Comportamento cíclico de nós viga-pilar de estruturas antigas de B.A.

(1)

Comportamento cíclico de nós viga-pilar de estruturas antigas de B.A.

José Melo ¹ Humberto Varum ² Tiziana Rossetto ³ Aníbal Costa ⁴

RESUMO

É expressiva a quantidade de edifícios existentes de betão armado construídos até à década de 70 em regiões de risco sísmico considerável, os quais foram dimensionados sem considerar os atuais critérios de segurança sísmicos. Como consequência da inexistência de um dimensionamento sísmico adequado, as estruturas de betão armado apresentam menor ductilidade e menor capacidade de dissipar energia mesmo quando sujeitas a ações sísmicas moderadas. Estes efeitos são ainda mais visíveis nas estruturas antigas de betão armado construídas com armadura lisa. Da observação dos últimos sismos ocorridos, confirma-se o elevado risco que estes edifícios podem representar para a sociedade.

Analisando os danos severos e colapsos destes edifícios devido à ação sísmica, constata-se que correntemente estão associados à pormenorização deficiente da armadura ao nível dos pilares e ligações nós viga-pilar. Na atualidade, existe um vasto número de estudos sobre o comportamento cíclico de elementos de betão armado, contudo, a maioria refere-se a elementos dimensionados e pormenorizados de acordo com as atuais regras e com armadura nervurada, sendo ainda escasso o número de ensaios experimentais realizados em elementos de betão armado construídos com armadura lisa. Neste artigo são apresentados e analisados os principais resultados de nove ensaios cíclicos de nós viga-pilar (nós interiores e exteriores) à escala real, dos quais sete foram construídos com armadura lisa e dois com armadura nervurada. Cinco dos provetes ensaiados são nós viga-pilar interiores e os restantes são exteriores. Diferentes pormenorizações de armadura e tipos de armadura (lisa ou nervurada) foram adaptados, permitindo estabelecer comparações entre os resultados obtidos para cada provete e evidenciar a influência do tipo de pormenorização da armadura ou tipo de armadura na sua resposta cíclica. Resultados globais, tais como: relação força-deslocamento, energia dissipada, amortecimento equivalente-ductilidade e danos finais visíveis são apresentados e analisados para cada provete.

Palavras-chave: Nós viga-pilar; Armadura lisa; Aderência aço-betão; Ensaio cíclico.

1

Universidade de Aveiro, Departamento de Engenharia Civil, 3810-193 Aveiro, Portugal. josemelo@ua.pt

2

Universidade de Aveiro, Departamento de Engenharia Civil, 3810-193 Aveiro, Portugal. hvarum@ua.pt

3

University College London, Department of Civil, Environmental & Geomatic Engineering, UK. t.rossetto@ucl.ac.uk

4

Universidade de Aveiro, Departamento de Engenharia Civil, 3810-193 Aveiro, Portugal. agc@ua.pt

(2)

1. INTRODUÇÃO

Uma parte considerável dos edifícios de betão armado existentes foi construída antes dos anos 70, num período onde a ação sísmica não tinha a importância no dimensionamento das estruturas como atualmente tem à luz das atuais normas de dimensionamento sísmico. Além disso, muitos destes edifícios foram construídos com armadura lisa, que genericamente proporciona fracas propriedades de aderência, aumentando assim a probabilidade de ocorrência do fenómeno de escorregamento quando as estruturas são sujeitas a cargas cíclicas. A vulnerabilidade deste tipo de construções é comprovada pelos danos causados pelos sismos recentes (L’Aquila, Itália 2009; Port-au-Prince, Haiti 2010;

Concepción, Chile 2010; Emilia-Romagna, Itália 2012), que de forma evidente confirmam a considerável fonte de risco que este tipo de construção representa para a sociedade em geral. O fenómeno do escorregamento das armaduras condiciona a resposta cíclica das estruturas, originando geralmente diminuição da sua energia dissipada, amortecimento equivalente e ductilidade. Este mecanismo garante também a transferência de tensões entre o aço e o betão, contribuindo para a limitação da abertura das fissuras e na sua distribuição ao longo dos elementos estruturais. Em elementos com fracas condições de aderência, o fenómeno do escorregamento pode representar até 80%~90% da deformação total [1,2,3,4].

