Análise do comportamento de nós viga-pilar com armadura lisa
sujeitos a cargas horizontais cíclicas
Catarina Fernandes
1José
Melo
2Humberto
Varum
3Aníbal
Costa
4RESUMO
O comportamento cíclico dos elementos de betão armado é fortemente influenciado pelo mecanismo de aderência aço-betão. A degradação progressiva da aderência, com a consequente ocorrência do escorregamento das armaduras, é umas das causas comuns de dano e colapso de estruturas de betão armado sujeitas a acções severas, como as induzidas pelos sismos. Os efeitos do escorregamento são particularmente importantes em elementos com armadura lisa, característicos das estruturas de edifícios de betão armado construídas antes dos anos 70. Para além das fracas características de aderência, estas estruturas são também tipicamente caracterizadas pela pormenorização deficiente das suas armaduras. A conjunção destes factores, associada à elevada concentração de esforços verificada nas ligações viga-pilar, faz com que nestas zonas se concentre o dano em edifícios de betão armado devido a acções sísmicas. Neste artigo são apresentados os principais resultados de uma série de ensaios cíclicos realizados em nós viga-pilar com armadura lisa, construídos com quantidades e pormenorização de armadura semelhantes e sujeitos a diferentes solicitações. Estes elementos são representativos de nós interiores de estruturas de edifícios de betão armado construídas até finais dos anos 70. São também apresentados, para comparação, os resultados do ensaio cíclico de um nó idêntico aos anteriores, mas construído com armadura nervurada. Esta comparação permitiu compreender a influência que o escorregamento das armaduras tem na resposta cíclica de nós interiores viga-pilar com armadura lisa, e comprova que a sua consideração é indispensável para reproduzir de forma rigorosa o comportamento real deste tipo de estruturas.
PALAVRAS-CHAVE
Nós viga-pilar; Armadura lisa; Aderência aço-betão; Ensaio cíclico.
1 Universidade de Aveiro, Departamento de Engenharia Civil, 3810-193 Aveiro, Portugal. cfernandes@ua.pt
2 Universidade de Aveiro, Departamento de Engenharia Civil, 3810-193 Aveiro, Portugal. josemelo@ua.pt
3 Universidade de Aveiro, Departamento de Engenharia Civil, 3810-193 Aveiro, Portugal. hvarum@ua.pt
2 1. INTRODUÇÃO
Muitos dos edifícios existentes de betão armado foram construídos antes da década de 70, portanto antes da entrada em vigor das actuais normas de dimensionamento sísmico. A maioria destes edifícios terá sido construída com armadura lisa, à qual são atribuídas fracas características de aderência. A elevada vulnerabilidade sísmica deste tipo de edifícios é comprovada pelas observações feitas em sismos recentes (Sichuan, China 2008; L’Aquila, Itália 2009; Port-au-Prince, Haiti 2010; Concepción, Chile 2010), que confirmam a importante fonte de risco que estes edifícios representam para a sociedade, quer em termos económicos, quer em termos de eventuais perdas de vidas humanas. O desempenho dos edifícios de betão armado é fortemente condicionado pelo mecanismo de aderência aço-betão. É este mecanismo que garante a transferência de tensões entre o aço e o betão, tendo um papel fundamental na limitação da abertura das fissuras e na sua distribuição ao longo dos elementos estruturais, contribuindo assim para minorar as deformações e danos muito localizados.
O fenómeno do escorregamento assume particular importância em elementos de betão armado com armadura lisa (às quais estão associadas fracas características de aderência) solicitados por acções cíclicas.
