Reforço Sísmico de paredes portantes de alvenaria. Caracterização experimental de soluções variantes de reboco armado. Ana Caré Viegas Costa Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia Civil Júri Presidente: Prof. José Câmara Orientador: Prof. Jorge Miguel Proença Orientador: Prof. António Sousa Gago Vogal: Prof. João Ferreira Vogal: Prof. Mário Lopes Setembro 2012 Agradecimentos A realização desta dissertação não teria sido possível sem a contribuição de algumas pessoas e instituições. Desta forma, quero dedicar esta página a todos os que direta ou indiretamente prestaram a sua preciosa e indispensável contribuição. Uma vez que me é impossível enumerar todas as pessoas envolvidas gostaria de deixar um particular agradecimento às seguintes. Aos Professores Jorge Miguel Proença e António Gago, orientadores técnico‐científicos desta dissertação, quero agradecer a disponibilidade que sempre demonstraram no sentido de esclarecer as várias questões que foram surgindo, o apoio prestado na cedência de material e informação. E por fim, agradeço profundamente o sentido crítico que contribuiu bastante para o meu crescimento académico e pessoal. Ao pessoal técnico do LERM e do LC do IST, em particular ao Fernando Alves e Leonel Silva, pelo apoio prestado na realização das campanhas experimentais. A realização de tão boas campanhas experimentais nunca teria sido possível sem o envolvimento e dedicação de tais pessoas. À PROTECNA, sob a pessoa do Engenheiro António Morgado André, pela sua colaboração ao longo de toda a dissertação. À Universidade do Algarve por ter disponibilizado as suas instalações para a realização de uma das campanhas experimentais. Um especial agradecimento ao Professor Carlos Martins e ao senhor Fernando por toda a ajuda demonstrada ao longo da campanha experimental. À BEMPOSTA, SA pela construção dos modelos de ensaio da segunda campanha experimental. À empresa Rodrigues, Fonseca & Carvalho Lda. pelo fornecimento de malhas de aço distendido. À Secil Martingança pelo fornecimento de argamassa para a realização dos modelos experimentais. Aos meus pais pelo apoio incondicional que me foi transmitido, não só durante a realização deste trabalho, mas durante todos estes anos. Ao meu irmão João Costa quero agradecer a paciência e a total disponibilidade para me esclarecer dúvidas ao longo de todo o meu percurso académico. A todos os meus amigos e colegas de curso pelo seu companheirismo e apoio ao longo de todo o curso. À Daniela Marques, Fernando Rodrigues, Diogo Ferreira, Mário Sá e Emanuel Tomás quero agradecer ainda a total disponibilidade para a cedência de materiais de apoio e por todas as sugestões dadas ao longo da Dissertação. À Leonor e à Margarida pela sua amizade, apoio e incentivo ao longo de todo o percurso académico. i Resumo A resistência e a capacidade de deformação das paredes antigas de alvenaria é reduzida, pelo que quando são submetidas a forças ou deslocamentos horizontais no plano ou perpendicularmente ao plano da parede, as paredes são particularmente suscetíveis à rotura. No sentido de melhorar a resistência sísmica destas paredes, estudaram‐se experimentalmente em duas fases distintas diversas soluções de reforço. As soluções em estudo foram as aplicadas na Escola Tomás Cabreira, em Faro. Na primeira campanha experimental estudou‐se o comportamento mecânico do material de reforço, e na segunda efetuaram‐se ensaios de carga no plano e perpendicularmente ao plano das paredes de alvenaria representativas do estado antes e após reforço das paredes constituintes da Escola Tomás Cabreira. A primeira campanha experimental foi composta por duas fases. Numa primeira efetuaram‐se ensaios à tração na malha de aço distendido, com os losangos dispostos quer na horizontal quer na vertical. Na segunda fase os ensaios de tração foram realizados sobre o compósito, para ambas as disposições da malha de aço. Em ambas as fases de ensaio se constatou que a malha deveria ser disposta com os losangos na vertical pois apresenta uma rigidez e resistência consideravelmente superior à observada quando os losangos são dispostos na outra direção. A segunda campanha experimental realizou‐se sobre 8 paredes de alvenaria, sendo 6 delas reforçadas e 2 não reforçadas (modelos de referência). Numa primeira fase fizeram‐se ensaios cíclicos com a carga horizontal a atuar perpendicularmente ao plano da parede e na segunda fase com esta a atuar no plano. Nos resultados experimentais apresenta‐se o valor máximo da força horizontal resistida por cada modelo de ensaio, a deformação a que esteve sujeita ao longo do ensaio, a energia dissipada por deformação até à rotura e a rigidez transversal do modelo. Os resultados obtidos mostraram que as diversas soluções de reforço adotadas para a escola Tomás Cabreira são eficazes demonstrando uma significativa melhoria na resistência a forças horizontais, na capacidade de deformação e na capacidade de dissipação de energia. Palavras‐chave: reboco armado; paredes de alvenaria; ensaios experimentais; no plano; perpendicularmente ao plano. iii Abstract The strength and the deformation capacity of old load bearing masonry walls is limited. These shortcomings explain the generally poor earthquake behavior shown by buildings that rely on load bearing masonry walls as their main structural system. Under these conditions collapse can occur either due to in‐plane or out‐of plane‐horizontal forces and displacements. In order to improve the seismic strength of these walls several strengthening solutions were studied through two independent experimental campaigns. The strengthening solutions under study were those applied in the Tomás Cabreira School, in Faro, Algarve. During the first experimental campaign, the mechanical behavior of the reinforcement was studied. During the second one, load tests were conducted on masonry wall models. These wall models were representative of