Comportamento de secções de betão armado

 ÍNDICE

 ÍNDICE

1.

1. -- ININTRTRODODUÇUÇÃOÃO... 11

2.

2. -- COMCOMPORPORTAMTAMENTENTO O DOS DOS MATMATERIERIAIS...AIS... 22 2.1

-2.1 - COMPCOMPORTAMORTAMENTO ENTO DE DE AÇO AÇO DE DE REFOREFORÇORÇO ...2....2 2.1.1

-2.1.1 - COMPORTAMCOMPORTAMENTO A SOLICITAÇÕES MONOTENTO A SOLICITAÇÕES MONOTÓNICAS UNIAXIÓNICAS UNIAXIAISAIS ...2...2 2.1.1.1

-2.1.1.1 - MODELO BILINEAR...8MODELO BILINEAR...8 2.1.1.2

-2.1.1.2 - MODEMODELO LO DE DE MANDMANDER-PRIEER-PRIESTLEYSTLEY-P-PARKARK ...8...8 2.1.1.3

-2.1.1.3 - MODELOS PROPOSTOS EM REGULAMENTOS...10MODELOS PROPOSTOS EM REGULAMENTOS...10

•• REBAP...10REBAP...10

•• EUREUROCÓOCÓDIGDIGO O 22 ... 1010 2.1.2

-2.1.2 - COMPCOMPORTAORTAMENTMENTO A O A ACÇÕACÇÕES ES CÍCLCÍCLICASICAS ...11...11 2.1.2.1

-2.1.2.1 - CLASCLASSIFSIFICAÇICAÇÃO ÃO DOS MODELODOS MODELOS S ANALANALÍTIÍTICOSCOS ...12..12 2.1.2.2

-2.1.2.2 - MODEMODELO LO ELÁSELÁSTO-PLÁSTITO-PLÁSTICO CO PERFPERFEITOEITO ...12....12 2.1.2.3

-2.1.2.3 - MODELO BILINEAR...13MODELO BILINEAR...13 2.1.2.4

-2.1.2.4 - MODEMODELOS LOS MULTMULTILINILINEAREEARESS ...13..13 2.1.2.5

-2.1.2.5 - MODMODELO ELO DE DE RAMBRAMBERG-OSERG-OSGOOGOODD ...14...14 2.1.2.6

-2.1.2.6 - MODEMODELO LO DE ADE AKTANKTAN-KARL-KARLSSSSON-SOZENON-SOZEN ...15..15 2.1.2.7

-2.1.2.7 - MODEMODELO LO DE DE MA-BERTERMA-BERTEROO-POP-POPOV...OV...16.16 2.1.2.8

-2.1.2.8 - MODELO DE GIUFFMODELO DE GIUFFRÈRÈ -MEN-MENEGOEGOTTO-PINTOTTO-PINTO ...18..18 2.1.2.9

-2.1.2.9 - MODELO DE FILIPPOU-BERTERO-POPOV...19MODELO DE FILIPPOU-BERTERO-POPOV...19 2.2

-2.2 - COMPORTAMENTO DO BETÃO...20COMPORTAMENTO DO BETÃO...20 2.2.1

-2.2.1 - COMPCOMPORTAMORTAMENTO A ENTO A SOLISOLICITACITAÇÕES UNIAXIÇÕES UNIAXIAISAIS ...20.20 2.2.1.1

-2.2.1.1 - COMPCOMPORTAMORTAMENTO ENTO À À COMPCOMPRESSRESSÃOÃO...20...20 2.2.1.2

-2.2.1.2 - COMCOMPORTPORTAMENAMENTO TO À À TRACTRACÇÃOÇÃO ...23...23 2.2.1.3

-2.2.1.3 - COEFICOEFICIENTCIENTE E DE DE POISPOISSONSON ...23...23 2.2.2

-2.2.2 - COMPORTAMENTO COMPORTAMENTO A A SOLICITAÇÕES SOLICITAÇÕES BIAXIAIS BIAXIAIS E E TRIAXIAISTRIAXIAIS ...23...23 2.2.2.1

-2.2.2.1 - SOLISOLICITAÇCITAÇÕES ÕES BIAXIBIAXIAISAIS ...23..23 2.2.2.2

-2.2.2.2 - SOLSOLICITICITAÇÕEAÇÕES S TRIATRIAXIAIXIAIS...S...26....26

•• CONFINAMENTO DO BETÃO POR ARMADURAS...27CONFINAMENTO DO BETÃO POR ARMADURAS...27

•• MODELOS DO EUROCÓDIGMODELOS DO EUROCÓDIGO 2 O 2 [7] PARA O [7] PARA O CONFINAMENCONFINAMENTO DO BETÃO.TO DO BETÃO. ...29..29 2.2.3

-2.2.3 - MODEMODELOS PLOS PROPOROPOSTOS ESTOS EM RM REGULAMEGULAMENTOSENTOS ...30....30 2.2.3.1

-2.2.3.1 - COMPCOMPORTAMORTAMENTO ENTO À À COMPCOMPRESSRESSÃOÃO...30...30

•• REBAP...30REBAP...30

•• EUREUROCÓOCÓDIGDIGO O 22 ... 3131

3.

3. -- COMPCOMPORTAORTAMENTMENTO DE O DE SEÇÕSEÇÕES DES DE BEE BETÃO TÃO ARMARMADOADO... 3434 3.1

-3.1 - INTRINTRODUÇÃODUÇÃO E O E FENÓFENÓMENOMENOS S ENVOLENVOLVIDOVIDOSS ...34...34

•• FENDILHAÇÃO FENDILHAÇÃO DA SDA SECÇÃO ECÇÃO E CEDÊNCIE CEDÊNCIA DAS A DAS ARMADURASARMADURAS ...35...35

•• DEGRADAÇÃDEGRADAÇÃO DA O DA RIGIDEZ RIGIDEZ NA NA DESCARGADESCARGA ...35.35

•• DEGRADAÇÃDEGRADAÇÃO O DA DA RIGIDEZ RIGIDEZ NA NA RECARGARECARGA ...35....35

•• EFEIEFEITO DE TO DE APERAPERTO DOS DIAGRAMTO DOS DIAGRAMAS HISTERAS HISTERÉTICOÉTICOSS ...36....36

•• DEGRADDEGRADAÇÃO AÇÃO DA DA RESISRESISTÊNCIATÊNCIA ...38....38

•• ENVOLVÊNCIA DOS DIAGRAMAS ENVOLVÊNCIA DOS DIAGRAMAS PELO DIAGRAMA MONOTÓNICO....PELO DIAGRAMA MONOTÓNICO...38..38 3.2

-3.2 - CLASSIFICAÇÃO DOS MODELOS DE COMPORTAMENTO NÃO LINEAR...39CLASSIFICAÇÃO DOS MODELOS DE COMPORTAMENTO NÃO LINEAR...39 3.2.1

-3.2.1 - MODELOMODELOS DE S DE DISCDISCRETIZARETIZAÇÃO PÇÃO POR POR PONTOSONTOS ...39....39 3.2.2

-3.2.2 - MODELMODELOS DOS DE DISE DISCRETICRETIZAÇÃO ZAÇÃO POR PPOR PEÇASEÇAS ...40.40 3.2.2.1

-3.2.2.1 - MODMODELOS ELOS FENFENOMENOMENOLÓGOLÓGICOSICOS ...40...40 3.2.2.2

-3.2.2.2 - MODELOS FÍSICOS...41MODELOS FÍSICOS...41 3.2.3

-3.2.3 - MODEMODELOS LOS DE DE DISDISCRETCRETIZAÇIZAÇÃO ÃO GLOBGLOBAL....AL...41...41 3.2.4

-3.2.4 - MODELOS DE MODELOS DE PLASTICIDADE CONCENTRAPLASTICIDADE CONCENTRADA E DISDA E DISTRIBUIDATRIBUIDA ...42.42 3.3

-3.3 - MODMODELOS ELOS BILBILINEINEAREARESS ... 4444 3.4

-3.4 - MODMODELO ELO DE DE CLOCLOUGHUGH ... 4545 3.5

-3.5 - MODMODELO ELO DE DE TAKTAKEDAEDA ... 4545 3.6

-3.6 - MODEMODELO LO DE DE QQ-HYST-HYST ... 4949 3.7

-3.7 - MODELO DAS FIBRAS...49MODELO DAS FIBRAS...49 4

 ÍNDICE DE FIGURAS

 ÍNDICE DE FIGURAS

Fig. 1

-Fig. 1 - Diagrama esquemático de um ensaio à tracção de um varão de aço.Diagrama esquemático de um ensaio à tracção de um varão de aço.