Em elementos sujeitos a acções cíclicas, a degradação da aderência pode ocorrer mesmo antes de ser atingida a cedência do aço ou a resistência máxima do betão [1,2]. O comportamento das ligações pilar é particularmente sensível ao fenómeno do escorregamento. No caso particular dos nós viga-pilar sujeitos a cargas cíclicas, a elevada concentração de esforços verificada nestas ligações favorece a ocorrência do fenómeno do escorregamento [3]. A maioria dos estudos experimentais sobre o comportamento cíclico de elementos de betão armado, como os presentes no relatório do CEB-FIP N. 10 [4], refere-se a elementos com armadura nervurada. Consequentemente, a influência da presença de armadura lisa no comportamento não-linear de elementos de betão armado, e particularmente nas regiões críticas, tais como os nós viga-pilar, não é ainda bem conhecida [5]. Os poucos estudos experimentais desenvolvimentos recentemente sobre elementos de betão armado construídos com armadura lisa, incluem: ensaios pull-out para o estudo local da aderência aço-betão [6,7]; ensaios de elementos estruturais isolados [3,8,9,10]; e, ensaios em estruturas à escala real [1,11,12,13].
No que diz respeito à descrição do comportamento da aderência aço-betão (geralmente traduzido pela relação tensão de aderência versus deslocamento relativo de escorregamento), a maioria dos modelos analíticos e numéricos existentes (ver referências [4] e [14]) foram desenvolvidos para elementos com armadura nervurada. Um dos modelos mecânicos mais conhecido para varões lisos é descrito em [15], e tem como base a relação tensão de aderência-escorregamento desenvolvida por Eligehausen et al. [16] para varões nervurados, adaptada para varões lisos. Recentemente, Verderame et al. [17] propuseram um modelo analítico para descrever o comportamento histerético da aderência aço-betão em elementos com armadura lisa. Vários autores [1,9,10,11,18] evidenciam a importância da consideração dos efeitos da degradação da aderência e do escorregamento das armaduras na análise de estruturas de betão armado, para uma reprodução mais exacta do seu comportamento.
Neste artigo são apresentados os principais resultados dos ensaios cíclicos realizados sobre quatro nós viga-pilar, representativos de nós interiores de estruturas de betão armado construídos até meados dos anos 70, sem dimensionamento face à acção sísmica [19]. Todos os provetes têm as mesmas características geométricas, igual pormenorização da armadura e foram betonados no mesmo dia, em que três são realizados com armadura lisa e um com armadura nervurada. Os três provetes com armadura lisa foram sujeitos a diferentes leis de deslocamento lateral no pilar e diferentes níveis de esforço axial. O provete com armadura nervurada foi sujeito às mesmas condições de ensaio (lei de deslocamento lateral e nível de esforço axial) de um dos provetes ensaiados com armadura lisa para analisar a influência do escorregamento no comportamento cíclico dos nós. Também são feitas comparações entre os resultados dos provetes com armadura lisa sujeitos a diferentes leis de deslocamento lateral para estudar a influência da história de carga na resposta, bem como entre diferentes níveis de esforço axial no pilar para determinar a sua influência na resposta cíclica dos nós.
2. ENSAIO CÍCLICO DE NÓS VIGA-PILAR
Nas secções seguintes são descritos os ensaios cíclicos sobre três nós viga-pilar realizados com armadura lisa (JP1, JP2 e JP3) e um com armadura nervurada (JD), construídos à escala real e com as mesmas características geométricas e igual pormenorização da armadura.
2.1 Descrição dos nós viga-pilar
Os nós viga-pilar ensaiados pretendem simular a ligação de vigas com pilares interiores representativos dos edifícios de betão armado existentes, construídos antes dos anos 70. Estes simulam a ligação entre duas vigas com secção 0.30x0.40 m2 e vão de 4 m, e dois pilares com secção
0.30x0.30 m2 e 3 m de altura (Fig. 1-a). As dimensões dos elementos (Fig. 1-b) foram adaptadas às
características do esquema de ensaio adoptado, por forma a reproduzir o funcionamento estrutural idealizado (representado na Fig. 1-a).