the state prior and after the strengthening and the horizontal loads were applied in‐plane or out‐of‐plane. The first experimental campaign was divided in two stages. In the first stage three specimens of steel mesh were subjected to tension along the larger dimension of the lozenge shapes and one specimen along the smaller dimension. At the second stage, the procedure was the same except that the specimens were composite (steel mesh and mortar). In both stages, the improvements of stiffness and strength from vertically shaped lozenge were greater than the horizontally shaped layout. The second experimental campaign, again composed by two stages, was conducted on 8 masonry walls, 6 of which were reinforced, and 2 weren’t (reference models). During the first stage the cyclic horizontal load was applied perpendicularly to the wall. During the second stage, the cyclic load was applied in the plane of the wall. The performance of each model was expressed in terms of the maximum horizontal load, corresponding horizontal displacement and stiffness and the energy dissipated at collapse. In the end, it could be concluded that the solutions applied in the strengthening works of the Tomás Cabreira School are efficient, showing a significant improvement when the load bearing masonry walls are subjected to horizontal loads (and displacements). Keywords: reinforced plastering mortar; masonry walls; experimental tests; in‐plane; out‐of‐plane. v Índice Geral Índice ....................................................................................................................................................................... ix Índice de Figuras ................................................................................................................................................... xiii Índice de Tabelas ................................................................................................................................................... xix Simbologia ............................................................................................................................................................. xxi Siglas ................................................................................................................................................................... xxiii vii Índice Capítulo 1 – Introdução ........................................................................................................................................... 1 1.1. Considerações Gerais ........................................................................................................................ 3 1.2. Enquadramento Geral ....................................................................................................................... 3 1.2.1. Caracterização dos edifícios antigos do património edificado ..................................................... 3 1.2.2. Principais características das construções em alvenaria .............................................................. 6 1.3. Objetivos ........................................................................................................................................... 7 1.4. Estrutura do trabalho ........................................................................................................................ 7 Capítulo 2 – Estado de Arte ..................................................................................................................................... 9 2.1. Introdução ....................................................................................................................................... 11 2.2. Principais técnicas de reabilitação estrutural ................................................................................. 11 2.2.1. Injeções ....................................................................................................................................... 11 2.2.2. Substituição do material degradado ........................................................................................... 13 2.2.3. Refechamento de juntas ............................................................................................................. 13 2.2.4. Reforço com estrutura ou elementos de betão armado ............................................................ 14 2.2.5. Pré‐esforço .................................................................................................................................. 15 2.2.6. Pregagens.................................................................................................................................... 16 2.2.7. Reforço com materiais compósitos de FRP – cintas exteriores .................................................. 17 2.2.8. Reboco armado ........................................................................................................................... 18 2.3. Principais modos de rotura das paredes de alvenaria .................................................................... 19 2.3.1. Desagregação da parede de alvenaria ........................................................................................ 20 2.3.2. Colapso para fora do plano da parede de alvenaria ................................................................... 20 2.3.3. Colapso no plano da parede de alvenaria ................................................................................... 23 2.4. Trabalhos experimentais realizados nos últimos anos .................................................................... 26 2.4.1. Ensaios experimentais realizados sobre provetes de metal distendido e reboco armado ........ 26 2.4.2. Caracterização de edifícios da Parque Escolar ............................................................................ 27 2.4.3. Ensaios cíclicos em diversos tipos de parede de alvenaria não reforçada ................................. 