Análise da aderência de micro-estacas seladas com calda de cimento

Análise da aderência de micro-estacas seladas com

calda de cimento

João Veludo

D.

Dias-da-Costa

Eduardo

Júlio

RESUMO

A reabilitação do património construído tem-se tornado sucessivamente mais importante no sector da construção. Neste contexto, as intervenções em edifícios e pontes de betão armado exigem frequentemente o reforço das respectivas fundações. Actualmente, uma das soluções mais utilizadas consiste na aplicação de micro-estacas. A utilização deste tipo de elementos é particularmente indicada para reforço de fundações em locais de difícil acesso, em espaços reduzidos e em situações em que a vibração admissível, induzida na estrutura ou em estruturas vizinhas, seja reduzida. Tratando-se de ligações a fundações de betão armado existentes, normalmente recorre-se a uma amarração directa da micro-estaca, através da selagem desta com calda de cimento num furo previamente executado na fundação. Sendo a actual regulamentação claramente insuficiente para o dimensionamento da ligação micro-estaca / fundação, é usual adoptar-se uma abordagem empírica.

Com o objectivo de descrever adequadamente a aderência de micro-estacas de superfície lisa seladas com calda de cimento a uma fundação existente, desenvolveu-se um estudo experimental para estudar a influência dos seguintes parâmetros na aderência na interface calda/micro-estaca: diâmetro da calda, comprimento de selagem e nível de confinamento da calda.

Foram realizados trinta ensaios à compressão até à rotura em modelos micro-estaca selada com calda de cimento com diferentes níveis de confinamento. Neste artigo, descrevem-se os ensaios, discutem-se os resultados e apresentam-se as principais conclusões. De realçar que o valor da tensão de rotura da aderência aumenta com a diminuição do diâmetro da calda e com o aumento do nível de confinamento.

PALAVRAS-CHAVE

Reforço; micro-estaca; calda; selagem; ligação; aderência; confinamento.

1

ISISE, Instituto Politécnico de Leiria, Departamento de Engenharia Civil, joao.veludo@ipleiria.pt 2,3

2

1. INTRODUÇÃO

O reforço de fundações com micro-estacas é hoje em dia uma das soluções mais utilizadas. Um dos aspectos mais importantes é a ligação das micro-estacas à estrutura. As ligações entre as micro-estacas e a estrutura são variadas, dependendo de múltiplos factores: tipo de obra, tipo de fundação, tipo de solicitação, capacidade pretendida para a ligação, tipo de armadura utilizada e pormenores da ligação. No caso de ligações a fundações de betão armado existentes recorre-se, normalmente, a uma amarração directa da armadura, através da selagem desta com calda de cimento num furo previamente executado. A ligação de uma micro-estaca de reforço a uma fundação existente enquadra-se num problema de mecanismo de transferência de cargas. A eficiência da ligação depende da tensão de aderência na interface calda/micro-estaca, a qual não foi ainda caracterizada.

A investigação existente nesta área é bastante reduzida. Gómez et al. [1] realizaram ensaios à compressão para avaliar a capacidade da ligação de micro-estacas de superfície lisa seladas em furos previamente executados por percussão em blocos de betão armado. Os autores concluíram que a capacidade da ligação é controlada pela adesão e pelo atrito na interface calda/micro-estaca e que a resistência residual é inteiramente conseguida por atrito dependendo do nível de confinamento conferido pela armadura existente na fundação. Concluíram igualmente que a capacidade da ligação aumenta com a diminuição do diâmetro do furo previamente executado na fundação e que o comprimento de amarração tem pouca influência na tensão de aderência.

Contrariamente à ligação micro-estaca / fundação, o mecanismo de aderência varão / betão é actualmente bem conhecido sendo controlado por três parâmetros diferentes [2-5]: (1) adesão química entre o varão e o betão, (2) atrito entre o varão e o betão, e (3) ancoragem das nervuras no betão envolvente. Podem ser observados dois mecanismos de rotura: rotura por fractura longitudinal e rotura por arrancamento.