Todos os provetes têm a mesma quantidade e semelhante pormenorização da armadura, sendo a ancoragem dos varões longitudinais das vigas e pilares efectuada por gancho a 90º, com um prolongamento recto de 10 cm (Fig. 1-d). A armadura longitudinal da viga é constituída por 2 varões superiores e 4 varões inferiores, todos com diâmetro 12 mm. A armadura transversal é composta por estribos com diâmetro de 8 mm afastados de 0.20 m. Nos pilares, a armadura longitudinal é constituída por 4 varões de diâmetro 12 mm e a armadura transversal por cintas com diâmetro de 8 mm afastadas de 0.25 m. A amarração da armadura transversal nas vigas e pilares é feita com gancho a 90º, conforme o pormenor das cintas e estribos apresentado na Fig. 1-c. O recobrimento adoptado é de 2 cm em todos os provetes. PI LA R VIGA 2.00m 2.00m 1.50m 1.50 m a) PI LA R 0 .30x0.40m VIGA 0.30x0.40m 2.15m 0.30m 2.15m 0. 40 m 1. 60 m A A' B B' 1. 00 m 2 2 b) 0.4 0m 0.30m 0.3 0m 4 Ø12 0.30m Ø8//0.25m Ø8//0.20m 4 Ø12 2 Ø12 0.3 5m 0.25m 0.2 5m 4 Ø12 0.25m Ø8//0.25m Ø8//0.20m 4 Ø12 2 Ø12
Corte AA' - Viga Corte BB' - Pilar
c) 2.15m 0.30m 2.15m 1.00m 0.4 0m 1.60m d)
Figura 1. Provetes (nós viga-pilar): a) esquema estrutural e condições de apoio idealizadas para o ensaio; b) geometria; c) secções transversais e quantidade de armadura; d) distribuição armadura e posição de estribos e
4
As propriedades do aço utilizado na construção dos provetes encontram-se no Quadro 1. As propriedades do aço liso apresentadas foram determinadas por ensaios de tracção sob amostras de varões e correspondem aos valores médios. Realizaram-se também ensaios de compressão em cinco provetes cúbicos (15x15x15 cm3) de betão, executados durante a betonagem dos nós. Obteve-se um
valor médio de resistência à compressão (fcm) igual a 23.5 MPa, ao qual corresponde um valor
característico da resistência à compressão (fck) de 19.5 MPa, conforme o especificado na norma
EN 206-1 [20]. Com base neste valor e nas classes de resistência do betão indicadas pelo EC2 [21], e pela norma EN 206-1 [20], conclui-se que a classe do betão utilizado na construção dos nós corresponde à C16/20.
Quadro 1. Propriedades mecânicas do aço.
Material Propriedade
Tensão de cedência fym (MPa) Tensão última fum (MPa) Módulo de elasticidade E (GPa)
Aço liso 590 640 198
2.2 Descrição dos ensaios
Na Fig. 2 representam-se as condições de apoio e de solicitação no topo do pilar (esforço axial N e deslocamento lateral cíclico dP), de acordo com o funcionamento estrutural idealizado, bem como o
esquema de ensaio adoptado. O deslocamento no topo do pilar (dP) foi aplicado com recurso a um
servo-actuador hidráulico (SVACT). O esforço axial foi aplicado com um actuador (ACT) colocado no topo do pilar, que fez reacção através de dois varões de aço paralelos ao pilar na extremidade inferior do mesmo. Este sistema permite aplicar o esforço axial no pilar sem recorrer a uma estrutura exterior para desenvolver a reacção do actuador. O provete foi ensaiado na horizontal. Eventuais esforços e deformações verticais decorrentes do peso próprio do provete são minimizados por quatro apoios verticais, com recurso a esferas de reduzido atrito. Os apoios deslizantes nas vigas são realizados através de um conjunto de rolamentos que só impedem o deslocamento transversal da viga. Testes preliminares realizados comprovaram que o conjunto de todas as forças de atrito desenvolvidas nas esferas de apoio do provete e nos apoios de rolamentos nas vigas correspondem a, no máximo, 2.5% da força lateral máxima imposta nos provetes durante os ensaios.
PIL A R VIGA 2.00m 2.00m 1.50m 1.50m N FP dP a) 1. 50 m 1. 50m 2.00m 2.00m PILAR SUPERIOR VIGA ESQUERDA VIGA DIREITA PILAR INFERIOR N d AC T SVACT p b) c)
Figura 2. Ensaio: a) esquema estrutural, solicitações e condições de apoio idealizadas; b) esquema de ensaio e dimensões gerais; c) vista geral.