O número de ensaios experimentais realizados em elementos de betão armado com armadura lisa é reduzido quando comparado com o número de ensaios efetuados em elementos com armadura nervurada (por exemplo [5]). Assim, mais ensaios são necessários para caracterizar com maior precisão o comportamento cíclico de elementos de betão armado com armadura lisa. Nos últimos anos foram desenvolvidos alguns estudos sobre elementos de betão armado com armadura lisa que incluem:

ensaios de arrancamento para caracterização da relação aderência-escorregamento [6,7]; ensaios de elementos estruturais, como pilares, nós viga-pilar e vigas [8,9,10,11,12,13,14,15]; e ensaios de estruturas à escala real [16,17,18]. Também alguns trabalhos de técnicas de reparação e reforço de elementos de BA com armadura lisa têm vindo a ser desenvolvidas [19].

Neste artigo são apresentados os principais resultados de ensaios cíclicos realizados sobre cinco nós viga-pilar interiores e quatro nós viga-pilar exteriores de BA realizados à escala real. Quatro nós viga- pilar interiores e três exteriores, representativos de estruturas antigas de BA, foram construídos com armadura lisa, com as mesmas características geométricas mas com diferentes pormenorizações de armadura. Um nó de cada tipo foi construído com armadura nervurada para se estabelecer a comparação do seu comportamento cíclico com o de um nó com as mesmas características geométricas e pormenorização de armadura mas construído com armadura lisa. Os vários tipos de pormenorização de armadura possibilitam o estudo das propriedades de aderência, da emenda das armaduras, do tipo de amarração da armadura longitudinal da viga no nó e da despensa da armadura da viga no comportamento cíclico dos nós viga-pilar.

2. PROPRIEDADES DOS NÓS VIGA-PILAR E DESCRIÇÃO DOS ENSAIOS

Nas secções seguintes é feita a descrição dos ensaios cíclicos de cinco nós viga-pilar interiores e de quatro nós viga-pilar exteriores, construídos à escala real, com as mesmas características geométricas e diferentes pormenorizações de armadura.

2.1 Descrição dos provetes

A campanha experimental consistiu em ensaios unidirecionais cíclicos de nove nós viga-pilar

representativos de nós interiores e exteriores de estruturas antigas de BA. Os provetes concebidos

simulam a conexão, ao nível do primeiro andar de uma estrutura com 4 pisos, de pilares de 3m de

comprimento com vigas de 4m de vão. A nomenclatura adotada para a designação dos provetes foi: i)

a primeira letra, I ou T, refere-se a nós interiores ou exteriores respetivamente; ii) a segunda letra, P ou

D, reporta-se ao tipo de armadura, sendo P armadura lisa (plain bars) e D armadura nervurada

(deformed bars); iii) a terceira letra designa cada tipo de pormenorização da armadura.

(3)

As características geométricas e os detalhes de armadura encontram-se descritos na Figura 1. Os nós interiores têm todos a mesma secção transversal dos pilares com 0.30mx0.30m e a mesma secção transversal das vigas com 0.30mx0.50m. A mesma coerência também se verifica nos nós exteriores, mas com secções transversais de 0.25mx0.25m e 0.25x0.40m para os pilares e vigas, respetivamente.

Os detalhes de ancoragem (tamanho e forma do gancho das extremidades dos varões lisos) e comprimento de amarração foram concebidos de acordo com os primeiros regulamentos Portugueses sobre betão armado, nomeadamente o RBA (1935) [20] e o REBA (1967) [21].