28 2.4.4. Ensaios cíclicos em paredes de alvenaria reforçada ................................................................... 30 Capítulo 3 – Ensaios Mecânicos Realizados sobre os Provetes de malha de aço distendido e sobre os Provetes de Reboco Armado. Análise de Resultados .......................................................................................................... 45 ix 3.1. Introdução ....................................................................................................................................... 47 3.2. Caracterização dos materiais .......................................................................................................... 47 3.2.1. Argamassa de reforço ................................................................................................................. 47 3.2.2. Malha de aço distendido ............................................................................................................ 50 3.2.3. Bloco termoacústicos .................................................................................................................. 50 3.3. Ensaios do compósito ...................................................................................................................... 51 3.3.1. Objetivos ..................................................................................................................................... 52 3.3.2. Descrição do esquema de ensaio ............................................................................................... 52 3.3.3. Ensaios da malha ........................................................................................................................ 53 3.3.4. Ensaios da malha + reboco ......................................................................................................... 59 3.3.5. Comentários ao Capítulo 3 ......................................................................................................... 74 Capítulo 4 – Ensaios Mecânicos Realizados sobre as Paredes de ensaio .............................................................. 75 4.1. Introdução ....................................................................................................................................... 77 4.2. Objetivo ........................................................................................................................................... 77 4.3. Descrição dos modelos de ensaio ................................................................................................... 77 4.3.1. Modelos não reforçados ............................................................................................................. 78 4.3.2. Modelos reforçados .................................................................................................................... 79 4.4. 4.4.1. Procedimento experimental para a realização dos ensaios mecânicos .......................................... 81 Sistema de ensaio e procedimento experimental para os ensaios com a carga horizontal aplicada perpendicularmente ao plano da parede ...................................................................................... 82 4.4.2. Sistema de ensaio e procedimento experimental para os ensaios com a carga horizontal aplicada no plano da parede ........................................................................................................................ 84 4.5. Comportamento das paredes observado durante os ensaios ........................................................ 86 4.5.1. Ensaios com a carga horizontal aplicada perpendicularmente à parede ................................... 86 4.5.2. Ensaios com a carga horizontal aplicada no plano da parede .................................................... 93 4.6. Comentários ao Capítulo 4 .............................................................................................................. 98 Capítulo 5 – Análise dos Resultados dos Ensaios Mecânicos sobre as Paredes .................................................. 101 5.1. Introdução ..................................................................................................................................... 103 5.2. Análise dos resultados dos ensaios com a carga horizontal aplicada perpendicularmente ao plano da parede 104 5.2.1. x Modelo UMW – modelo de referência ..................................................................................... 104 5.2.2. Modelo GRMW ......................................................................................................................... 105 5.2.3. Modelo SR1MW ........................................................................................................................ 107 5.2.4. Modelo SR2MW ........................................................................................................................ 108 5.2.5. Síntese/Comparação dos resultados obtidos ........................................................................... 110 5.3. Análise dos resultados dos ensaios com a carga horizontal aplicada no plano da parede ........... 111 5.3.1. Modelo UMW ........................................................................................................................... 111 5.3.2. Modelo GRMW ......................................................................................................................... 113 5.3.3. Modelo SR1MW ........................................................................................................................ 115 5.3.4. Modelo SR2MW ........................................................................................................................ 117 5.3.5. Síntese/ Comparação dos resultados obtidos .......................................................................... 