Fig. 2

-Fig. 2 - Diagrama de um aço sem ponto de cedência bem definido (aço endurecido)Diagrama de um aço sem ponto de cedência bem definido (aço endurecido)

Fig. 3

-Fig. 3 -Ensaios à tracção e à compressão a varões de aço carbono [15].Ensaios à tracção e à compressão a varões de aço carbono [15].

Fig. 4

-Fig. 4 - Diagramas tensão-deformação de um varão de aço [1].Diagramas tensão-deformação de um varão de aço [1].

Fig. 5

-Fig. 5 - Diagrama tensões-extensões de um ensaio com cargas e Diagrama tensões-extensões de um ensaio com cargas e descargas [3].descargas [3].

Fig. 6

-Fig. 6 - Diagrama tensão-extensão de um ensaio de cargas cíclicas [12].Diagrama tensão-extensão de um ensaio de cargas cíclicas [12].

Fig. 7

-Fig. 7 - Relações constitutivas bilineares.Relações constitutivas bilineares.

Fig. 8

-Fig. 8 - Representação gráfica do modelo de Mander-Priestley-Park [10].Representação gráfica do modelo de Mander-Priestley-Park [10].

Fig. 9

-Fig. 9 - Relação constitutiva de cálculo, REBAP [37]Relação constitutiva de cálculo, REBAP [37]

Fig. 10

-Fig. 10 - Relação constitutiva de cálculo para o aço de reforço, EC2[7]Relação constitutiva de cálculo para o aço de reforço, EC2[7]

Fig. 11

-Fig. 11 - Relação constitutiva típica de um aço sujeito a acções cíclicas [1].Relação constitutiva típica de um aço sujeito a acções cíclicas [1].

Fig. 12

-Fig. 12 - DiagDiagramrama a elelástoásto-plástico perfeito -plástico perfeito e e bilinear bilinear [1].[1].

Fig. 13

-Fig. 13 - Modelo de Yannopoulos e Lepidas [13] (adap. de GOMES [1]).Modelo de Yannopoulos e Lepidas [13] (adap. de GOMES [1]).

Fig. 14

-Fig. 14 - ModelModelo iniciao inicialmente prlmente proposto poposto por Rambergor Ramberg-Osgood, -Osgood, (adap. de (adap. de Proênça [3Proênça [3]).]).

Fig. 15

-Fig. 15 - Modelo de Ramberg-Osgood adaptado por Massing [1].Modelo de Ramberg-Osgood adaptado por Massing [1].

Fig. 16

-Fig. 16 - Diagrama monotónico utilizado no modelo [3].Diagrama monotónico utilizado no modelo [3].

Fig. 17

-Fig. 17 - Representação esquemática para o comportamento histerético [3].Representação esquemática para o comportamento histerético [3].

Fig. 18

-Fig. 18 - Modelo de Giuffrè-Menegoto-Pinto [1].Modelo de Giuffrè-Menegoto-Pinto [1].

Fig. 19

-Fig. 19 - Comportamento típico do betão quando solicitado uniaxialmente.Comportamento típico do betão quando solicitado uniaxialmente.

Fig. 20

-Fig. 20 - Diagramas de ten-são-extensão de provetes de betão solicitados axialmente com váriasDiagramas de ten-são-extensão de provetes de betão solicitados axialmente com várias taxas de defor-mação [23].

taxas de defor-mação [23].

Fig. 21

-Fig. 21 - Diagrama de tensão-deformação de provetes de betão solicitados ciclicamente emDiagrama de tensão-deformação de provetes de betão solicitados ciclicamente em compressão [24].

compressão [24].

Fig. 22

-Fig. 22 - Representação esquemática da envolvente do diagrama tensão-extensão.Representação esquemática da envolvente do diagrama tensão-extensão.

Fig. 23

-Fig. 23 - Diagrama de resistência do betão solicitado biaxialmente [25].Diagrama de resistência do betão solicitado biaxialmente [25].

Fig. 24

-Fig. 24 - Critério de Critério de rotura de rotura de Mohr Mohr [4].[4].

Fig. 25

-Fig. 25 - Envolvente de rotura para combinação de tensões de compressão e corte [4].Envolvente de rotura para combinação de tensões de compressão e corte [4].

Fig. 26

-Fig. 26 - Efeito das tensões triaxiais de compressão no diagrama tensão-extensão do betão, [4].Efeito das tensões triaxiais de compressão no diagrama tensão-extensão do betão, [4].

Fig. 27

-Fig. 27 - Comparação do efeito de confinamento de estribos rectangulares (fig. 26-a), o estribosComparação do efeito de confinamento de estribos rectangulares (fig. 26-a), o estribos circulares/helicoidais (fig. 26-b), [4].

circulares/helicoidais (fig. 26-b), [4].

Fig. 28

-Fig. 28 - Efeito do espaçamento dos estribos/cintas no confinamento de betão [4].Efeito do espaçamento dos estribos/cintas no confinamento de betão [4].

Fig. 29

-Fig. 29 - Modelo do confinamento das cintas helicoidais.Modelo do confinamento das cintas helicoidais.

Fig. 30

Fig. 31

-Fig. 31 - Diagrama parábola-rectângulo, REBAP [7]Diagrama parábola-rectângulo, REBAP [7]

Fig. 32

-Fig. 32 - Relação constitutiva exponencialRelação constitutiva exponencial

Fig. 33

-Fig. 33 - Relação constitutiva proposta pelo EC2 [7], para análises estruturais.Relação constitutiva proposta pelo EC2 [7], para análises estruturais.

Fig. 34

-Fig. 34 - Relação constiRelação constitutivtutiva parábolaa parábola-rectângulo [7].-rectângulo [7].

Fig. 35

-Fig. 35 - Diagrama bilinear para dimensionamento de secções [7].Diagrama bilinear para dimensionamento de secções [7].

Fig. 36

-Fig. 36 - Relação constitutiva do betão proposta no MC90 [28].Relação constitutiva do betão proposta no MC90 [28].

Fig. 37

-Fig. 37 - Ensaios experimentais de Ma, Bertero e Popov [16]Ensaios experimentais de Ma, Bertero e Popov [16]

Fig. 38

-Fig. 38 -Efeito de estreitamento dos diagramas cíclicos [1].Efeito de estreitamento dos diagramas cíclicos [1].

Fig. 39

-Fig. 39 - Ensaio com efeito de aperto em apenas um sentido de carga [3].Ensaio com efeito de aperto em apenas um sentido de carga [3].

Fig. 40

-Fig. 40 - Modelo utilizando dois elementos em paralelo [2].Modelo utilizando dois elementos em paralelo [2].

Fig. 41

-Fig. 41 - Modelo utilizando elementos em série [2].Modelo utilizando elementos em série [2].

Fig. 42

-Fig. 42 - Modelo de plasticidade distribuída – discretização da peça em fatias ao longo do seuModelo de plasticidade distribuída – discretização da peça em fatias ao longo do seu comprimento [2], [30].

comprimento [2], [30].

Fig. 43

-Fig. 43 - Modelos Modelos elasto-plástico elasto-plástico perfeito a) perfeito a) e e elasto-plástico elasto-plástico com endcom endurecimento urecimento b) [1].b) [1].

Fig. 44

-Fig. 44 - Modelo de Clough [1].Modelo de Clough [1].

Fig. 45

-Fig. 45 - Modelo de Takeda [33].Modelo de Takeda [33].

Fig. 46

-Fig. 46 - Representação gráfica das regras do modelo de Takeda [1].Representação gráfica das regras do modelo de Takeda [1].

Fig. 47

-Fig. 47 - Modelo das fibras [1].Modelo das fibras [1].

 ÍNDICE DE QUADROS

 ÍNDICE DE QUADROS

Quadro 1

1. - INTRODUÇÃO

1. - INTRODUÇÃO

Nas últimas décadas a engenharia tem sido impulsionada pelo desenvolvimento dos Nas últimas décadas a engenharia tem sido impulsionada pelo desenvolvimento dos meios de cálculo. Hoje em dia é possível efectuar cálculos que anteriormente seriam meios de cálculo. Hoje em dia é possível efectuar cálculos que anteriormente seriam quase impossíveis. As análises não lineares são um caso típico onde a quantidade de quase impossíveis. As análises não lineares são um caso típico onde a quantidade de memória e de processamento necessários, tornou-a durante muitos anos impraticável. memória e de processamento necessários, tornou-a durante muitos anos impraticável. Assim sendo os modelos de comportamento fisicamente não linear dos materiais, são Assim sendo os modelos de comportamento fisicamente não linear dos materiais, são um assunto que se reveste de crescente importância nos cálculos actuais.

um assunto que se reveste de crescente importância nos cálculos actuais.