Os provetes IPA e TPA são considerados os nós padrão, uma vez que a armadura longitudinal é contínua. Os provetes IPB e TPB são semelhantes aos nós padrão, mas com emenda da armadura longitudinal dos pilares superiores. O provete IPD possui emendas das armaduras longitudinais das vigas e do pilar superior. O provete IPE possui transição de dois varões longitudinais inferiores da viga para a parte superior da secção junto do nó, tendo por isso menos dois varões longitudinais que os outros provetes. Os provetes ID e TD possuem as mesmas características que os respetivos provetes padrão, mas foram construídos com armadura nervurada e a ancoragem dos varões é realizada com ganchos a 90º. O provete TPC tem a ancoragem dos varões longitudinais da viga no nó (gancho de 180º) diferente do provete padrão TPA (dobra a 90º, comprimento reto e gancho ade 180º). Todos os provetes não têm estribos e cintas no nó.

Provete IPA Provete IPB Provete IPD

2.88m 1.45m0.50m0.93m

2.10m 0.30m 2.10m

4.50m

A A'

B

B'

0.36m

2.88m 1.45m0.50m0.93m

2.10m 0.30m 2.10m

4.50m

A A'

B

B'

0.36m

0.48m 0.48m

2.88m 1.45m0.50m0.93m

2.10m 0.30m 2.10m

4.50m

A A'

B

B'

Provete IPE Provete ID Provete TPA

0.28m 0.46m 0.28m 0.46m

2.88m 1.45m0.50m0.93m

2.10m 0.30m 2.10m

4.50m

A A'

D

D' C

C'

2.88m 1.45m0.50m0.93m

2.10m 0.30m 2.10m

4.50m

A A'

B

B'

2.88m

0.25m 2.12m

1.50m0.40m0.98m

F F'

G

G'

Provete TPB Provete TPC Provete TD

0.25m 2.12m

2.88m 1.50m0.40m0.98m

F F'

G

G'

0.25m 2.12m

2.88m 1.50m0.40m0.98m

F F'

G

G'

0.25m 2.12m

2.88m 1.50m0.40m0.98m

F F'

G

G'

Secções transversais

0.30m

6 Ø12

0.30m Section AA'

Ø8//0.20

0.50m

8 Ø12 Section BB'

0.30m Ø8//0.20

0.50m

6 Ø12

0.30m Section CC'

Ø8//0.20

0.50m

6 Ø12

0.30m Section DD'

Ø8//0.20

0.25m 4 Ø12 0.25m Section FF'

Ø8//0.20

0.40m 6 Ø12 Section GG'

0.25m Ø8//0.20

Figura 1. Geometria, dimensões e detalhamento da armadura dos provetes.

(4)

O Quadro 1 apresenta os valores médios das propriedades mecânicas do betão e do aço usados na execução de cada provete. Uma vez que os provetes foram betonados um por um, estes apresentam variações na resistência do betão. A resistência à compressão do betão foi determinada em provetes cilíndricos (Ø150mmx300mm), depois de 90 dias de cura e na mesma data da realização do ensaio do respetivo nó.

Quadro 1. Valores médios das propriedades mecânicas dos materiais.

Provete Tipo de aço

Betão Aço

Ø 8 mm Ø 12 mm

(MPa) (MPa) (GPa) (MPa) (GPa)

f

cm

f

tcm

f

yk

f

uk

E

ym

f

yk

f

uk

E

ym

IPA

A235 - Liso

21.5 2.4

410 495 198 405 470 199

IPB 24.5 3.5

IPD 18.5 2.3

IPE 21.2 2.4

TPA 25.8 2.5

TPB 27.3 2.9

TPC 23.8 2.6

ID A400NRSD - Nervurado 20.8 2.4

470 605 198 465 585 199

TP 21.5 2.4

2.2 Descrição dos ensaios e história de carga

A Figura 2 apresenta as condições de apoio e de carga no topo do pilar (deslocamento lateral cíclico d c

e esforço axial N) de acordo com o esquema de ensaio adotado. No topo do pilar aplicou-se uma lei cíclica de deslocamentos laterais com amplitude crescente, sendo que em cada amplitude realizaram- se três ciclos (Figura 2a).