A monitorização dos deslocamentos relativos foi feita com recurso a LVDTs, dispostos como representado na Fig. 3. Foram monitorizados os deslocamentos laterais no topo do pilar (dP), nos
apoios esquerdo e direito das vigas (dV,e e dV,d, respectivamente) e os deslocamentos relativos entre
vários pontos junto ao nó, para capturar a deformação a nível local nesta zona crítica. Todos os LVDTs foram colocados na face superior dos provetes. Foram também colocadas duas células de força no apoio duplo para monitorização das forças de reacção, para além das células associadas ao servo-actuador e ao servo-actuador. L03 L04 L12 L13 L14 L11 L5 L15 L6 L16 L7 L17 L8 L10 LDT2 0 L09 L01 L02 dV,e 2.00 m 2.00 m 1. 50 m dV,d dP 1. 50 m N FP dP a) b)
Figura 3. Esquema de monitorização: a) esquema geral; b) pormenor da monitorização local no nó. Quadro 2. Resumo das características de aderência e condições de ensaio de cada provete. Designação
do provete Tipo de armadura Lei de deslocamentos imposta no topo do pilar (dP)
Esforço axial no pilar (kN) JD Armadura nervurada -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 D eslo cam en to , dP ( mm) Step 200 (υ=10%) JP1 Armadura lisa JP3 450 (υ=23%) JP2 -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 Des lo camen to , dP (mm) Step 200 (υ=10%)
Os ensaios cíclicos foram realizados com controlo de deslocamento e consistiram na imposição de uma lei de deslocamentos laterais no topo do pilar. No Quadro 2 indicam-se as leis de deslocamentos impostas no topo do pilar e o nível de esforço axial no pilar em cada provete. A lei de deslocamentos adoptada para os provetes JD, JP1 e JP3 é a mesma (18 níveis de deslocamento, com repetição de 3 ciclos por nível, até se atingir a amplitude máxima de 120mm). Já para no caso do provete JP2, a lei é mais simplificada (7 níveis de deslocamento sem repetição, excepto no primeiro nível onde se repetiu 2 vezes o ciclo de carga, até se atingir a amplitude máxima de 120mm). O esforço axial no pilar é de 200kN para os provetes JD, JP1 e JP2, correspondendo um valor de esforço axial reduzido de 10% (típico em edifícios com 2 a 3 pisos). No provete JP3 o esforço axial é de 450kN, ao qual corresponde um valor de esforço axial reduzido de 23% (típico em edifícios com 4 a 5 pisos).
6 3. RESULTADOS DOS ENSAIOS
Nesta secção são apresentados e discutidos os principais resultados dos ensaios dos quatro provetes, nomeadamente em termos de relação força-deslocamento, evolução de energia dissipada e relação amortecimento-ductilidade. Os resultados dos ensaios dos provetes JP2, JP3 e JD são apresentados em conjunto com os resultados do provete JP1 (provete padrão), de forma a entender o efeito do escorregamento (associado ao tipo de armadura), da história de carga e do nível de esforço axial na resposta cíclica dos nós viga-pilar. São também apresentados os danos finais observados em cada provete.
3.1 Resposta em termos de força-deslocamento, energia dissipada e amortecimento equivalente Na Fig. 4 apresentam-se as relações força-deslocamento/drift obtidas para os provetes JP2, JP3 e JD em simultâneo com a obtida para o provete JP1 (provete padrão). Desta forma evidencia-se a influência do tipo de armadura (Fig. 4-a), da história de carregamento (Fig. 4-b) e do nível de esforço axial (Fig. 4-c) na resposta cíclica dos provetes. Na Fig. 4-d são apresentadas as envolventes da relação força-deslocamento/drift com identificação dos danos observados (fissuração nas vigas fissuração nos pilares e destacamento do betão). No Quadro 3 são apresentados os valores da força máxima alcançada, valores de drift associados e deslocamento de cedência (Δy) para todos os provetes.