Este trabalho teve como objectivo procurar relatar os modelos existentes para simular o Este trabalho teve como objectivo procurar relatar os modelos existentes para simular o comportamento dos materiais aço, betão e o material betão armado.

comportamento dos materiais aço, betão e o material betão armado.

Procurou-se juntar um conjunto vasto de modelos, apresentando uma síntese das suas Procurou-se juntar um conjunto vasto de modelos, apresentando uma síntese das suas características, bem como um conjunto de referências aos trabalhos de pesquisa que características, bem como um conjunto de referências aos trabalhos de pesquisa que descrevem com pormenor os modelos.

descrevem com pormenor os modelos.

No estudo dos materiais foi dada especial atenção ao comportamento do aço, pois é No estudo dos materiais foi dada especial atenção ao comportamento do aço, pois é determinante para o comportamento da estrutura. Foi também abordado o determinante para o comportamento da estrutura. Foi também abordado o comportamento do betão sujeitos a estados de tensão compostos, como são o exemplos comportamento do betão sujeitos a estados de tensão compostos, como são o exemplos de tensões principais, tensões tangenciais, bem como o efeito do confinamento no betão. de tensões principais, tensões tangenciais, bem como o efeito do confinamento no betão. Nos modelos de comportamento de secções de betão armado é apresentado uma breve Nos modelos de comportamento de secções de betão armado é apresentado uma breve introdução aos fenómenos em causa e seus efeitos na resposta da peça. Procurou-se introdução aos fenómenos em causa e seus efeitos na resposta da peça. Procurou-se efectuar um enquadramento dos tipos de modelos existentes para simular o efectuar um enquadramento dos tipos de modelos existentes para simular o comportamento fisicamente não linear das secções de betão armado, referindo-se as comportamento fisicamente não linear das secções de betão armado, referindo-se as suas principais vantagens e

suas principais vantagens e desvantagens.desvantagens.

É importante salientar o facto de a escolha das relações constitutivas depender do tipo É importante salientar o facto de a escolha das relações constitutivas depender do tipo de fenómenos que se pretende caracterizar, bem como o tipo de análise que se pretende de fenómenos que se pretende caracterizar, bem como o tipo de análise que se pretende efectuar. Assim para simular o comportamento em serviço, utiliza-se relações diferentes efectuar. Assim para simular o comportamento em serviço, utiliza-se relações diferentes das utilizadas em análises aos estados limites últimos.

2. - COMPORTAMENTO DOS MATERIAIS

Este capítulo tem como objectivo o estudo do comportamento isolado, dos dois materiais que compõem uma secção de betão armado (aço e betão).

O conhecimento do modo de funcionamento dos materiais é extremamente importante para melhor compreender, modelar e interpretar os fenómenos envolvidos numa secção composta de betão armado.

2.1 - COMPORTAMENTO DE AÇO DE REFORÇO

O comportamento do aço é determinante para funcionamento de uma secção de betão armada sujeita a grandes extensões, pois é neste material que se concentram a maior parte das deformações plásticas da secção e é o aço que confere ductilidade à peça.

Apresentam-se em seguida os fenómenos mais significativos e indispensáveis do comportamento de um aço em varão, tanto para acções monotónicas como para acções cíclicas. Posteriormente são indicados os modelos mais utilizados para simular a sua relação constitutiva, tanto ao nível de regulamentos de estruturas, como ao nível de investigação na área do comportamento fisicamente não linear.

2.1.1 - COMPORTAMENTO A SOLICITAÇÕES MONOTÓNICAS UNIAXIAIS Ao se ensaiar um varão de um aço em tracção até à rotura, obtém-se geralmente um diagrama do tipo indicado na figura 1, que apresenta as seguintes características:

•

O diagrama apresenta um troço linear (elástico) até praticamente à cedência do material. O ponto A indica onde se inicia a quebra do declive do diagrama e denomina-se por ponto limite de proporcionalidade.

•

O material apresenta um ponto, mais ou menos bem definido, onde se inicia um comportamento plástico, à tensão correspondente a este ponto denomina-se tensão de cedênciae à extensão,extensão de cedência.

•

Na maior parte dos aços, o ponto limite de proporcionalidade e ponto de cedência são muito próximos, podendo-se considerar coincidentes.

•

Muitos aços apresentam uma pequena perturbação na zona de entrada em cedência (zona entre os pontos B e C). As impurezas intersticiais do material restringem as deformações da malha, provocando um ponto de cedência artificialmente elevado. Ao se iniciar a cedência do material, as impurezas tendem a libertar-se deixando de restringir da mesma forma a malha, levando a dar-se um queda brusca da tensão. Ao ponto B denomina-se limite superior de cedência e ao ponto C limite inferior de cedência. Em geral considera-se este último para o ponto de cedência, visto representar o material na forma mais pura, isto é sem o efeito das já referidas das impurezas.

•

O material apresenta um patamar de cedência bem definido.

Fig. 1 - Diagrama esquemático de um ensaio à tracção de um varão de aço.

•

O diagrama indica a existência de um troço de endurecimento, onde se regista um aumento da rigidez do provete (zona de declive positivo).

•

Em alguns ensaios pode-se registar um troço de declive negativo antes da rotura da peça, tal deve-se a reduções locais da secção da peça (estricção). Embora o diagrama registe uma diminuição da tensão, na realidade a tensão real aumenta, pois a secção diminui.

Alguns aços, nomeadamente os aços endurecidos, não apresentam um ponto de cedência bem definido (Fig. 2). Para o definir utiliza-se por exemplo o ponto convencional de elasticidade a 0,2% (REBAP[37] e EC2[7]) conforme se indica na figura.

Fig. 2 - Diagrama de um aço sem ponto de cedência bem definido (aço endurecido)

Outra característica destes aços é o facto de não apresentarem patamar de cedência, iniciando-se uma zona típica de endurecimento depois da cedência do material. A extensão na rotura é inferior à dos aços macios, assim como a ductilidade.

Um aço natural apresenta em geral uma extensão na rotura de aproximadamente 20%, podendo em alguns casos atingir os 30%. Por outro lado, um aço do tipo Tempcore apresenta valores da extensão na rotura inferiores, sendo 10% um valor corrente (ver Quadro 1).

tendo como base tratamentos térmicos e/ou mecânicos, geralmente envolvem perdas ductilidade.

A figura 3 representa resultados de ensaios à tracção de um provete de aço-carbono. O ensaio revela uma característica importante do material. Impedindo-se os fenómenos de instabilidade do provete, o comportamento à compressão é semelhante ao à tracção, sendo prática corrente desprezar as diferenças existentes. As principais diferenças residem ao nível do endurecimento e no tamanho dos patamares de cedência. Em geral em tracção o endurecimento é menor e os patamares de cedência são mais curtos.

Valores Médios Valores Característicos

Propriedade A400 A500 A400 A500

fsy [Mpa] 496 585 457 535

fsu [MPa] 598 680 565 633

ε

su[%] 11.8 9.4 9.0 7.1

Quadro 1 - Valores médios e característicos dos varões tipoTempcore (Ensaios [5],[9]).

A figura seguinte representa o comportamento esquemático de um varão de aço, onde na figura 4 a) apenas se procederam cargas e descargas e na figura 4 b) já se procedeu à inversão da tensão aplicada.

Fig. 4 - Diagramas tensão-deformação de um varão de aço [1]. a) sem inversão da tensão aplicada b) com inversão da tensão aplicada.

Conclui-se que ao traccionar um provete de aço até atingir a fase de endurecimento, a descarga processa-se por um troço paralelo ao elástico (E=Es).

No entanto ao se comprimir o provete depois de uma descarga, este regista entrada em regime não linear a uma tensão inferior à de cedência. A este fenómeno denomina-se

efeito de Baushinger  e será abordado mais detalhadamente no capítulo referente às acções cíclicas.

Nas figuras seguintes ilustra-se através de ensaios experimentais os conceitos introduzidos.

2.1.1.1 - MODELO BILINEAR

As relações constitutivas mais utilizadas para modelar o comportamento do aço sujeito a cargas monotónicas, são do tipo bilinear (Fig. 4), sendo usual não ter em conta o endurecimento (Es2=0)

Fig. 7 - Relações constitutivas bilineares.

2.1.1.2 - MODELO DE MANDER-PRIESTLEY-PARK

Para simular o comportamento de aços de dureza natural e do tipo Tempcore, Mander-Priestley-Park [10], propuseram a seguinte relação constitutiva.

Fig. 8 - Representação gráfica do modelo de Mander-Priestley-Park [10].