2.00m 2.00m

1.50m1.50m

N F_C d_C

^-125

-100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125

Deslocamento, dC (mm)

Step

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

N

2.00m 2.00m

1.50m1.50m

PILAR

F

c ATUADORES HIDRÁULICOS

d

c

VIGA + Direção -- Direção

a)

b) c)

Figura 2. Ensaio de nós viga-pilar interiores: a) esquema dos apoios e cargas idealizadas e lei de deslocamentos lateral; b) fotografia do esquema de ensaios; c) esquema de ensaio.

O esforço axial foi mantido constante durante os ensaios e foi aplicado com recurso a um atuador

hidráulico colocado no topo do pilar superior que fez reação em de dois varões de aço paralelos ao

pilar e ancorados na base do pilar inferior. O esquema de ensaio foi desenvolvido para ensaiar os

(5)

provetes na horizontal, sendo estes apoiados verticalmente por quatro esferas de reduzido atrito. Os apoios deslizantes das vigas foram realizados recorrendo a um conjunto de rolamentos que restringem o deslocamento transversal mas que possibilita o movimento livre segundo o eixo das vigas. O esforço axial aplicado foi 450kN e 200kN para os nós viga-pilar interiores e exteriores, respetivamente. A lei de deslocamentos lateral adotada foi a mesma para os nós viga-pilar interiores e exteriores.

3. RESULTADOS EXPERIMENTAIS

Nesta seção são apresentados os principais resultados experimentais obtidos, nomeadamente a relação força-deslocamento, a evolução da energia dissipada e a relação amortecimento equivalente- ductilidade. São também estabelecidas várias comparações entre os resultados obtidos dos vários provetes com os resultados dos provetes padrão. Estas comparações permitem averiguar a influência das propriedades da aderência e influência da pormenorização da armadura (emendas dos varões longitudinais dos pilares e vigas, transição dos varões inferiores das vigas para a parte superior do nó e tipo de ancoragem dos varões longitudinais das vigas no nó) no comportamento cíclico dos nós viga- pilar. Também são apresentados esquemas com o estado de dano final da face superior dos provetes.

A energia dissipada foi calculada para todos os ciclos e corresponde à soma acumulativa da área interior dos ciclos força-deslocamento. Nos diagramas da evolução da energia dissipada, a marca de maior tamanho corresponde ao ponto último, definido como sendo o ponto onde a força lateral do topo do pilar tem uma redução de 20% em relação ao valor máximo atingido. O amortecimento equivalente (ξ eq ) foi determinado de acordo com [16,22]. A ductilidade (µ Δ ) corresponde à razão entre o deslocamento imposto no topo do pilar (d c ) e o deslocamento de cedência (Δy). O deslocamento de cedência foi determinado de acordo com o Anexo B.3 do Eurocódigo 8 [23], considerando a idealização elasto-perfeitamente plástica da relação força-deslocamento.

3.1 Nós viga-pilar interiores

3.1.1 Resultados globais

As envolventes força-deslocamento, a evolução da energia dissipada e a relação amortecimento equivalente são apresentadas na Figura 3 e no Quadro 2 é resumido os valores dos pontos mais importantes: i) força máxima atingida (F c,max ) e respectivo valor de drift (Drift Fc,max ); ii) força correspondente ao ponto último (F c,ult ) e respetivo drift (Drift Fc,ult ); iii) força e deslocamento correspondente à cedência. A rigidez inicial de todos os provetes é semelhante e a força máxima foi atingida para um nível de drift de 1.5% no caso dos provetes IPA, IPD e ID e de 2.0% nos provetes IPB e IPE. A força última foi atingida para níveis de drift entre 2.86% e 3.19%. O deslocamento de cedência determinado varia entre 15.1mm e 15.7mm nos provetes com armadura nervurada e 20.0mm no provete com armadura nervurada.