Na Fig. 5 apresenta-se a evolução da energia dissipada e a relação amortecimento-ductilidade. O amortecimento equivalente (ξeq) foi determinado segundo o método descrito em [1,22] e a ductilidade
em deslocamento (µΔ) corresponde à razão entre o deslocamento considerado e o deslocamento de
cedência. O deslocamento de cedência foi calculado segundo o procedimento exposto no anexo B.3 do Eurocódigo 8 [23].
Comparando os resultados dos nós JP1 e JD em termos de comportamento global, de acordo com a Fig. 4-a e Quadro 3, conclui-se que: i) devido às propriedades do betão serem idênticas nos dois provetes, a sua rigidez inicial é igual até ao início da fissuração; ii) após o início da fissuração, e para maiores níveis de deslocamento imposto, a rigidez de descarga do nó JP1 é inferior à rigidez do que para o nó JD; iii) os nós JD e JP1 atingem a força máxima para o deslocamento de 60.0mm e 90.0mm respectivamente. A força máxima atingida pelo nó JP1 corresponde a 87% da força máxima atingida pelo nó JD; iv) após atingir-se a resistência máxima, os dois provetes têm a mesma tendência de perda de resistência com o aumento do deslocamento imposto. Comparando os resultados para os nós JP1 e JP2 (ver Fig. 4-b e Quadro 3), conclui-se que: i) a rigidez até e após fissuração é idêntica em ambos os nós; ii) o início da fissuração para os dois nós ocorre para o mesmo nível de deslocamento; iii) os nós JP1 e JP2 atingem a força máxima para o deslocamento imposto de 90.0mm. A força máxima alcançada pelo nó JP1 corresponde a 95% da força máxima atingida pelo nó JP2; iv) os dois nós têm comportamento semelhante após atingir-se a resistência máxima. Do confronto dos resultados para os nós JP1 e JP3 (ver Fig. 4-c e Quadro 3), conclui-se que: i) até à fissuração, a rigidez é idêntica nos dois nós, após a fissuração o nó JP3 apresenta maior rigidez que o nó JP1, excepto nos últimos dois níveis de deslocamentos impostos; ii) a fissuração inicia-se para o mesmo nível de deslocamento nos dois provetes; iii) os nós JP3 e JP1 atingem a resistência máxima para o deslocamento de 80.0mm e 90.0mm, respectivamente. A resistência máxima atingida pelo nó JP1 corresponde a 78% da atingida pelo nó JP3; iv) até atingir-se a resistência máxima o efeito de pinching no nó JP3 é mais pronunciado do que para o nó JP1, no entanto após ultrapassar-se a resistência máxima, este efeito deixa de existir no nó JP3. Observando a Fig. 4-d verifica-se que as envolventes das curvas força-deslocamento/drift para os provetes JP1 e JP2 são idênticas, o provete JP3 demonstra uma maior resistência que os outros provetes, e a envolvente do provete JD apresenta maior rigidez após fissuração. Para o deslocamento máximo imposto, todos os provetes apresentam resistência idêntica.
-125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 -45 -30 -15 0 15 30 45 Fo rça, FP (k N) Deslocamento, dP (mm) JP1 JD -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 Drift (%) FP N dP a) -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 -45 -30 -15 0 15 30 45 JP1 JP2 Força, FP (kN ) Deslocamento, dP (mm) -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 Drift (%) FP N dP b) -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 -45 -30 -15 0 15 30 45 F or ça, FP (kN ) Deslocamento, dP (kN) JP1 JP3 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 Drift (%) FP N dP c) -125 -100 -75 -50 -25 0 25 50 75 100 125 -45 -30 -15 0 15 30 45 # # # # O O O O X X X X X # # # # O X O For ç a, FP (kN ) Deslocamento, dP (mm) JP1 JP2 JP3 JD -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4 X X O O Drift (%) FP N dP Legenda:
X – Início da fissuração nas vigas O – Início da fissuração nos pilares
# – Início do destacamento do betão de recobrimento
d)
Figura 4. Relação força-deslocamento: a) influência do tipo de armadura (provetes JP1 e JD); b) influência da história de carregamento (provetes JP1 e JP2); c) influência do nível de esforço axial (provetes JP1 e JP3);
d) envolvente força-deslocamento e identificação dos danos para os 4 provetes. Quadro 3. Força máxima alcançada, valor de drift associado e deslocamento de cedência.