A relação exprime-se matematicamente por:

Troço Elástico:

σ

s= Es

ε

s 0

≤ ε

s

≤ ε

sy Patamar de cedência:

σ

s= f sy

ε

sy

≤ ε

s

≤ ε

sh Zona de endurecimento:  p sh su s su sy su su s  f   f   f 

 

 

 

 



 

 

−

−

−

−

=

ε ε ε ε σ

(

)

_ε

_sh

_{≤ ε}

_s

_{≤ ε}

_su com sy su sh su sh  f   f   E   p

−

−

=

ε ε

O módulo de elasticidade tangente na zona de endurecimento obtém-se de:

sh su  p sh su s su sy su s s st   p  f   f   E  ε ε ε ε ε ε ε σ

−

 

 

 

 

 

 

−

−

−

=

∂

∂

=

−

1

)

(

1 ; Nota: Esh=Est(

ε

s=

ε

sh)

2.1.1.3 - MODELOS PROPOSTOS EM REGULAMENTOS

•

REBAP

O REBAP [37] preconiza para o dimensionamento aos estados limites últimos uma relação tensão-extensão de cálculo, do tipo elasto-plástico perfeito. Este tipo de diagrama não simula o efeito de endurecimento.

A extensão máxima em tracção é 1% e em compressão é –0.35%.

Fig. 9 - Relação constitutiva de cálculo, REBAP [37]

•

EUROCÓDIGO 2

Para o dimensionamento aos estados limites últimos, o EC2 [7] indica relações constitutivas do tipo bilinear, com a possibilidade de se considerar o endurecimento do aço (figura 7).

2.1.2 - COMPORTAMENTO A ACÇÕES CÍCLICAS

O comportamento típico de um varão de aço corrente, quando sujeito a acções cíclicas é esquematicamente o representado na seguinte figura.

Fig. 11 - Relação constitutiva típica de um aço sujeito a acções cíclicas [1].

Um modelo para simular o comportamento do aço, deverá englobar os seguintes efeitos: 1. Troço elástico, patamar de cedência e troço de endurecimento.

2. Efeito de Baushinger.

3. Endurecimento cíclico isotrópico.

O efeito de Baushinger resulta do facto do aço antecipar o comportamento não linear, depois de ter atingido a cedência, e posteriormente da inversão da deformação. Este efeito origina uma diminuição da rigidez do material.

Por endurecimento cíclico isotrópico entende-se o aumento de tensão que o aço apresenta em ciclos posteriores a excursões plásticas. As excursões são troços do diagrama de tensões-deformação onde se tenha invertido o sentido da deformação.

2.1.2.1 - CLASSIFICAÇÃO DOS MODELOS ANALÍTICOS

Os modelos analíticos das relações constitutivas existentes podem-se classificar quanto à variável independente que utilizam.

Modelos Implícitos:

ε

s= f(

σ

s)

Modelos Explícitos:

σ

s=f(

ε

s)

Existem também relações do tipo, f(

σ

s,

ε

s)=0 e do tipo s ( s) s s  _{E   f  σ} ε σ

=

=

∂

∂

.

2.1.2.2 - MODELO ELÁSTO-PLÁSTICO PERFEITO

O diagrama elasto-plástico perfeito (Figura 12-a) é o mais simples de formular. Apenas deve ser utilizado quando não seja necessário grande precisão nos cálculos, pois não simula o endurecimento, o efeito de Baushinger e o endurecimento cíclico isotrópico.

2.1.2.3 - MODELO BILINEAR

O modelo bilinear (Figura 12-b) apresenta como grande vantagem face ao elasto-plástico perfeito, o facto de permitir simular o efeito do endurecimento da armadura.

2.1.2.4 - MODELOS MULTILINEARES

Alguns modelos para simular o comportamento do aço, utilizam um conjunto de segmentos de recta, esses modelos denominam-se modelos multilineares.

A figura 13 representa um modelo deste tipo, o modelo de Yannopoulos-Lepidas [13]. Esta relação constitutiva necessita dos parâmetros a,b,c e d indicados na figura. Estes devem ser estimados de forma a melhor se adaptarem ao comportamento real da armadura.

Este modelo não simula correctamente a curvatura no diagrama provocado pelo efeito de Baushinger.

2.1.2.5 - MODELO DE RAMBERG-OSGOOD

Este modelo inicialmente apenas contemplava relações constitutivas monotónicas (Figura 14). A relação constitutiva é expressa matematicamente por:

n s s s s  p s e s s  E  k   E 

 

 

_ 

 



 

 

+

=

+

=

ε ε σ σ ε

Uma das principais vantagens deste modelo, reside no facto de necessitar de apenas três parâmetros (Es,k,n).

Fig. 14 - Modelo inicialmente proposto por Ramberg-Osgood, (adap. de Proênça [3]).

Posteriormente Massing [14] adaptou o modelo de forma a englobar o comportamento histerético. A alteração consistia em considerar sequências de curvas do tipo inicialmente proposto, duplicando a amplitude do diagrama (figura 15).

Fig. 15 - Modelo de Ramberg-Osgood adaptado por Massing [1].

2.1.2.6 - MODELO DE AKTAN-KARLSSON-SOZEN

O modelo de Aktan-Karlsson-Sozen [12] utiliza um curva inicial do tipo monotónico: 1. Troço elástico linear (

σ

=Es

ε

)

2. Patamar de cedência (

σ

=f sy)

3. Troço de endurecimento para

ε

s>

ε

sh , expresso por uma equação do tipo de

Ramberg-Osgood: α σ σ σ σ ε ε

 

 

 

 



 

 

+

=

0 0 0 s s s s s s

Para semi-ciclos posteriores à primeira inversão de carga o modelo utiliza também equações do tipo Ramberg-Osgood

α σ σ σ σ σ σ ε ε

 

 

 

 



 



−

+

−

=

0 0 0 s r  s s r  s s s

Sendo: (

σ

r ;

ε

r) as coordenadas da última inversão de carga

σ

s0 ;

ε

s0 ;

α

são parâmetros que se determinam para ciclos ascendentes e

descendentes, utilizando

σ

smin e

σ

smaxanteriormente registadas.

2.1.2.7 - MODELO DE MA-BERTERO-POPOV

O modelo de Ma-Berteo-Popov [16] utiliza os seguintes pontos para definir a curva monotónica:

(0,0) – origem; (

ε

sy ;

σ

sy) – cedência; (

ε

sh ;

σ

sh) – início do endurecimento e 4 outros

pontos para definir o troço de endurecimento (figura 16).

Fig. 16 - Diagrama monotónico utilizado no modelo [3].

A primeira inversão pode dar-se em:

1. Troço elástico – descarga pelo mesmo troço. 2. Patamar de cedência – Caso a)

Caso a) – A primeira inversão ocorre no patamar de cedência.

O modelo utiliza uma equação do tipo Ramberg-Osgood para modelar o primeiro semi-ciclo descendente.

ε

’s=

β

(

σ

’s+

ασ

’s



n), sendo: sy sr  s s ε ε ε ε 2 '

=

−

; sy sr  s s σ σ σ σ 2

'

=

−

;

α

,

β

são parâmetros do modelo. ( ε_sr ; σ_sr ) são os pontos de inversão da carga.

Caso b) – A primeira inversão ocorre no troço de endurecimento.

A descarga segue o troço elástico linear até intersectar o prolongamento do patamar de cedência, a partir do qual segue uma equação do tipo anterior.

Em seguida inicia-se no ponto de inversão a curva monotónica em compressão, depois de se verificar uma das condições:

1. Amplitude do semi-ciclo contado a partir da intersecção com o eixo das abcissas, excede

ε

sh.

2. O valor absoluto da tensão excede a tensão de cedência monotónica.

Se a amplitude do ciclo verificar a condição:

∆

ε_s

>

1₂ ε_sh

−

ε_sy (Figura 17-b), a curva

Sempre que a extensão residual exceder a extensão residual máxima registada até à altura, os parâmetros

α

,

β

e n são actualizados.

2.1.2.8 - MODELO DE GIUFFRÈ-MENEGOTTO-PINTO

O modelo foi inicialmente definido por Giuffrè e Pinto [17] e depois foi modificado por Menegoto e Pinto [18][19].

O diagrama tem as seguintes características:

1. Os caminhos de carga e descarga estão contidos numa envolvente bilinear, constituída por um troço elástico e um troço de endurecimento.

2. O diagrama é definido pela equação:

( )

[

 R

]

 R s s s s 1 * * * *

1

)

1

(

.

ε ε β ε β σ

+

−

+

=

sendo: 0 * s s s ε ε ε = ; 0 * s s s σ σ

σ

=

; antes da primeira inversão.

0 * 2 _s sa s s ε ε ε ε = − ; 0 * 2 _s sa s s σ σ σ

σ = − ; depois da primeira inversão.