119 5.3.6. Comparação dos resultados experimentais com os resultados teóricos .................................. 119 5.4. Comentários ao Capítulo 5 ............................................................................................................ 122 Capítulo 6 – Conclusões e Desenvolvimentos Futuros ....................................................................................... 123 6.1. Conclusões .................................................................................................................................... 125 6.2. Desenvolvimentos futuros: ........................................................................................................... 126 Referências Bibliográficas ................................................................................................................................... 127 ANEXOS Anexo A – Ficha Técnica dos blocos termoacústicos Anexo B – Pormenores de reboco armado e de reforço das paredes de alvenaria a ensaiar Anexo C – Dimensões das paredes de alvenaria a ensaiar xi Índice de Figuras Figura 2.1 ‐ Injeção de alvenarias: (i) colmatação de fendas; (ii) consolidação [8]. ........................................................ 12 Figura 2.2 – Substituição do material degradado: (i) em alvenaria sã; (ii) em alvenaria de fraca qualidade [8]. ........... 13 Figura 2.3 – Faseamento da execução do refechamento de juntas, em ambas as faces da parede [8]. ........................ 14 Figura 2.4 ‐ Pormenores da aplicação de cabos de pré‐esforço a paredes de alvenaria [9]. .......................................... 15 Figura 2.5 ‐ Pregagens generalizadas em paredes de alvenaria [8]. ............................................................................... 16 Figura 2. 6 ‐ Confinamento transversal recorrendo a pregagens [8]. ............................................................................. 17 Figura 2.7 ‐ Pormenor da ancoragem mecânica [8]. ....................................................................................................... 17 Figura 2.8 ‐ Pregagens de costura: (i) paredes ortogonais; (ii) paredes de canto [8]. .................................................... 17 Figura 2.9 ‐ Reboco armado. Pormenores de fixação da malha [8]. ............................................................................... 18 Figura 2.10 ‐ Exemplo de desagregação de uma parede de alvenaria [13] .................................................................... 20 Figura 2.11 ‐ Derrube simples (i), [13]. ........................................................................................................................... 20 Figura 2. 12 ‐ Exemplo de derrube simples (i), [13]. ....................................................................................................... 20 Figura 2.13 ‐ Derrube simples (ii), [13]. .......................................................................................................................... 21 Figura 2.14 ‐ Exemplo de derrube simples (ii), [13]. ....................................................................................................... 21 Figura 2.15 ‐ Derrube composto [13].............................................................................................................................. 21 Figura 2.16 ‐ Exemplo de derrube composto [13]. ......................................................................................................... 21 Figura 2.17 ‐ Mecanismo de colapso por flexão vertical [13] ......................................................................................... 22 Figura 2.18 ‐ Exemplo de flexão vertical [13] .................................................................................................................. 22 Figura 2. 19 ‐ Mecanismo de colapso por flexão horizontal [13] .................................................................................... 22 Figura 2. 20 ‐ Exemplo de flexão horizontal [13] ............................................................................................................ 22 Figura 2. 21 ‐ Método de cálculo de VRP crítico [13]. ...................................................................................................... 23 Figura 2. 22 ‐ Mecanismo de rotura por rocking com esmagamento da zona comprimida [14]. ................................... 23 Figura 2. 23 – Procedimento de cálculo de VRf [13]. ...................................................................................................... 24 Figura 2. 24 ‐ Mecanismo de colapso por cisalhamento [14]. ........................................................................................ 25 Figura 2. 25 ‐ Procedimento de cálculo de VRS [13] ........................................................................................................ 26 Figura 2. 26 ‐ Mecanismo de colapso por corte [14] ...................................................................................................... 26 Figura 2. 27 ‐ Provetes de rede de metal distendido [16]. ............................................................................................. 27 Figura 2. 28‐ Provetes de argamassa armada com rede de metal distendido [16]. ....................................................... 27 Figura 2.29‐ Tipologia e geometria das paredes: a) parede PS; b) parede PI; c) parede PR [20]. ................................... 28 Figura 2. 31 ‐ Esquema estrutural do ensaio: a) vista frontal; b) vista lateral [20]. ........................................................ 29 Figura 2. 30 ‐ História dos deslocamentos impostos [20] ............................................................................................... 28 Figura 2. 32 ‐ Abertura de fendas diagonais na parede PS1.2 [20] ................................................................................. 30 Figura 2. 