Provete Força máx., FP,máx (kN) DriftFmáx (%) Δy (mm)
JP1 34.0 3.3~3.7 28.2 JP2 35.8 2.9 28.2 JP3 43.3 2.5 31.1 JD 39.0 2.0 23.8 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
JP1 - armadura lisa, N=200kN JP2 - armadura lisa, N=200kN, lei de desl. simplificada JP3 - armadura lisa, N=450kN JD - armadura nervurada, N=200kN
JP2 JP1 JD Drift (%) 4 3 2 1 En erg ia Di ssi pad a (k N.m) Step JP1 JP2 JP3 JD JP3 a) 0 1 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
JP1 - armadura lisa, N=200kN JP2 - armadura lisa, N=200kN, lei de desl. simplificada JP3 - armadura lisa, N=450kN JD - armadura nervurada, N=200kN
eq,JP3 = 3.97ln( ) + 4.17 eq,JP2 = 1.70ln() + 9.59 eq,JP1 = 0.92ln() + 4.95 A m or te ci m ento Equiv ale nte , eq (% ) Ductilidade, JP1 JP2 JP3 JD eq,JD = 2.00ln() + 3.63 b) Figura 5. a) Evolução da energia dissipada; b) Amortecimento equivalente.
8
A evolução da energia dissipada no ensaio dos nós JP1, JP3 e JD é semelhante até um nível de drift de 2% (Fig. 5-a), verificando-se deste este ponto divergência. O nó JP3 apresenta a maior energia dissipada, seguindo-se o nó JD, o JP1 e por fim o JP2. O nó JP2 dissipa menor quantidade de energia, obviamente pelo facto da lei de deslocamentos impostos ser simplificada relativamente às anteriores (menos ciclos e sem repetições). A partir do amortecimento equivalente calculado dos resultados experimentais, ajustaram-se as curvas de amortecimento equivalente versus ductilidade (Fig. 5-b). Estas curvas ajustadas evidenciam a tendência esperada de crescimento do amortecimento equivalente com o aumento da exigência de deformação/ductilidade. Para o deslocamento máximo imposto (120mm), o nó JD é o que apresenta maior valor de ductilidade. O nó JD apresenta um deslocamento de cedência inferior (Δy=23.8mm) aos nós JP1 e JP2 (Δy=28.2mm) e ao nó JP3 (Δy=31.1mm). Dos três nós
sujeitos ao mesmo nível de esforço axial, o nó JD apresenta o maior nível de amortecimento equivalente, pelas características de aderência melhorada da armadura, que lhe permite dissipar mais energia para o carregamento cíclico. O nó JP2 apresenta os maiores valores de amortecimento equivalente, como consequência da maior área dos ciclos de histerese para a lei de deslocamentos impostos mais simplificada utilizada neste provete.
3.2 Danos finais observados
Na Fig. 6 representam-se os danos finais na face superior de todos os provetes ensaiados. Da comparação do estado final de dano, constata-se que nos provetes JP1 e JP2 os danos concentram-se sobretudo nas interfaces viga-nó e pilar-nó, com ligeira propagação de fissuras ao longo dos pilares e não existe qualquer dano nos nós. No provete JP3 o dano concentra-se nas interfaces viga-nó e no nó. Neste provete, o aparecimento de dano no nó deve-se ao maior nível de esforço axial no pilar. No provete JD a propagação das fissuras ao longo da viga e do pilar é bem notória e verificaram-se também algumas fissuras no nó, tendo por isso um dano mais distribuído nos elementos estruturais. Em suma, os provetes com armadura lisa apresentam dano concentrado e bem definido, enquanto no provete com armadura nervurada o dano é distribuído pelas vigas, pilares e nó.
PIL A R VIGA PI L A R VIGA PI L A R VIGA PI L A R VIGA JP1 JP2 JP3 JD Figura 6. Estado final de dano (face superior) dos quatro provetes.