β

- Relação entre a rigidez do troço de endurecimento e o módulo de elasticidade inicial,

β

=Es1 /Es.

R – Parâmetro que tem em conta o efeito Baushinger.

ξ ξ

+

=

2 1 0 . a -R R a

sendo: R0, a1, a2 parâmetros que caracterizam o comportamento do material.

ξ

- valor absoluto da deformação plástica da excursão anterior.

Este modelo tem como principal desvantagem o facto de não simular o endurecimento cíclico isotrópico, no entanto tem uma formulação simples e produz resultados relativamente aproximados aos reais.

Fig. 18 - Modelo de Giuffrè-Menegoto-Pinto [1].

Nesta formulação se houverem ciclos de pequena amplitude (situação corrente numa acção sísmica), pode acontecer que o modelo entre em ciclos não envolvidos pelos troços lineares. Assim sendo é necessário guardar informação dos ciclos anteriores, o que pode conduzir a grandes exigências computacionais.

2.1.2.9 - MODELO DE FILIPPOU-BERTERO-POPOV

Em 1983 Filippou, Bertero e Popov [20] propuseram alterar o diagrama de Giuffrè-Menegoto-Pinto para ter em conta o efeito do endurecimento cíclico isotrópico.

Assim o troço linear da envolvente referente à cedência do material é dado por:

 

 

 

 

 

 

−

=

₄ 0 max 3 0 0 a a s s s e s ε ε σ σ

Sendo:

ε

smax- máxima deformação ocorrida, em valor absoluto,

2.2 - COMPORTAMENTO DO BETÃO

Embora na maior parte das situações correntes, o betão está sujeito a tensões actuantes em várias direcções, é importante caracterizar o seu comportamento, em situações especiais, como seja o caso de solicitações uniaxiais.

2.2.1 - COMPORTAMENTO A SOLICITAÇÕES UNIAXIAIS 2.2.1.1 - COMPORTAMENTO À COMPRESSÃO

O resistência à compressão é usualmente obtida pelo ensaio de provetes cilíndricos de com relação altura-diâmetro de 2 (usual

φ

0.15 x 0.30). Os provetes são em geral ensaiados aos 28 dias, mantidos em água a 20 ºC. Em alternativa utilizam-se provetes cúbicos com 15 cm ou 20 cm de lado.

Na figura seguinte apresenta-se as relações tensão/extensão típicas, de provetes cilíndricos ensaiados à compressão.

Analisando a figura anterior é possível chegar às seguintes conclusões:

1. As curvas são praticamente lineares até metade da resistência à compressão máxima.

2. A resistência máxima (valor de pico) é obtido numa zona onde a curva é muito esbatida, isto é com declive praticamente constante.

3. A extensão no valor de resistência máxima, é praticamente constante e toma o valor

ε

c = -2 x 10-3

4. Depois de se atingir a tensão máxima, o diagrama apresenta um troço descendente, designado por amolecimento (softening).

5. Betões de maior resistência têm em geral menor extensão na rotura.

Trabalhos como os efectuados por Rüsch [23] concluíram que a forma do diagrama tensão/extensão do betão até ser atingido a resistência máxima, são dependentes da resistência do betão. Assim sendo hoje em dia é usual relacionar o módulo de elasticidade com a resistência do betão.

O EC2 [7] propõe a seguinte fórmula para o módulo secante entre

σ

c=0 e 0.4fcm :

Ecm =22 [ fcm/10 ]0.3

Quando o provete de betão é solicitado rapidamente, tanto o módulo de elasticidade como a sua resistência aumentam. Os resultados de ensaios mostram que o aumento de resistência pode ser de 17% [22].

Fig. 20 - Diagramas de ten-são-extensão de provetes de betão solicitados axialmente com várias taxas de

defor-Os ensaios de provetes de betão solicitados ciclicamente em compressão, produzem em geral resultados como os indicados na figura 21.

Fig. 21 - Diagrama de tensão-deformação de provetes de betão solicitados ciclicamente em compressão [24].

A envolvente do diagrama obtido na figura 21, é semelhante à curva obtida em ensaios monotónicos com aplicação de carga contínua.

2.2.1.2 - COMPORTAMENTO À TRACÇÃO

A resistência à tracção do betão é geralmente inferior a 20% da sua resistência à compressão, apresentando os resultados grande dispersão de valores.

Devido à pequena resistência e à grande variabilidade de resultados, a resistência à tracção do betão é um geral desprezada no cálculo da resistência do elementos de betão armado.

2.2.1.3 - COEFICIENTE DE POISSON

A relação entre a deformação transversal e a deformação na direcção de aplicação de uma acção uniaxial, denominado coeficiente de Poisson, é bastante variável no betão, sendo os valores mais habituais compreendidos no intervalo 0.15 – 0.20, no entanto têm-se registado valores compreendidos entre 0.10 – 0.30. Embora não existam relações credíveis estabelecidas, em geral o coeficiente de Poisson é mais baixo para betões de grande resistência.

2.2.2 - COMPORTAMENTO A SOLICITAÇÕES BIAXIAIS E TRIAXIAIS

2.2.2.1 - SOLICITAÇÕES BIAXIAIS

Um estado biaxial de tensão acontece quando apenas existem tensões num plano, a tensão principal perpendicular a esse plano é nula.

A figura 23 representa a envolvente de rotura do betão, quando solicitado por um combinação de tensões biaxiais actuando nas direcções principais de tensão, isto é, sem tensões de corte.

Fig. 23 - Diagrama de resistência do betão solicitado biaxialmente [25].

A figura anterior permite concluir:

1. A combinação de tensões de compressão pode aumentar a resistência à compressão uniaxial em 20%-30%.

2. A combinação de tensões de compressão de igual valor nas duas direcções, aumenta a resistência em aproximadamente 16%.

3. A resistência a um estado de tensão biaxial em tracção é aproximadamente a mesma que se obtém a um estado de tracção uniaxial.

4. A combinação de tensões de compressão com tensões de compressão, conduzem a valores de resistência inferiores aos obtidos para tensões de compressão uniaxiais.

Se houverem tensões de corte pode-se utilizar a o critério de rotura de Mohr (Fig.24), para prever a combinação de tensões que conduzem aos valores teóricos de rotura.

Fig. 24 - Critério de rotura de Mohr [4].

Um exemplo deste comportamento é resultado do estudo de Bresler e Pister [38] em 1958 (Fig. 25), que relaciona a tensão de compressão e de corte que leva à rotura o provete de betão.

Fig. 25 - Envolvente de rotura para combinação de tensões de compressão e corte [4].

Conclui-se que a presença de tensões de corte diminuem a resistência à compressão e à tracção do betão. Este tipo de situações são muito frequentes nas peças de betão armado,

2.2.2.2 - SOLICITAÇÕES TRIAXIAIS

Como já foi visto a resistência e a ductilidade do betão aumentam com o efeito da compressão triaxial. Este efeito é vulgarmente denominado de efeito de confinamento do betão.

Na figura seguinte apresenta-se os resultados dos ensaios de Richart, Brandtzaeg e Brown [26], que permite observar o já referido aumento de resistência e ductilidade. Nestes ensaios a tensão de confinamento foi aplicada através de um fluído que envolvia o provete de betão.

Fig. 26 - Efeito das tensões triaxiais de compressão no diagrama tensão-extensão do betão, [4].

Muitos autores propuseram expressões que traduzissem este efeito:

f c’ = f c+

α

f conf  , onde f c’ – Resistência à compressão do betão confinado.

f c - Resistência à compressão do betão não confinado.

f conf – Tensão de confinamento.

α

- Coeficiente que pode variar de 4,1 a 7,0 (

≈

5,6). Ver [26] e [27].

Este efeito é devido às tensões triaxiais de compressão diminuírem a tendência de fendilhação interior, aumento de volume e posterior rotura da secção.

•

CONFINAMENTO DO BETÃO POR ARMADURAS

Como já foi referido quando a extensão do betão atinge valores próximos da rotura, inicia-se o fendilhação interna que posteriormente levariam à rotura frágil da secção, no entanto se houverem estribos/cintas para estes valores de deformação as armaduras têm uma reacção a expansão lateral do betão, introduzindo-lhe um efeito de confinamento passivo.

O confinamento do betão é devido principalmente aos estribo/cintas rectangulares ou circulares/helicoidais. Os resultados dos ensaios indicam que as cintas circulares induzem maiores tensões de confinamento, que as cintas rectangulares. Facilmente se compreende este efeito, pois as cintas circulares trabalham a esforços axiais e as cintas rectangulares têm principalmente esforços de flexão (Fig. 27). Assim sendo as cintas rectangulares são mais eficientes nos cantos, pois aí apresentam maior rigidez visto estarem “apoiadas” nas armaduras longitudinais.