Moosavai et al. [6] realizaram ensaios de tracção, em varões nervurados selados com calda de cimento, para avaliarem a tensão de aderência na interface calda / varão para diferentes níveis de confinamento. Os autores concluíram que as propriedades da calda e o confinamento têm um papel fundamental na tensão de aderência na interface.

Hyett et al. [7] realizaram ensaios de tracção em cabos selados com calda de cimento, utilizando uma célula de Hoek modificada, tendo concluído que a tensão de aderência depende fortemente do atrito na interface calda / cabo sendo a contribuição da adesão pouco significativa. A tensão de aderência depende também da pressão gerada na interface causada pela dilatância devido ao escorregamento relativo entre o cabo e a calda confinada. Os mesmos autores num estudo anterior observaram que os parâmetros mais influentes na capacidade da ligação de cabos selados são: a relação água / cimento da calda, o comprimento de selagem, e o nível de confinamento radial da calda [8].

Yahia et al. [9] estudaram a aderência de ancoragens seladas com calda em furos previamente executados em rocha. Os autores concluíram que o mecanismo principal para mobilizar a aderência está relacionado com o atrito desenvolvido nas interfaces calda / ancoragem e calda / rocha. Concluíram igualmente que o atrito depende das propriedades da calda e da rocha, da geometria e da rugosidade da superfície do furo previamente executado e da geometria dos varões.

Dos trabalhos anteriormente referidos, pode assumir-se que o mecanismo de transferência de carga entre uma micro-estaca de reforço e uma fundação de betão armado existente é controlado por três parâmetros diferentes: (1) adesão química nas interfaces calda / micro-estaca e calda / betão, (2) o atrito gerado nas interfaces calda / micro-estaca e calda / betão, e (3) a ancoragem de anéis ou varões soldados na superfície da micro-estaca, se considerados.

Os regulamentos actuais para dimensionamento de estruturas de betão armado, nomeadamente o regulamento americano, ACI 318 [10], a regulamentação europeia, Eurocódigo 2 [11], e o manual do CEB-FIP, MC 1990 [3], apresentam expressões para a determinação do valor da tensão de rotura da

aderência e para a determinação do comprimento de amarração de varões ancorados no betão. Contudo, nenhum destes regulamentos apresenta expressões para o cálculo do comprimento de amarração ou para a determinação do valor da tensão de rotura da aderência para varões selados em furos previamente executados em elementos de betão armado existentes. Acresce que a utilização das expressões propostas nos regulamentos referidos conduz a valores excessivamente conservativos do comprimento de amarração de micro-estacas de superfície lisa seladas em furos previamente executados, não sendo por isso viável na investigação realizada pelos autores.

2. PROGRAMA EXPERIMENTAL

Como o objectivo de estudar a influência do comprimento de amarração, do diâmetro da selagem e do nível de confinamento, foram definidas quinze situações diferentes e, para cada uma, foram ensaiados dois provetes à compressão. Para simular vários níveis de confinamento da micro-estaca selada com calda de cimento foram utilizados tubos de PVC, tubos de aço e blocos de betão. Os provetes produzidos consistiram na selagem de trinta micro-estacas de superfície lisa em dez tubos de PVC, dez tubos de aço e dez furos previamente executados em blocos de betão. Para avaliar a influência dos parâmetros referidos na tensão de aderência na interface calda / tubo, os provetes foram ensaiados à compressão até ser atingida a rotura. Para além dos parâmetros avaliados, os restantes foram mantidos constantes em todos os testes: a classe de betão, a composição da calda, o tipo de micro-estaca utilizado, as características do ensaio realizado, entre outros.

2.1 Materiais

Para a armadura da micro-estaca foi utilizado um tubo da classe API N80 com 60 mm de diâmetro e 6 mm de espessura. Nos testes realizados com blocos de betão, o tubo foi reforçado com um varão Dywidag da classe BSt 500 com diâmetro de 16 mm. No topo de cada micro-estaca foi soldada uma chapa de aço com dimensões 150×150×20 mm3. Por fim, o tubo foi enchido com calda de cimento. A rugosidade média da superfície do tubo, medida com um rugosímetro laser [12], foi de 1 mm.