-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 -60

-50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50

60 _IPA

IPB IPD IPE ID

Força, FC (kN)

Deslocamento, d

C (mm)

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Energia Dissipada (kN.m)

Drift (%) IPA

IPB IPD IPE ID

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

_eq,IPE = 2.76ln(_) + 5.56

eq,ID = 2.93ln(_) + 4.47

_eq,IPD = 2.27ln(_) + 5.64

_eq,IPB = 2.09ln(_) + 5.85

_eq,IPA = 2.06ln(_) + 5.70 Amortecimento Equivalente,eq (%)

Ductilidade, _ IPA

IPB IPD IPE ID

a) b) c)

Figura 3. Resultados dos nós interiores: a) envolventes força-deslocamento; b) evolução da energia dissipada; c) relação amortecimento equivalente-ductilidade.

Os provetes IPB e IPE apresentaram resistência máxima, degradação da resistência e relação

amortecimento equivalente-ductilidade semelhante ao provete padrão IPA, mas dissiparam mais 25%

(6)

e 30% de energia até ao ponto último, respetivamente. O provete IPE exibiu menor força máxima e menor rigidez após o início da fissuração que o provete IPA, uma vez que a quantidade de aço nas vigas era menor. Já o provete ID atingiu maior força máxima (15% mais), maior degradação de resistência, 4% mais energia dissipada e uma maior taxa de crescimento do amortecimento equivalente com o aumento da exigência de ductilidade que o provete IPA. Em relação ao comportamento cíclico (Figura 4), todos os provetes apresentaram uma resposta semelhante em termos do efeito de pinching e pequenas diferenças em relação à rigidez de carga e descarga. O pilar inferior do provete IPD atingiu a rotura para o nível de drift de 3.5%, não permitindo a realização dos ciclos com amplitude de 4.0%.

Quadro 2. Resumo dos principais valores obtidos nos ensaios dos nós interiores.

Provete Força máxima, F

c,max

(kN)

Drift

Fc,max

(%)

Força última, F

c,ult

(kN)

Drift

Fc,ult

(%)

Força de cedência (kN)

Δ

y

(mm)

IPA 53.6 1.5 42.8 2.93 48.7 15.7

IPB 54.2 2.0 43.4 3.19 49.5 15.1

IPD 54.6 1.5 43.6 3.12 52.4 15.5

IPE 51.4 2.0 41.1 3.09 44.8 15.2

ID 61.5 1.5 49.2 2.86 56.6 20.0

-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125

-60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60

Força, FC (kN)

Deslocamento, d_C (mm) IPA

IPB

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125

-60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60

Força, FC (kN)

IPD

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

a) b)

-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125

-60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60

Força, FC (kN)

IPE

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125

-60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60

Força, FC (kN)

Deslocamento, d

C (mm) IPA

ID

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

c) d)

Figura 4. Relação força-deslocamento: a) IPA-IPB; b) IPA-IPD; c) IPA-IPE; d) IPA-ID.

3.1.2 Dano final

Na Figura 5 é apresentado o estado de dano na face superior de cada provete no final de cada ensaio.

Comparando os vários esquemas com a marcação das fissuras, verifica-se que o provete ID apresentou

maior distribuição do dano ao longo dos pilares e vigas que os provetes com armadura lisa. O provete

IPD apresentou menor dano no nó que os restantes provetes, devido ao maior confinamento do nó

proporcionado pela emenda dos varões longitudinais da viga (duplicação da quantidade de aço). Por

este facto o colapso do provete IPD deu-se no pilar inferior e não no nó como acontecera nos outros

provetes.

(7)

IPA IPB IPD

IPE ID

Figura 5. Estado final de dano na face superior dos nós interiores.