A quantidade de armadura longitudinal também influência as tensões de confinamento induzidas no betão, no entanto este efeito é geralmente desprezado face ao efeito das cintas/estribos.

Pode-se concluir que as tensões de confinamento no betão aumentam com o aumento da rigidez dos estribos/cintas à expansões laterais do betão. Estas tensões também diferem consoante o nível de extensão longitudinal nas secções, sendo muito maiores para valores elevados de extensão.

Consequentemente todos os parâmetros que influenciam a rigidez às expansões laterais das secções de betão, influenciam o efeito de confinamento na peça. Assim sendo, o espaçamento dos estribos/cintas e o diâmetro destes varões influenciam directamente as tensões de confinamento mobilizáveis na peça de betão armado.

Fig. 28 - Efeito do espaçamento dos estribos/cintas no confinamento de betão [4].

Um modelo para estimar o efeito de estribos/cintas circulares, pode ser o seguinte: Considerar que os varões estão em cedência.

1. O equilíbrio das forças conduzem à expressão:

2 f  y Asp = d s s f t  ; sendo f y – tensão de cedência da armadura; Asp – área de

armadura; ds – diâmetro da espiral; s – desenvolvimento circular da armadura; f t

Fig. 29 - Modelo do confinamento das cintas helicoidais.

Conclui-se que as tensões de confinamento têm os seguintes efeitos no betão: 1. Aumento do valor da tensão máxima (fc).

2. Aumento da ductilidade, devido ao aumento de extensão em que se verifica a cedência e na rotura.

3. Alterações desprezáveis na rigidez da secção.

•

MODELOS DO EUROCÓDIGO 2 [7] PARA O CONFINAMENTO DO BETÃO. 1. Aumento da resistência:

f ck,c = f ck (1,0 + 5,0

σ

2 /f ck) ; para

σ

2 < 0.05 f ck

f ck,c = f ck (1,125 + 2,5

σ

2 /f ck) ; para

σ

2 > 0.05 f ck

2. Aumento da das extensões de referência:

ε

c2,c = 2,0x10-3 (f ck,c /f ck)2

ε

cu2,c= 3,5x10-3 + 0,2

σ

2 /f ck

Sendo

σ

2=

σ

3 – tensão efectiva de confinamento lateral de compressão ao estado limite

Fig. 30 - Modelo proposto no EC2 [7] para o efeito do confinamento lateral nas relações constitutivas do betão.

2.2.3 - MODELOS PROPOSTOS EM REGULAMENTOS 2.2.3.1 - COMPORTAMENTO À COMPRESSÃO

•

REBAP

Este regulamento indica a seguinte relação constitutiva para a análise de secções aos estados limites últimos.

Fig. 31 - Diagrama parábola-rectângulo, REBAP [7]

Para simular o comportamento em serviço de secções de betão armado, é usual utilizar um diagrama do tipo exponencial.

1 2 2

2

5

,

1

1

,

1

5

,

1

.

1

,

1

.

1

.

.

c cd  c c cd  c c c c c  f   E   f   E 

ε

γ 

ε

β

α

ε

γ 

ε

β

ε

α

σ

+

=

=

=

−

+

=

Fig. 32 - Relação constitutiva exponencial

•

EUROCÓDIGO 2

O EC2 [7] define dois tipos de relações tensão/extensão para o betão. 1. Relações tensão/extensão para análise estrutural.

Fig. 33 - Relação constitutiva proposta pelo EC2 [7], para análises estruturais.

cm c cm c c cm c  f   E  k   f  k  k  1 1 2

.

1

,

1

)

2

(

1

.

ε ε ε η η η η σ

−

=

=

−

+

−

=

2. Relações tensão/extensão para a análise de secções.

Fig. 34 - Relação constitutiva parábola-rectângulo [7].

c c c  E ε σ

=

, 0 <

ε

c <

ε

c3  fy c

=

σ ,

ε

c3 <

ε

c <

ε

cu3

Fig. 35 - Diagrama bilinear para dimensionamento de secções [7].

•

CÓDIGO MODELO 90

O MC90 [28] propõe a seguinte relação constitutiva para modelar o comportamento do betão a solicitações uniaxiais monotónicas à compressão, (Fig. 36).

c c c c c c c c c c  f   E   E   E  0 2 0 0 1 0

2

1

ε ε ε ε ε σ

 

 

 



 

−

+

 

 

 

 



 

 

−

=

_{; para}

_ε

_{c <}

_ε

_cu











<

≤

=

<

≤













−

−

=

2 2 2 2

,

0

,

)

1

(

1

cu c c cd  c c c n c c c  f   fcd  ε ε ε σ ε ε ε ε σ

sendo: f c – valor médio da tensão de rotura em compressão uniaxial em provetes

cilíndricos

ε

c0 – extensão correspondente à tensão máxima

ε

cu – extensão máxima, (corresponde ao ponto de tensão igual a metade da

tensão máxima).

Ec0 – módulo de elasticidade tangente.

≈

Ec0 = 104 f c1/3 ; f c em [MPa].

Ec1 – módulo de elasticidade secante entre o ponto de origem e o ponto de tensão

máxima,

≈

Ec1= f c / 0.0022 ; f cem [MPa].

3. - COMPORTAMENTO DE SEÇÕES DE BETÃO ARMADO

3.1 - INTRODUÇÃO E FENÓMENOS ENVOLVIDOS

Pretende-se neste capítulo introduzir-se os conceitos e fenómenos básicos, do comportamento de secções de betão armado submetidas a acções cíclicas.

Em seguida apresentar-se-á os modelos mais significativos, para simular este tipo de comportamento.

De ensaios a peças de betão armado sujeitas a acções cíclicas, obtêm-se curvas carga-deslocamento do tipo apresentado na figura 37.

Fig. 37 - Ensaios experimentais de Ma, Bertero e Popov [16]

A análise a este tipo de comportamento permite identificar os seguintes efeitos:

1. Início e espalhamento da fendilhação da secção. 2. Cedência das armaduras.

3. Efeito da degradação de rigidez na descarga. 4. Efeito da degradação de rigidez na recarga.

5. Efeito da degradação de resistência, conduzido continuamente ao colapso. 6. Efeito de aperto ( pinching).

7. Envolvência do diagrama monotónico ao comportamento histerético.

•

FENDILHAÇÃO DA SECÇÃO E CEDÊNCIA DAS ARMADURAS

A peça irá fendilhar nas zonas onde as tensões de tracção excedam a resistência do betão. Devido ao início da fendilhação e ao seu espalhamento ocorre uma diminuição gradual da rigidez tangente.

A entrada em regime não linear das armaduras tem como consequência uma diminuição significativa da rigidez da secção. No entanto a resistência aumenta devido à diminuição da profundidade da linha neutra e consequente aumento do braço das forças internas. O endurecimento das armaduras irá contribuir para um aumento da rigidez e resistência da secção.

•

DEGRADAÇÃO DA RIGIDEZ NA DESCARGA

A degradação de rigidez no troço de descarga é definida comparativamente ao troço elástico. Assim no diagrama carga-deslocamento, até se atingir o eixo das deformações, observa-se que existe um diminuição da rigidez da secção. O que acontece devido à descompressão progressiva do betão comprimido, até que no limite são apenas os varões longitudinais a transmitirem as forças.

•

DEGRADAÇÃO DA RIGIDEZ NA RECARGA

Na recarga observa-se também degradação na rigidez da secção, pois haverá uma altura em que do lado anteriormente traccionado as forças de compressão apenas estão a

ainda não foram fechadas. Assim sendo a rigidez da secção nesta altura é muito inferior aos valores elásticos.

O denominado efeito de Baushinger (ver §2) também terá um pequena contribuição para esta degradação de rigidez.

•

EFEITO DE APERTO DOS DIAGRAMAS HISTERÉTICOS

O efeito de estreitamento do diagrama de tensão-deformação, também conhecido por efeito de aperto ou por pinching effect consiste no seguinte (fig. 38):

1. Durante um ciclo anterior foram abertas fendas na zona traccionada de betão. As armaduras poderão ter entrado em cedência.

2. No troço inicial da recarga apenas as armaduras longitudinais estão a contribuir para as forças internas de compressão, visto as fendas no betão permanecerem abertas.

3. Se as armaduras atingiram a cedência, as forças de compressão têm que anular as deformações inelásticas a que as armaduras foram sujeitas.

5. Numa fase posterior inicia-se o gradual contacto entre o betão na zona das fendas. A rigidez aumenta gradualmente até valores mais próximos dos elásticos.