Foi utilizada uma calda com uma resistência à compressão aos 28 dias de 53.4 MPa, um módulo de elasticidade de 14.2 GPa e uma relação água/cimento de 0.4. Os ensaios para a determinação da resistência à compressão foram realizados de acordo com as normas EN 445 [13], EN 447 [14] e EN 196 1 [15]. O módulo de elasticidade foi determinado de acordo com a especificação do LNEC E397 [16]. A composição da calda utilizada (/m3) foi a seguinte: 1327 kg de cimento Portland tipo I:42.5R, 530 l de água, 13.27 kg de superplastificante redutor de água (carboxilato modificado), e 13.27 kg de adjuvante expansivo. A massa volúmica determinada foi de 19.2 kg/m3. Foram ainda realizados os seguintes ensaios, de acordo com a norma Europeia EN 445 [13]: fluidez de 11s, variação de volume nula (0%), exsudação de 0.45 % e percentagem de ar de 2%. Os resultados obtidos estão dentro dos limites impostos pela EN 447 [14].

Conforme referido, o confinamento foi assegurado com tubos de PVC, tubos de aço e blocos de betão (ver Quadro 1). No caso do PVC foram utilizados tubos da classe PN10 com três diâmetros diferentes. De acordo com as indicações do fabricante, foi considerado um módulo de elasticidade de 3.0 GPa e um coeficiente de Poisson de 0.3. No caso do aço, foram utilizados tubos St 52 BK+S da classe 520/600 MPa com três diâmetros diferentes. No caso dos blocos de betão, foi utilizado um betão com uma tensão de rotura à compressão, aos 28 dias, de 32.5 MPa e um módulo de elasticidade de 35 GPa (à data dos ensaios, o módulo de elasticidade medido foi de 37.1 GPa). A composição de betão adoptada (/m3) foi a seguinte: 280 kg de cimento Portland tipo II:42.5 R, 180 l de água, 250 kg de areia lavada com um módulo de finura 2.56, 710 kg de areia grossa com o módulo de finura 3.71, 180 l de água, 880 kg de agregado calcário com um módulo de finura 6.35, e 2.8 kg de adjuvante redutor de água. Os ensaios de compressão foram realizados de acordo com a EN 12 390-1 [17] e 12390-3 [18]. O módulo de elasticidade foi determinado de acordo com a especificação do LNEC E 397 [19].

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Os blocos de betão foram armados na base com uma malha de cinco varões de 8 mm em cada direcção. O recobrimento nominal utilizado foi de 50 mm.

2.2 Modelos utilizados

Na Fig. 1 está representada a geometria dos provetes utilizados nos ensaios à compressão.

Tubo Confinamento (Aço/PVC) Chapa de aço Lb Dc Calda 50 mm Chapa de aço c Lb D Tubo Furo Varão Dywidag Poliestireno extrudido 150 mm 500 mm 450x450 mm2 Calda Chapa de aço a) b) Figura 1. Geometria dos provetes confinados: a) com aço/PVC; e b) com bloco de betão.

Para o fabrico dos provetes de calda confinados com tubos de PVC / aço, cada micro-estaca foi colada numa cofragem metálica no centro de cada tubo de confinamento, sendo posteriormente colocada calda de cimento no interior de cada tubo.

A preparação dos blocos de betão reforçados com micro-estacas consistiu em 4 fases distintas. Inicialmente procedeu-se à montagem da cofragem constituída por elementos metálicos e elementos de madeira para as divisórias, permitindo executar blocos com dimensões 450×450×500 mm3. Seguiu-se a colocação da armadura inferior e a betonagem dos blocos. Após 28 dias de cura do betão, foi realizada em cada bloco uma carotagem com o diâmetro e o comprimento de selagem pretendidos. Finalmente procedeu-se à selagem das micro-estacas com calda de cimento.