3.2 Nós viga-pilar exteriores

3.2.1 Resultados globais

Figura 6 mostra as envolventes força-deslocamento, evolução da energia dissipada e a relação amortecimento equivalente-ductilidade para cada provete e no Quadro 3 é feito o resumo dos valores obtidos para os principais parâmetros. Todos os provetes apresentaram rigidez semelhante praticamente até ser atingido o valor máximo de força. No entanto, após ser atingida a força máxima, foi notória a diferença da degradação de resistência dos vários provetes, como se pode comprovar pelos valores correspondentes ao drift último presentes no Quadro 3. O provete TPB exibiu menor degradação de resistência e amortecimento equivalente para a mesma exigência de deformação e dissipou mais 8% de energia que o provete TPA. O provete TPC apresentou uma significativa degradação de resistência e menor energia dissipada (64% menos até ao ponto último) e maior amortecimento equivalente que o provete TPA. O provete TD apresentou maior resistência máxima (6% mais), maior degradação de resistência, 16% mais energia dissipada e maior crescimento do amortecimento equivalente com o aumento da exigência de deformação que o provete TPA.

-120 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80 100 120 -20

-15 -10 -5 0 5 10 15

20 ^TPA

TPB TPC TD

Força, FC (kN)

Deslocamento, d_C (mm)

-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4

Drift (%)

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5

0 2 4 6 8 10

Energia Dissipada (kN.m)

Drift (%) TPA

TPB TPC TD

0 1 2 3 4 5 6

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18

eq,TPC = 9.10ln(_) + 4.85

eq,TPB = 3.27ln(

) + 4.54

eq,TPA = 3.30ln(_) + 5.32

Amortecimento equivalente, eq (%)

Ductilidade, _ TPA

TPB TPC TD

eq,TD = 5.79ln(_) + 3.92

a) b) c)

Figura 6. Resultados dos nós exteriores: a) envolventes força-deslocamento; b) evolução da energia dissipada;

c) relação amortecimento equivalente-ductilidade.

Quadro 3. Resumo dos principais valores obtidos nos ensaios dos nós exteriores.

Provete Força máxima, F

c,max

(kN)

Drift

Fc,max

(%)

Força última, F

c,ult

(kN)

Drift

Fc,ult

(%)

Força de cedência (kN)

Δ

y

(mm)

TPA 19.6 1.5 15.7 2.55 17.6 17.8

TPB 19.7 1.5 15.7 2.90 17.4 17.9

TPC 18.2 1.0 14.6 1.40 16.0 17.5

TD 20.8 1.3 16.6 2.49 18.7 17.9

(8)

A Figura 7 mostra a comparação da relação força-deslocamento dos vários provetes com a do provete padrão. Todos os provetes apresentam semelhante efeito de pinching, excepto no provete TPC onde é mais evidente. O provete TPC apresentou um comportamento ciclíco diferente do obtido no provete padrão, evidenciando assim a importância do detalhe da ancoragem dos varões longitodinais da viga nó. A rutura prematura do provete TPC teve a ver com a falta de confinamento do betão na zona do nó e com o facto de existirem tensões de tracção no betão junto aos ganchos dos varões longitudinais das vigas.

-100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15

20 TPA

TPB

Força, FC (kN)

-3 -2 -1 0 1 2 3

Drift (%)

-100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15

20 TPA

TPC

Força, FC (kN)

-3 -2 -1 0 1 2 3

Drift (%)

-100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15

20 TPA

TD

Força, FC (kN)

-3 -2 -1 0 1 2 3

Drift (%)

a) b) c)

Figura 7. Relação força-deslocamento: a) TPA-TPB; b) TPA-TPC; c) TPA-TD.

3.2.2 Dano final

A Figura 8 apresenta os esquemas com os danos abservados no final dos ensaios na face superior de cada provete. Em todos os provetes foi observado destacamento do betão de recobrimento na zona lateral do nó. No entanto, no provete TPC o destacamento do betão alcançou também a zona mais interior do betão. O provete TPB foi o único que não apresentou fissuras de corte no nó, uma vez que o dano se concentrou mais nas interface pilar-nó devido à emenda dos varões longitodinais do pilar superior. Nos provetes TPA e TD, as fissuras de corte no nó foram várias e atingiram toda a área do nó, enquanto no provete TPC apenas se formaram duas fissuras principais de corte no nó. O provete TD apresentou também maior distribuição dos danos, principalmente ao longo da viga, que os provetes com armadura nervurada. O modo de rutura em todos os provetes passou pelo destacamento do betão na zona do nó, seguido de encurvatura dos varões longitudinais do pilar nessa zona.