4. CONCLUSÕES E COMENTÁRIOS FINAIS
Com base nos resultados dos ensaios cíclicos dos provetes, e para as condições anteriormente descritas, podem-se elencar as seguintes conclusões:
Até ao início da fissuração a rigidez é semelhante em todos os provetes. Após fissuração o provete JD apresenta maior rigidez. Concluindo-se que após o início da fissuração, os provetes com armadura lisa apresentaram uma redução de 88.6% da rigidez inicial e o provete com armadura nervurada uma redução de 84%;
No provete JD o efeito de pinching é mais notório que para os outros provetes;
O provete JD atinge a sua resistência máxima para o deslocamento imposto de 60.0mm e os provetes armadura lisa para o deslocamento de 80.0mm (nó JP3) e 90.0mm (nós JP1 e JP2);
O tipo de lei imposta de deslocamentos laterais não influência significativamente a resposta global em termos da envolvente força-deslocamento para os provetes com armadura lisa;
O maior nível de esforço axial no pilar do provete JP3 provocou um aumento de cerca de 20% na resistência máxima;
As primeiras fissuras ocorreram nas vigas junto ao nó, seguidas das fissuras nos pilares. Só depois aparecem as fissuras no nó (para o caso dos provetes JP3 e JD);
Para o deslocamento máximo considerado (120mm), a resistência de todos os provetes é idêntica; Para valores de drift inferiores a 2%, a evolução da energia dissipada é semelhante nos provetes
JP1, JP3 e JD;
O provete com armadura nervurada dissipou mais energia (cerca de 10%) que o provete análogo com armadura lisa (JP1), verificando-se, como já observado anteriormente [1], a menor capacidade de dissipação de energia das estruturas com armadura lisa, devido ao escorregamento.
O provete JP3 dissipa mais energia que o provete JP1 pelo facto do nível de esforço axial instalado no pilar ser maior;
O provete JP2 dissipa menos energia que o provete JP1 devido à lei de deslocamentos ser simplificada;
Comparando os provetes com igual nível de esforço axial, o crescimento do amortecimento equivalente com o aumento da exigência de ductilidade é mais acentuado no provete com armadura nervurada do que nos provetes com armadura lisa;
O provete JP2 apresenta os maiores valores de amortecimento equivalente pelo facto de se impor ciclos de deslocamento de maior amplitude;
Para o deslocamento máximo imposto, o provete com armadura nervurada é o que apresenta maior exigência de ductilidade (µΔ=5.04) e o provete JP3 o menor valor (µΔ=3.79);
Para níveis inferiores de exigências de ductilidade (até µΔ=2,5), o provete JP1 apresenta maior
amortecimento equivalente que o provete JD pelo facto do dano se iniciar primeiramente no provete JP1, no entanto para ductilidades mais elevadas acontece o oposto;
Os provetes com armadura lisa apresentam dano concentrado, numa secção próxima do nó, enquanto que no provete com armadura nervurada o dano é distribuído ao longo das vigas, pilares e nó;
Para níveis de esforço axial reduzido de 23%, o dano nos provetes com armadura lisa concentra-se no nó e nas ligações viga-nó.
AGRADECIMENTOS
Este artigo refere investigação realizada com o apoio financeiro da FCT – Fundação para a Ciência e a Tecnologia (Portugal), nomeadamente através das Bolsas de Doutoramento do primeiro e do segundo autores e Bolsa de Licença Sabática do terceiro autor, com as referências SFRH/BD/27406/2006, SFRH/BD/62110/2009 e SFRH/BSAB/939/2009, respectivamente. Os autores agradecem às empresas: (i) CIVILRIA, Construções S.A. pela construção e transporte dos provetes; e (ii) SOMAGUE, GRUPO MENESES, SILVA TAVARES & BASTOS ALMEIDA e PAVIÚTIL, pela colaboração na execução das peças metálicas das estruturas de reacção usadas nos ensaios. Os autores agradecem ainda ao Eng. Hugo Rodrigues e ao Eng. António Figueiredo pela colaboração na preparação dos ensaios.
REFERÊNCIAS
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