Um dos principais objectivos da investigação aqui descrita, consistia na obtenção do valor da tensão de rotura da aderência na interface calda / micro-estaca, para diferentes níveis de confinamento da calda de selagem. Com os tubos de PVC pretendia-se obter um limite inferior do confinamento, tendo sido utilizados sobretudo para prevenir a fissuração da calda durante a cura. A utilização dos tubos de aço permitiu simular um confinamento moderado. E, com os blocos de betão, pretendia-se obter o nível mais alto de confinamento. A rigidez radial, Kr (MPa/mm), de cada tipo de confinamento

utilizado, pode ser estimada pela teoria da elasticidade, de acordo com a Eq. 1 [20]:





Em que E (MPa) representa o módulo de elasticidade do material de confinamento,  o coeficiente de Poisson, e di e do (mm) os diâmetros interior e exterior, respectivamente.

No Quadro 1 é apresentado um resumo das características dos ensaios à compressão realizados e os valores de Kr para os diferentes níveis de confinamento.

Quadro 1. Programa completo dos ensaios. Provete Dc (mm) Lb (mm) Confinamento do (mm) t (mm) Kr (MPa/mm) Tipo P1-P2 101 200 110 4.5 5.4 PVC P3-P4 101 275 110 4.5 PVC P5-P6 101 350 110 4.5 PVC P7-P8 81 350 90 4.5 8.2 PVC P9-P10 119 350 130 5.5 4.7 PVC S1-S2 100 200 110 5.0 401.3 Aço S3-S4 100 275 110 5.0 Aço S5-S6 100 350 110 5.0 Aço S7-S8 80 350 90 5.0 613.4 Aço S9-S10 120 350 130 5.0 282.9 Aço C1-C2 102 200 450 174 557.9 Bloco de Betão C3-C4 102 275 450 174 Bloco de Betão C5-C6 102 350 450 174 Bloco de Betão C7-C8 82 350 450 184 714.8 Bloco de Betão C9-C10 122 350 450 164 449.7 Bloco de Betão

Dc – Diâmetro da calda; Lb – comprimento de amarração; do – Diâmetro exterior; t – Espessura; Kr – Rigidez radial.

Na Fig. 2 são apresentados os esquemas dos ensaios adoptados para as duas situações adoptadas: (a) provetes de calda / micro-estaca confinados com tubos de aço / PVC; e (b) micro-estacas seladas em blocos de betão armado. No primeiro caso foi colocado um prato metálico com um furo para permitir o deslizamento da micro-estaca durante o ensaio à compressão. No segundo caso, na base do furo executado em cada bloco de betão armado colocou-se um disco de poliestireno extrudido com 50 mm de espessura, com o mesmo objectivo.

LVDT LVDT LVDT LVDT Célula de carga Célula de carga a) b) c)

Figura 2. Esquema dos ensaios: a) provete confinado com tubos de aço/PVC; b) provete confinado com blocos de betão; c) ensaios à compressão.

Os provetes confinados com tubos de aço / PVC foram ensaiados à compressão numa máquina universal com capacidade de 60 tonf. As micro-estacas seladas em blocos de betão foram ensaiadas à compressão numa prensa com capacidade de 500 tonf (Fig. 2c). Para medir a carga aplicada, foram utilizadas células de carga de 100 kN. Para medir o deslocamento relativo entre a base do prato da micro-estaca e a superfície do bloco, foram utilizados dois transdutores de 25 mm. Todos os instrumentos de medida foram ligados a um data logger. Os ensaios foram sempre realizados com controlo de deslocamentos, adoptando-se uma velocidade reduzida, 0.025 mm/s, para permitir obter a capacidade de carga residual, i.e., após a rotura da ligação.

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3. RESULTADOS E DISCUSSÃO

No Quadro 2 são apresentados, para cada situação, os valores médios de: (i) carga de rotura, (ii) tensão de rotura da aderência, fb (MPa), determinado dividindo a carga de rotura, Pu (N), pelo perímetro e

pelo comprimento de selagem da micro-estaca, e (iii) deslocamento na rotura.