TPA TPB TPC TD

Figura 8. Estado final de dano na face superior dos nós interiores.

CONCLUSÕES

Foram realizados ensaios cíclicos, à escala real, de nós viga-pilar interiores e exteriores com armadura

lisa e nervurada e com várias pormenorizações de armadura. Com os ensaios realizados foi possível

estabelecer diversas comparações entre os resultados dos provetes para investigar a influência, no

comportamento cíclico dos nós do tipo de armadura, da presença de emenda dos varões longitudinais

dos pilares e vigas, da despensa da armadura das vigas e do tipo de ancoragem dos varões

longitudinais das vigas no nó. Os resultados experimentais foram analisados em termos de rigidez

inicial, resistência máxima, degradação de resistência, energia dissipada, relação amortecimento

equivalente-ductilidade e estado de final dano. Com base nos resultados obtidos, pode-se concluir:

(9)

 Os provetes com emenda da armadura do pilar superior apresentaram maior capacidade de dissipação de energia que os provetes padrão com armadura contínua;

 Os provetes com armadura nervurada apresentaram maior crescimento do amortecimento equivalente com o aumento da exigência de deformação e maior capacidade de dissipar energia que os provetes padrão com armadura lisa;

 A armadura nervurada proporcionou maior distribuição dos danos ao longo dos pilares e vigas dos provetes;

 No caso dos nós exteriores, o tipo de ancoragem dos varões longitudinais da viga pode originar a rutura prematura do elemento;

 Os nós viga-pilar interiores apresentaram uma ductilidade de deslocamento cerca de 50% maior que os nós interiores. No entanto os nós exteriores apresentaram valores de amortecimento equivalente maiores que os nós interiores;

 A influência das propriedades da aderência foi mais evidente nos nós exteriores do que nos nós interiores.

As diferenças no comportamento cíclico dos nós viga-pilar devido ao tipo de armadura e pormenorização da armadura tornam evidente que estes dois parâmetros condicionam a resposta cíclica dos nós viga-pilar.

AGRADECIMENTOS

Este artigo refere investigação realizada com o apoio da FCT – Fundação para a Ciência e a Tecnologia (Portugal), nomeadamente através da Bolsa de Doutoramento do primeiro autor SFRH/BD/62110/2009, no âmbito do Programa Operacional Potencial Humana (POPH) do QREN e co-financiada pelo Fundo Social Europeu. Os autores agradecem às empresas: (i) PAVICENTRO – Pré-Fabricação, S.A. pela construção dos provetes; e (ii) SOMAGUE, GRUPO MENESES, SILVA TAVARES & BASTOS ALMEIDA, MARTIFER INOX, S.A. e PAVIÚTIL, pela colaboração na execução das peças metálicas das estruturas de reação usadas nos ensaios. Os autores agradecem ainda ao Eng. Renato Garcia e ao Eng. Diogo Mariano pela colaboração na preparação dos ensaios.

REFERÊNCIAS

[1] Melo, J.; Fernandes, C.; Varum, H.; Rodrigues, H.; Costa, A.; Arêde, A. (2011). Numerical modelling of the cyclic behaviour of RC elements built with plain reinforcing bars. Engineering Structures, Elsevier, Vol. 33, N. 2, pp. 273-286.

[2] Verderame, G.M.; Fabbrocino, G.; Manfredi, G. (2008). Seismic Response of R.C. Columns with Smooth Reinforcement. Part II: Cyclic Tests. Engineering Structures, Vol. 30, N. 9, pp. 2289- 2300.

[3] Verderame, G.M.; Fabbrocino, G.; Manfredi, G. (2008). Seismic Response of R.C. Columns with Smooth Reinforcement. Part I: Monotonic Tests. Engineering Structures, Vol. 30, N. 9, pp. 2277- 2288.