6. Nos ciclos subsequentes observa-se novamente este efeito.

Para secções armadas não simetricamente, na eventualidade de as diferenças de armaduras serem muito grandes é possível que este fenómeno não se manifeste num sentido de carga (fig. 39), havendo principalmente duas razões:

1. Não se verifica o fecho das fendas anteriormente abertas, no lado menos armado da secção.

2. As armaduras no lado mais armado podem não entrar em cedência.

•

DEGRADAÇÃO DA RESISTÊNCIA

A degradação de resistência manifesta-se nos diagrama carga-deslocamento com a progressiva aproximação do eixo dos deslocamentos dos ciclos. As causas são as seguintes:

1. Deterioração progressiva das zonas de contacto de betão anteriormente abertas, através da repetição de abertura/fecho das fendas.

2. Deterioração da aderência do aço com o betão, devido aos vários ciclos de grande amplitude. Poderá existir também fendilhação do betão nas proximidades das armaduras.

3. O descasque do betão de recobrimento devido a se atingirem grandes deformações.

•

ENVOLVÊNCIA DOS DIAGRAMAS PELO DIAGRAMA MONOTÓNICO

Verifica-se que o diagrama carga-deformação do carregamento monotónico é envolvente dos diagramas cíclicos, convergindo para os diagramas monotónicos para valores crescentes de inelasticidade.

Outros fenómenos devem ser considerados quando se pretende efectuar análises mais pormenorizadas, do comportamento cíclico das peças de betão armado, entre os quais estão:

1. Escorregamento relativo por perda de aderência, entre as armaduras e o betão. 2. Descasque do betão de recobrimento (spalling of concrete cover ).

3. Encurvadura dos varões longitudinais.

4. Contribuição do betão entre fendas (tension stiffening effect ). 5. Efeito de perne (dowel action).

3.2 - CLASSIFICAÇÃO DOS MODELOS DE COMPORTAMENTO

NÃO LINEAR

A classificação dos modelos de comportamento não linear poderá ser feita de diversos critérios. O critério que se apresenta é o proposto pelo CEB em [29] e [30], que tem por base a relação do número de peças que constituem a estrutura e o número de elementos finitos usados para a modelar, a que se denomina grau de discretização. Desta forma pode-se definir as seguintes classes:

1. Modelos de discretização por pontos. 2. Modelos de discretização por peças. 3. Modelação de discretização global.

3.2.1 - MODELOS DE DISCRETIZAÇÃO POR PONTOS

São aqueles em que a estrutura é modelada por um número de elementos finitos superior ao número de peças que constituem a estrutura.

Estes modelos podem ser ainda divididos em:

1. Modelos que utilizam um só elemento para simular o material composto betão armado.

2. Modelos que utilizam elementos diferentes para simular o betão e o aço de reforço.

O primeiro tipo apenas deve-se utilizar em peças homogeneamente armadas e que os efeitos não lineares não sejam muito localizados.

O segundo tipo é o mais utilizado. Cada material é simulado utilizando as suas relações constitutivas, sendo em geral o betão modelado com relações biaxiais e triaxiais e as armaduras com relações uniaxiais.

Para unir estes elementos e formar uma peça de betão armado, existem duas possibilidades.

A primeira consiste em unir os elementos rigidamente, fazendo coincidir os seus nós de extremidade. Desta forma considera-se que não haverá deslocamentos (por perda de aderência) entre o betão e o aço, ou seja é válida a hipótese de Bernoulli. O CEB [29] indica que deve-se considerar a contribuição do betão entre armaduras (“tension stiffening” na designação anglo-saxónica)

A segunda possibilidade consiste em utilizar elementos a fazerem a ligação entre o aço e o betão. Através das relações constitutivas destes materiais é possivel simular o escorregamento entre as armaduras e o betão. Com este método é possível simular o efeito de perne (“  Dowel action” na designação anglo-saxónica) se houverem deslocamentos perpendiculares ao eixo da peça.

Vantagens: São capazes de simular o comportamento não linear ao nível da fibra. São indicados para o estudo das ligações ou de subestruturas.

Desvantagens: São muito exigentes do ponto de vista computacional, tanto no capacidade de processamento como na capacidade de memória.

3.2.2 - MODELOS DE DISCRETIZAÇÃO POR PEÇAS

São aqueles em que o número de elementos finitos utilizados para simular a estrutura é o mesmo que o número de barras na estrutura.

Dentro destes modelos é habitual distingir os seguintes dois grandes grupos: 1. Modelos fenomenológicos.

2. Modelos físicos.

3.2.2.1 - MODELOS FENOMENOLÓGICOS

São aqueles em que todos os efeitos não lineares são simulados numa perspectiva de modelo de comportamento global e empírico, não recorrendo directamente a relações

Exemplos deste tipo de modelos são os modelos de elasto-plástico, bilinear, de Clough, de Takeda e derivados, e de Q-Hyst.

3.2.2.2 - MODELOS FÍSICOS

São aqueles que utilizam modelos físicos concretos para simular os efeitos não lineares envolvidos. Assim sendo têm um maior potencial que os modelos fenomenológicos, pois permitem simular mais correctamente os efeitos considerados. Entre estes métodos está o modelo das fibras.

Vantagens: Boa capacidade de reprodução do comportamento não linear.

Boa relação entre a qualidade dos resultados e as exigências computa-cionais.

Desvantagens: Não têm a capacidade de simular efeitos não lineares tão profundamente como os modelos de discretização por pontos.

3.2.3 - MODELOS DE DISCRETIZAÇÃO GLOBAL

São aqueles em que se utiliza um elemento finito para simular várias peças da estrutura.

Estes modelos são utilizados quando se pretende determinar apenas a resposta global da estrutura.

Vantagens: Rapidez e facilidade de implementação.

Exigências computacionais muito inferiores aos restantes modelo. Desvantagens: Pouca capacidade de simular os efeitos não lineares.

3.2.4 - MODELOS DE PLASTICIDADE CONCENTRADA E DISTRIBUIDA

Alguns autores distinguem os modelos quanto à maneira como consideram a zonas de deformação inelástica. Assim sendo existem os seguintes dois grandes grupos.

1. Modelos de plasticidade concentrada. 2. Modelos de plasticidade distribuída.

Os primeiros concentram os zonas de deformação inelásticas em pontos concretos da estrutura, que geralmente coincidem com as extremidades das barras. Associados a esses pontos pode-se considerar um comprimento pré-estipulado denominado comprimento de rótula plástica(Lp).

Por outro lado os modelos de plasticidade distribuída como o próprio nome indica consideram que as zonas de deformação inelástica está distribuída por todo o elemento. Estes são os únicos a poder simular o alastramento de plasticidade ao longo do elemento.

Exemplos dos modelos de plasticidade concentrada são os modelos de Clough e Johnston [32] e o modelo de Giberson [31].

O primeiro considera um elemento elástico linear e outro elemento elasto-plástico ligados em paralelo (ver Fig. nº40), por sua vez o segundo considera os mesmos dois elementos, mas desta vez ligados em série (ver Fig. nº41).

Fig. 41 - Modelo utilizando elementos em série [2].

Por outro lado um exemplo de um modelo de plasticidade distribuída é o modelo de discretização do elemento em fatiais ao longo do comprimento, como é indicado em CEB[30] (ver Fig. nº42).

Fig. 42 - Modelo de plasticidade distribuída – discretização da peça em fatias ao longo do seu comprimento [2], [30].

3.3 - MODELOS BILINEARES

As primeiras tentativas de simular o comportamento de secções de betão armado, utilizaram modelos elasto-plástico perfeitos. Este modelo é extremamente simples não conseguindo simular devidamente a resposta da secção, (Fig. 43-a).

Fig. 43 - Modelos elasto-plástico perfeito a) e elasto-plástico com endurecimento b) [1].

O modelo elasto-plástico com endurecimento é semelhante ao modelo elasto-plástico perfeito, tendo como principal vantagem o facto de conseguir simular o aumento de rigidez na secção devido ao troço de endurecimento do aço, (Fig. 43-b).

Em ambos os modelos considera-se que a secção tem um comportamento elástico até à plastificação das armaduras e que as descargas são paralelas ao troço elástico inicial até que haja cedência das armaduras.

Estes modelos fornecem valores de energia histerética dissipada, superiores aos valores reais e não consideram qualquer degradação de rigidez, de resistência ou o efeito de aperto.

3.4 - MODELO DE CLOUGH

O modelo de Clough é semelhante ao modelo elasto-plástico com endurecimento, com a vantagem de simular a degradação de rigidez na recarga, (Fig. 44). Quando o troço de descarga intersecta o eixo das deformações, o diagrama inicia um troço de recarga com inclinação diferente.

Fig. 44 - Modelo de Clough [1].