Quadro 2. Resumo dos resultados dos ensaios. Provete Carga de rotura,

Pu (kN) Tensão de rotura da aderência, fb (MPa) Deslocamento na rotura (mm) Confinamento P1-P2 40.3 1.07 0.301 PVC P3-P4 46.5 0.90 0.346 PVC P5-P6 70.5 1.07 0.528 PVC P7-P8 45.8 0.69 0.868 PVC P9-P10 91.8 1.39 0.609 PVC S1-S2 160.7 4.26 0.952 Aço S3-S4 244.9 4.72 1.092 Aço S5-S6 345.4 5.23 1.414 Aço S7-S8 396.3 6.01 1.774 Aço S9-S10 245.5 3.65 1.338 Aço C1*-C2 281.3 7.46 0.759 Bloco de betão C3*-C4 402.2 (391.2**) 7.76 1.886 (1.011**) Bloco de betão C5-C6 485.5 7.36 1.287 Bloco de betão C7-C8 549.8 8.33 1.341 Bloco de betão C9-C10 410.9 6.23 1.184 Bloco de betão

* Valores eliminados – modelos instrumentados. Carga de pico muito reduzida ** Carga e deslocamento no início da rotura

Durante os ensaios foram observados dois tipos de rotura distintos. Para os ensaios realizados com confinamento de tubos de PVC, a rotura ocorreu devido à fractura longitudinal da calda, permitindo a formação de (três a quatro) gomos, com deslocamento radial. Para os níveis mais elevados de confinamento (tubo de aço e blocos de betão), foi registado um mecanismo de rotura misto consistindo na fendilhação longitudinal da calda e consequente deslizamento da micro-estaca. Nestes casos, os parâmetros que mais influenciam a capacidade da ligação são as características da calda, a textura da superfície da micro-estaca e o diâmetro da calda. Não foi visível qualquer fendilhação nos blocos de betão.

A Fig. 3a) ilustra a relação carga / deslocamento obtida para cada uma das três situações de confinamento consideradas. As relações carga / deslocamento observadas em todos os ensaios são similares. Cada curva consiste num tramo linear até se atingir 70 – 80% da carga de rotura, seguido de um tramo não-linear até à rotura. Após a rotura, verifica-se uma queda acentuada na resistência até se atingir uma tensão residual constante, para deslocamentos na ordem dos 15 mm. Em todos os ensaios, a tensão residual representa aproximadamente 50 % da tensão de rotura. Estes resultados corroboram os obtidos por Gómez et al. [1].

Constata-se que, para um diâmetro de selagem de 100 mm e um comprimento de selagem de 350 mm, a capacidade da ligação aumenta com o nível de confinamento. Observa-se que, para níveis mais elevados de confinamento, o início do tramo não-linear ocorre para valores mais elevados do carregamento. A rigidez inicial da ligação também aumenta com o nível do confinamento radial. Após a rotura, as curvas correspondentes aos diferentes níveis de confinamento têm comportamento semelhante indiciando que a fase pós-rotura não depende do nível de confinamento.

0 100 200 300 400 500 600 0 5 10 15 Car g a (k N ) Deslocamento (mm)

PVC Aço Bloco de Betão

C5-C6 S5-S6 P5-P6 Comprimento de selagem Lb=350mm Diâmetro da calda Dc=100mm 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 150 200 250 300 350 400 D e sl o c am e n to n a R o tu ra (m m ) Comprimento de Selagem (mm)

PVC Aço Bloco de Betão

Diâmetro da calda Dc= 100 mm

a) b) Figura 3. a) Relação carga / deslocamento para diferentes níveis de confinamento; e b) relação

deslocamento na rotura – comprimento de selagem.