[4] Verderame, G.M.; Ricci, P.; Manfredi, G.; Cosenza E. (2010). Ultimate Chord Rotation of RC Columns with Smooth Bars: Some Considerations about EC8 Prescriptions. Bulletin of Earthquake Engineering, Vol. 8, N. 6, pp. 1351-1373.

[5] Rodrigues, H.; Varum, H.; Arêde, A.; Costa, A. (2012). A comparative analysis of energy

dissipation and equivalent viscous damping of RC columns subjected to uniaxial and biaxial

loading. Engineering Structures, Elsevier, Vol. 35, pp. 149-164.

(10)

[6] Feldman, L. R; Bartlett, F. M. (2005). Bond strength variability in pullout specimens with plain reinforcement. ACI Structural Journal, Vol. 102, N. 6, pp. 860-867.

[7] Verderame, G. M.; Ricci, P.; Carlo, G.; Manfredi, G. (2009). Cyclic bond behaviour of plain bars.

Part I: Experimental investigation. Construction and Building Materials, Vol. 23, pp. 3499-3511.

[8] Verderame, G. M.; Fabbrocino, G.; Manfredi, G. (2008). Seismic response of R.C. columns with smooth reinforcement. Part II: Cyclic tests. Engineering Structures, Vol. 30, pp. 2289-2300.

[9] Fernandes, Catarina (2012). Cyclic Behaviour of RC Elements With Plain Reinforcing Bars.

Universidade de Aveiro, Tese de doutoramento.

[10] Fernandes, C.; Melo, J.; Varum, H.; Costa, A. (2011). Cyclic behaviour of substandard RC beam- column joints with plain bars. ACI Structural Journal, (aceite para publicação).

[11] Fernandes, C.; Melo, J.; Varum, H.; Costa, A. (2011). Comparative analysis of the cyclic behavior of beam-column joints with plain and deformed reinforcing bars. IBRACON Structures and Materials Journal, Vol. 4, N. 1, pp. 147-172.

[12] Pampanim, S.; Calvi, G.M.; Moratti, M. (2002). Seismic behavior of R.C. beam-column joints designed for gravity loads. Proc. of 12 ^th European Conference on Earthquake Engineering.

Londres. Artigo 726.

[13] Liu, A.; Park, R. (2001). Seismic behaviour and retrofit of pre-1970’s as-built exterior beam- column joints reinforced by plain round bars. Bulletin of the New Zealand Society for Earthquake Engineering, Vol. 34, N. 1, pp. 68-81.

[14] Fernandes, C.; Melo, J.; Varum, H.; Costa, A. (2011). Cyclic behaviour of a two-span RC beam built with plain reinforcing bars. Periodica Polytechnica, Civil Engineering, Vol. 55, N. 1, pp.

21-29.

[15] Marefat, M. S.; Shirazi, S.; Rostamshirazi, R.; Khanmohammadi, M. (2009). Cyclic Response of Concrete Beams Reinforced by Plain Bars. Journal of Earthquake Engineering, Vol. 13, pp. 463- 481.

[16] Varum, Humberto (2003). Seismic Assessment, Strengthening and Repair of Existing Buildings.

Universidade de Aveiro, Tese de doutoramento.

[17] Pinto, A. V.; Varum, H.; Molina, J. (2002). Experimental Assessment and Retrofit of Full-Scale Models of Existing RC Frames. Proc. of 12 ^th European Conference on Earthquake Engineering, Londres, Artigo 855.

[18] Fardis, M.N., Negro, P. (2006). SPEAR – Seismic performance assessment and rehabilitation of existing buildings. Proc. of the International Workshop on the SPEAR Project, ELSA, JRC, EC, Ispra, Itália.

[19] Coelho, M.; Fernandes, P.; Melo, J.; Sena-Cruz, J.; Varum, H.; Barros, J.; Costa, A. (2012) Seismic Retrofit of RC Beam-column Joints Using the MF-EBR Strengthning Techique.

Comportamento cíclico de nós viga-pilar de estruturas antigas de B.A.