas de reforço de pequena espessura, com emprego de concretos de alto desempenho, mostrou-se interessante e merecedora de maior atenção, uma vez que com um acréscimo relativamente pequeno das dimensões dos pilares, aumentou-se consideravelmente a sua capacidade resistente. No entanto, observou-se também que alguns cuidados devem ser tomados para que se consiga, nos pilares reforçados, adequados níveis de resistência e de ductilidade.

Nos modelos ensaiados, observou-se um aumento da capacidade resistente dos pilares reforçados em torno de 3 a 5 vezes o valor obtido para os pilares de referência, para um aumento da largura do pilar de 15cm para 21 cm ou 23 cm.

Ao se analisar a eficiência dos arranjos de armaduras de reforço, confirmando informações dadas por outros pesquisadores, constatou-se a grande influência da taxa de armadura transversal na resistência e na deformabilidade dos pilares. O uso de maiores taxas de armadura transversal, adequadamente disposta, proporciona um melhor confinamento da parte interna da seção, que inclui a seção do pilar original, a qual continua a contribuir na capacidade resistente, pelo menos neste estudo em que não se considera o efeito de pré-carregamento.

Ao avaliar a capacidade resistente dos pilares ensaiados por meio dos diversos modelos teóricos, verificou-se que:

• a consideração da seção resistente como sendo apenas a área de concreto delimitada pelas armaduras transversais de reforço, fornece os valores mais conservativos, isto é, sempre a favor da segurança;



77

• os modelos da Série 1 apresentam valores teóricos ainda mais inferiores, o que pode ser um efeito da pequena espessura, sendo que neste caso a seção resistente real poderia estar sendo maior que a teórica;

• na Série 3, verifica-se que a diferença entre os valores experimentais e teóricos

estimados foi maior do que na Série 2, mesmo tratando-se de modelos semelhantes, o que pode estar evidenciando um aumento da seção contribuinte devido à presença das fibras de aço;

• a aplicação dos modelos de cálculo que levam em consideração o efeito de

confinamento mostraram resultados que em geral podem ser considerados bons.

A adição de fibras de aço ao concreto da camisa de reforço apresentou resultados que ainda não se mostram satisfatoriamente esclarecedores, sugerindo a realização de outros ensaios, visto que:

• observou-se uma tendência de aumento da capacidade resistente dos pilares reforçados com CAF, considerando-se que o modelo S3C2S mostrou uma capacidade resistente maior que a do seu similar S2C1S, de concreto sem fibras, embora este último apresentasse concretos de resistências superiores às do primeiro, tanto no núcleo como na camisa;

• verificou-se também que a capacidade resistente calculada pelos modelos

teóricos, no caso de camisas de CAF, mostrou-se sempre menor que a observada experimentalmente;

• por outro lado, não se verificou um melhor desempenho quanto à ductilidade,

talvez pela utilização de uma taxa pequena de fibras, ou por um direcionamento das fibras, decorrente da pequena espessura de camisa.

Na análise da ductilidade, verificou-se que: • os índices obtidos pelo método baseado na ASTM C1018-94 apresentaram

valores coerentes, quando analisados em conjunto com os gráficos força x deformação dos modelos reforçados.

6 SUGESTÕES PARA NOVAS PESQUISAS

O campo de estudo sobre reforço de pilares é complexo e sujeito a um grande número de variáveis e difíceis condições de realização, mas importantes avanços têm sido alcançados nos últimos anos, e algumas sugestões de pesquisas futuras são resumidas a seguir:

• estudo da introdução do reforço em pilares onde não ocorre o

descarregamento, a fim de avaliar o comportamento nesta situação, que é a mais próxima da situação real de execução;



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• análise da interferência das deformações dependentes do tempo tais como retração e fluência do concreto no elemento estrutural reabilitado como um todo. Estes fatores podem afetar a eficiência do reparo ou reforço, pois a estrutura a ser reabilitada normalmente já foi submetida a carregamentos que geram deformações, enquanto os materiais utilizados no reforço ainda não sofreram estes tipos de solicitações e acomodações, devendo-se ainda considerar a diferença de qualidade, interação e do tempo de carregamento dos diversos materiais;

• análise de reforços parciais, ou seja, em uma, duas ou três faces, sem o efeito

de confinamento; • variação da forma da seção tranversal, estudando-se os efeitos de

confinamento produzido pelas camisas de reforço; • estudo da influência de diversas taxas de fibras de aço; • aprimoramento de modelos de avaliação da ductilidade no caso de pilares; • estudo das ligações laje/viga/pilar, analisando-se o efeito interação de esforços

nesta ligação.

7 AGRADECIMENTOS

Os autores manifestam sua gratidão à FAPESP-Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo, pelo financiamento dos ensaios realizados, e ao CNPq – Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico, pela concessão de bolsa de estudo, às empresas Reax Indústria e Comércio Ltda, Camargo Corrêa Cimentos S.A. e à BEMAF- Belgo-Mineira/Bekaert Arames Finos Ltda., pela doação dos materiais para execução dos ensaios.

8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

AMERICAN CONCRETE INSTITUTE. Committee 544 (1989). ACI 544.2R-89: Measurement of properties of fiber reinforced concrete. Detroit, USA. 11p.

AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS (1994). ASTM C1018: Standard test method for flexural toughness and first crack strength of fiber reinforced concrete. Book of ASTM Standards. ASTM, Philadelphia.

CUSSON, D. ; PAULTRE, P. (1993). Confinement model for high-strength concrete tied columns. Universtity of Sherbrooke, SMS-93/02, October. 54p.



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FRANGOU, M.; PILAKOUTAS, K; DRITSOS, S.E. (1995). Structural repair/strengthening of R.C. columns. Construction and Building Materials, v. 9, n.5, p.259-265.

JAPAN SOCIETY OF CIVIL ENGINEERS (1984). Method of test for compressive strength and compressive toughness of steel fiber reinforced concrete. JSCE-SF5. Concrete Library of JSCE. Part III-2 Method of tests for steel fiber reinforced concrete. N. 3, June p-63-66.

SAATCIOGLU, M.; RAZVI, S. R. (1992). Strength and ductility of confined concrete. Journal of Structural Engineering, v. 118, n. 6, p.1590-1607.

TAKEUTI, A. R. (1999). Reforço de pilares de concreto armado por meio de encamisamento com concreto de alto desempenho. São Carlos. Dissertação (Mestrado) – Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo.

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