Em todos os ensaios realizados, a rotura verificou-se para um deslocamento do topo da micro-estaca inferior a 1.9 mm. Para um diâmetro da calda de 100 mm e para o mesmo nível de confinamento, o deslocamento aumenta com o comprimento de selagem (ver Fig. 3b). Para os ensaios em que se verificou o mesmo tipo de rotura (confinamento com tubo de aço e com bloco de betão), o deslocamento observado na rotura decresce com o aumento do nível do confinamento devido à menor fendilhação da calda. No caso dos provetes confinados com PVC, os deslocamentos são bastante inferiores devido à fractura longitudinal da calda e a consequente deformação radial do confinamento. A tensão de rotura da aderência na interface calda / tubo depende de duas componentes: adesão química e atrito. O efeito da adesão química é reduzido e transitório, sendo destruído no início do ensaio. Após esta fase, verifica-se o deslizamento relativo da micro-estaca em relação à massa de calda, sendo a capacidade da ligação controlada pelo atrito. O deslocamento da micro-estaca é acompanhado por dilatância provocando uma tensão normal na interface por efeito do confinamento. O valor da dilatância depende das propriedades mecânicas da calda, das irregularidades da superfície da micro-estaca e do diâmetro da calda. O valor residual depende do material de confinamento

Gomez et al. [1], com base nos resultados obtidos em ensaios à compressão realizados com micro-estacas lisas seladas em furos previamente executados, por percussão, em blocos de betão armado (com uma percentagem de armadura correspondente a 1% do volume de betão), propuseram uma expressão que relaciona o valor médio da tensão de rotura da aderência,

f

4.14 0.054



 

a

f



4.83 0.054





a

Esta expressão é válida para valores de a entre 6.4 mm e 50.8 mm, e para uma calda de cimento com uma resistência mínima à compressão aos 28 dias de 27.6 MPa e com um módulo de elasticidade mínimo de 6.9 GPa. É de notar que o valor médio da tensão de rotura da aderência dada pela Equação 2 é independente do nível de confinamento.

A Fig. 4 ilustra a relação entre a tensão de rotura da aderência e a rigidez radial do confinamento obtida com base nos resultados da investigação aqui descrita. É possível verificar que a tensão de aderência está fortemente relacionada com a rigidez radial do confinamento (apresentando um coeficiente de correlação de 0.94).

8 fb= 0.0101Kr+ 1.0214; R² = 0.9388 0 2 4 6 8 10 0 200 400 600 800 Tensão d e R o tu ra da A d er ênci a, fb (M P a )

Rigidez Radial, Kr (MPa/mm)

Comprimento de selagem Lb=350 mm

Figura 4. Relação entre a tensão de rotura da aderência e rigidez radial.

Para estimar a tensão de aderência na interface calda / micro-estaca, os autores propõem a seguinte relação:

0.0101

1.0214

b r

f



K



em que fb (MPa) é a tensão de rotura da aderência na interface calda / micro-estaca, e Kr (MPa/mm) é a

rigidez radial dada pela Eq. 1. A Eq. 3 é válida para micro-estacas de superfície lisa, seladas num furo previamente executado na fundação com uma calda de cimento com uma resistência mínima à compressão aos 28 dias de 53.4 MPa e com um módulo de elasticidade mínimo de 14.2 GPa. Recomenda-se a consideração de um factor de segurança. De referir que a Eq. 3 é mais adequada do que a Eq. 2 para se obter uma estimativa da tensão de rotura da aderência, por ter em consideração o confinamento.

Na Fig. 5 a) é ilustrada a relação entre a tensão de aderência na interface calda / micro-estaca e o diâmetro da calda. Para materiais de confinamento com módulos de elasticidade superiores ao da calda (aço e blocos de betão), verifica-se que a tensão de rotura da aderência depende significativamente da rigidez radial, aumentando, por isso, com o decréscimo do diâmetro da selagem. Para os provetes confinados com PVC, com um módulo de elasticidade inferior ao da calda, a tensão de aderência aumenta com o diâmetro da calda. O aumento do diâmetro da calda implica um acréscimo da rigidez radial do confinamento e da tensão de rotura da aderência na interface.