Alguns modelos partiram do modelo de Clough e adicionaram-lhe o efeito da degradação de rigidez na descarga, ver trabalhos de Anagnostopoulos.

3.5 - MODELO DE TAKEDA

O modelo de Takeda [33] foi inicialmente definido para reproduzir o comportamento histerético, em termos de carga-deslocamento, de uma consola ensaiada na Universidade de Illinois nos EUA.

O diagrama utiliza múltiplos troços lineares para simular o seu comportamento histerético da consola. Esses troços são definidos por um conjunto de regras (16 no

Fig. 45 - Modelo de Takeda [33].

O modelo é definido da seguinte forma, ver figura 46: 1. Primeiro carregamento (Figura 46-a):

O primeiro carregamento é definido por um troço onde a secção encontra-se em regime elástico não fendilhado, OC , por um troço onde a secção encontra-se fendilhada, CY e por um troço de plasticidade das armaduras,YU .

2. Primeira inversão de carga:

Caso a) – Antes de ocorrer a fendilhação,OC .

Caso b) – Secção encontra-se fendilhada, mas as armaduras estão em regime linear,CY . Caso c) – As armaduras encontram-se plastificadas,YU .

No caso a), ainda não se iniciaram os fenómenos não-lineares, o comportamento é elástico linear.

No caso b), o diagrama segue do ponto de inversão da carga (ponto D – Figura 46-a), para o ponto onde ocorre a fendilhação para valores de carga de sinal contrário (ponto C’ – Figura 46-a).

No caso c), o diagrama segue o troço  AE , que é paralelo a CY até a ordenada ser igual à carga de fendilhação da secção (ponto E – Figura 46-b), seguindo em se-guida o troço  EY ´até se atingir a cedência das armaduras (ponto Y’ – Figura 46-b).

3. As seguintes inversões de carga:

Os troços seguintes são definidos pelas rectas GH  e  HA, sendo a primeira paralela ao segmento CY até aos eixos de abcissas, o segundo troço é definido pelos pontos H e A, (ver figura 46-b).

Em ciclos posteriores a degradação da rigidez na descarga é tida em conta multiplicando o declive na descarga por um coeficiente que tem em consta o máximo deslocamento registado até à altura. A degradação de rigidez na recarga é considerada fazendo com que este troço atinja o máximo deslocamento já ocorrido.

Havendo ciclos incompletos ou parciais, o modelo de Takeda prevê um conjunto extenso de regras para definir estes casos, ver Takeda [33].

de Takeda-Powell [13], modelo de Takeda-Takayanagi [13], modelo de Otani [34], modelo de Roufaiel-Meyer [36] e o modelo Q-Hyst [35].

Fig. 46 - Representação gráfica das regras do modelo de Takeda [1].

A principal limitação do modelo de Takeda e suas variantes, reside no facto de não considerar oefeito de aperto(“ pinching” na designação anglo-saxónica).

3.6 - MODELO DE Q-HYST

O modelo de Q-Hyst foi desenvolvido por Sozen e Saiidi [35] em 1981, para simular o comportamento de secções simétricas, recorrendo ao modelo de Takeda.

O diagrama é do tipo bilinear em que o ponto de intersecção dos dois troços, é aquele que representa a cedência das armaduras traccionadas. A degradação da rigidez na descarga é efectuado escalando o declive elástico por um coeficiente que tem em conta o máximo deslocamento já ocorrido. Quando este troço intersecta o eixo das deformações inicia-se um novo troço que aponta para a maior deformação plástica.

3.7 - MODELO DAS FIBRAS

O modelo das fibras é um modelo físico, visto considerar directamente os fenómenos que ocorrem em cada material, ao nível das fibras.

O modelo consiste em discretizar cada secção em fibras de betão e de aço (Fig. 47), onde se considera as relações constitutivas de cada material, englobando os efeitos adequados ao tipo de cálculo em causa (efeito do confinamento do betão, etc).

Para compatibilizar as deformações das fibras é usual considerar-se a hipótese de Bernoulli, resultando uma distribuição linear das deformações. No entanto é possível considerar o deslizamento por perda de aderência entre o betão e as armaduras.

O modelo das fibras apresenta as vantagens de considerar directamente a pormenorização da secção, por considerar os efeitos da degradação de rigidez (nas relações constitutivas dos materiais), por poder considerar o confinamento do betão e por considerar oefeito de aperto.

No entanto este modelo é exigente ao nível computacional, visto recorrer inúmeras vezes às relações constitutivas e o processo tornar-se iterativo para certos casos, por exemplo casos de flexão composta.

4 - REFERÊNCIAS

[1] GOMES, A M (1992) – “Comportamento e Reforço de Elementos de Betão Armado sujeitos a Acções cíclicas”: Dissertação submetida para a obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil pela Universidade Técnica de Lisboa, Instituto Superior Técnico (IST), Lisboa.

[2] BENTO, R. (1996) – “Avaliação do Comportamento Sísmico de Estruturas Porticadas de Betão Armado – Uma Abordagem Baseada em Índices de Danos”: Tese para obtenção do grau de doutor em Engenharia Civil pela Universidade Técnica de Lisboa, Instituto Superior Técnico (IST), Lisboa.

[3] PROENÇA, J. (1996) – “Comportamento Sísmico de Estruturas Pré-fabricadas – Desenvolvimento de um Sistema Reticulado Contínuo” : Tese para obtenção do grau de doutor em Engenharia Civil pela Universidade Técnica de Lisboa, Instituto Superior Técnico (IST), Lisboa.

[4] PARK, R.; PAULAY, T. (1975) – “Reinforced Concrete Structures”, John Wiley and Sons, New York.

[5] VIRTUOSO, F.; GOMES, A.; MENDES, P. (1998) – “Cálculo da Relação Momento-Curvatura e do Diagrama De Interacção Momento-Esforço Normal em Secções de Betão Armado Pré-esforçado”: Relatório ICIST DT nº 4/98, Instituto Superior Técnico, Lisboa.

[6] BENTO, R.; LOPES, M. (1999) – “Modelação Fisicamente Não Linear de Estruturas de Betão Armado”: Disciplina de modelação e análise estrutural, Licenciatura em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa.

[7] CEN (2001) – “Eurocode 2: Design of Concrete Structures – Part 1: General Rules and Rules for Buildings”, European Committee for Standardization, Ref: prEN 1992-1 (2nd draft).

[8] ENV 206 (1993) – “Betão – Comportamento, Produção, Colocação e Critérios de Conformidade”, Instituto Português da Qualidade (IPQ) – Ministério da Indústria e Energia.

[9] PIPA, M. (1993) – “Ductilidade de elementos de betão armado sujeitos a acções cíclicas. Influência das características mecânicas das armaduras”, Tese de Doutoramento – Instituto Superior Técnico, Lisboa.

[10] MANDER, J.; PRIESTLEY, M.; PARK R. (1984) – “Seismic design of bridge piers”, Research Report 84-2, Department of Civil Engineering, University of  Canterbury, New Zealand.

[11] MONTI, G.; NUTI, C. (1990) – “Modellazioni del comportamento ciclico di barre in acciaio per armatura di elementi in cemento armado”, Dipartimento di Ingegneria Strutturale e Geotecnica, Univesità degli Studi di Roma “La Sapienza”, Roma.

[12] AKTAN, A; KARLSSON, B; SOZEN, M; (1973) - “Stress-Strain relationships of  reinforcing bars subjected to large strain reversals”, Civil Engineering Studies, Structural Research Series nº397, University of Illinois, USA.

[13] COMITE EURO-INTERNATIONAL DU BETON, Bulletin d’information nº161 (1983) - “Response of structural concrete critical regions under large amplitude reversed actions”, Paris.

[14] COMITE EURO-INTERNATIONAL DU BETON, Bulletin d’information nº131 (1979) - “Structural concrete under seismic actions”, Paris.

[15] RAMBERG, W.; OSGOOD W. (1943) – “Description of stress-strain curves by three parameters”, Technical notes, National Advisory Committee for Aeronautics, Washington.

[16] MA, S.; BERTERO, V.; POPOV, E. (1976) – “Experimental an analytical studies on the hysteretic behavior of reinforced concrete rectangular and t-beams”, Report nº UCB/EERC-76/2, University of California, Berkeley.

[17] GIUFFRÈ, A.; PINTO, P. (1970): “Il comportamento del cemento armato per sollecitazioni cicliche di forte intensità”, Giornale del Genio Civile, Maggio.

[18] MENEGOTTO, M.; PINTO, P. (1972): “Method of analysis for cyclically loaded r. c. plane frames including changes in geometry and non-elastic behavior of elements under combined normal force and bending”, Technical Report, Università Degli Studi di Roma, Roma.