0.69 1.07 1.39 6.01 5.23 3.72 8.33 7.36 6.23 0 2 4 6 8 10 60 80 100 120 140 Tensão de R o tu ra da Ad e rênci a ( M Pa ) Diâmetro da Calda (mm)

PVC Aço Bloco de Betão

Comprimento de selagem Lb=350 mm 1.07 _0.90 1.07 4.26 4.72 5.23 7.46 7.76 7.36 0 2 4 6 8 10 150 200 250 300 350 400 T e n s ão de Ro tu ra da A d er ênci a ( M Pa) Comprimento de Selagem (mm)

PVC Aço Bloco de Betão

Diâmetro da calda Dc=100 mm

a) b) Figura 5. Relação da rotura da aderência com: a) diâmetro da calda; e b) comprimento de

selagem.

A relação entre a tensão de aderência e o comprimento de selagem é apresentada na Fig. 5 b). A tensão de aderência é pouco influenciada pelo comprimento de selagem. Estes resultados são consistentes com os obtidos por Gómez et al. [1] em ensaios à compressão realizados com micro-estacas seladas em furos previamente executados em blocos de betão.

4. CONCLUSÕES

Em todos os ensaios realizados, verificou-se após a rotura um súbito decréscimo da capacidade da ligação, seguido de um comportamento dúctil, i.e., com um valor residual constante representando aproximadamente 50% do valor da tensão de rotura.

A ligação de uma micro-estaca selada num furo previamente executado numa fundação existente é controlada primeiro pela adesão na interface calda / micro-estaca e, depois, por atrito, sendo este proporcional ao nível do confinamento. Após atingida a carga de pico, a capacidade da ligação é controlada pelo atrito.

Quando o valor do módulo de elasticidade do material do confinamento é inferior ao módulo de elasticidade da calda, caso do PVC, a rotura ocorre por fractura longitudinal com separação de gomos na direcção radial. Nestas situações, verifica-se que o confinamento conferido pelo diâmetro da calda é essencial. Para níveis de confinamento superiores (tubo de aço e bloco de betão), as propriedades mecânicas e o diâmetro da calda são os parâmetros críticos, ocorrendo um mecanismo de rotura misto consistindo na fendilhação longitudinal da calda e consequente deslizamento da micro-estaca.

No caso de micro-estacas seladas em furos previamente executados numa fundação existente e para confinamentos com tubos de aço, o diâmetro da calda tem uma influência significativa no valor da tensão de rotura da aderência. O valor da tensão aumenta com o decréscimo do diâmetro da calda. Finalmente, de referir que não se verificou uma variação da tensão de rotura da aderência com o comprimento de selagem das micro-estacas.

AGRADECIMENTOS

A realização do estudo aqui apresentado só foi possível graças à colaboração das seguintes empresas: Dywidag, Sika, Hilti e Secil, às quais os autores apresentam os seus agradecimentos sinceros.

REFERÊNCIAS

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[11] CEN - Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings (EN 1992-1-1). Brussels: European Committee for Standardization, 2004.

[12] SANTOS, P., JÚLIO, E. - Development of a laser roughness analyser to predict in situ the bond strength of concrete-to concrete interfaces. Magazine of Concrete Research. Vol. 60(5), 2008, p. 329-337.

[13] EN - EN 445: Grout for prestressing tendons. Test methods. European Committee for Standarditazion, 2000.

[14] EN - EN 447: Grout for prestressing tendons. Basic requirements. European Committee for Standarditazion, 2000.

[15] CEN - EN 196-1 Methods of testing cement - Part 1: Determination of strength. European Committee for Standarditazion, 2005.

[16] LNEC - Especificação E-397 - Betões. Determinação do módulo de elasticidade.: Laboratório Nacional de Engenharia Civil, 1993.

[17] CEN - EN 12390-1 Testing hardened concrete - Part 1: Shape, dimensions and other requirements for specimens and moulds. European Committee for Standardization, 2000.

[18] CEN - EN 12390-3 Testing hardened concrete - Part 3: Compressive strength of test specimens. European Committee for Standardization (CEN), 2003.

[19] LNEC - Especificação E 397 - Determinação do módulo de elasticidade em compressão. Laboratório Nacional de Engenharia Civil, 1993, p. 2.

[20] TIMOSHENKO, S., GOODIER, J. - Teoria da Elasticidade. 3 ed., Rio de Janeiro: Editora Guanabara Dois 1980, 545 p.