33 ‐ Modo de rotura da parede PS1.2 [20] ...................................................................................................... 30 Figura 2. 34 ‐ Padrão de fendilhação da parede PI2.2 [20] ............................................................................................. 30 Figura 2. 35 ‐ Padrão de fendilhação da parede PI1.2 [20] ............................................................................................. 30 Figura 2. 36 ‐ Padrão de fendilhação da parede PI3.2 [20] ............................................................................................. 30 Figura 2. 38 ‐ Esquema de ensaio, adaptado de [14]. ..................................................................................................... 31 Figura 2. 37 ‐ Identificação da parede no edifício de 5 andares [14]. ............................................................................. 30 xiii Figura 2. 39 ‐ Modo de rotura da parede REFE [14] ....................................................................................................... 31 Figura 2. 40 ‐ Reforço aplicado ao modelo [14] .............................................................................................................. 31 Figura 2. 41 ‐ Modo de rotura da parede WRAP‐G [14] ................................................................................................. 31 Figura 2. 42 ‐ Diagrama de energia dissipada dos modelos REFE e WRAP‐G [14]. ......................................................... 32 Figura 2. 43 ‐ Modelo de ensaio: a) sem reforço; b) reforço com GFRP; c) reforço com GFRP e conectores [21] ......... 32 Figura 2. 44 ‐ Aspeto geral do esquema de ensaio [21]. ................................................................................................. 33 Figura 2. 46 ‐ Esquema de ensaio e procedimento de ensaio [22]. ................................................................................ 34 Figura 2. 45 ‐ Localização dos LVDT's [22]. ..................................................................................................................... 34 Figura 2. 47 ‐ Esquema de ensaio e posicionamento dos LVDT's: a) alçado frontal; b) alçado tardoz [23]. ................... 35 Figura 2. 48 ‐ Reforço aplicado na Escola D. João de Castro [24]. .................................................................................. 36 Figura 2. 49 ‐ Alçado exemplificativo da instalação experimental para os modelos de parede de alvenaria de blocos de betão e de pedra, com e sem reforço [24]. .................................................................................................................... 37 Figura 2. 50 ‐ Modo de rotura do modelo ABB NR [24] .................................................................................................. 37 Figura 2. 51 ‐ Modo de rotura do modelo ABB R [24] .................................................................................................... 37 Figura 2. 52 ‐ Fendas horizontais (a) e diagonais (b) do modelo AP NR [24] .................................................................. 38 Figura 2. 53 ‐ Aparecimento de rocking no modelo AP R [24] ........................................................................................ 38 Figura 2. 55 ‐ Solução de reforço adotada, antes da aplicação da 2º camada de reboco [25]. ...................................... 39 Figura 2.54 ‐ Dimensões da parede de alvenaria e disposição dos conectores [25]....................................................... 39 Figura 2. 56 ‐ Representação esquemática do sistema de ensaio, Alçado Poente [25] .................................................. 40 Figura 2. 57 ‐ Representação esquemática do sistema de ensaio, Alçado Sul [25] ........................................................ 40 Figura 2. 58 ‐ Aspeto do murete M5, após o ensaio compressão‐corte [25]. ................................................................. 41 Figura 2. 59 ‐ Modo de rotura do murete M19 [25]. ...................................................................................................... 42 Figura 2. 60 ‐ Características da Malha de CFRP utilizada [26] ....................................................................................... 42 Figura 2. 61 ‐ Esquema de ensaio [26]. ........................................................................................................................... 43 Figura 3.1 ‐Máquina de ensaios para a determinação da tensão de rotura por flexão e compressão. .......................... 48 Figura 3.2 ‐ Ensaio de flexão da argamassa. ................................................................................................................... 48 Figura 3.3 ‐ Ensaio de compressão da argamassa........................................................................................................... 48 Figura 3.4‐ Identificação das medidas geométricas [32] ................................................................................................ 50 Figura 3.5 ‐ Dimensões do bloco TermoAcústico [33] .................................................................................................... 51 Figura 3.6 ‐ Bloco de Alvenaria TermoAcústico [33] ....................................................................................................... 51 Figura 3.7 ‐ Malha com os losangos dispostos na vertical. ............................................................................................. 51 Figura 3.8 ‐ Malha com os losangos dispostos na horizontal.......................................................................................... 51 Figura 3.9 ‐ Máquina INSTRON do IST, modelo 1343. .................................................................................................... 52 Figura 3.10 ‐ Esquema de ensaio da malha: a) alçado, b) corte. .................................................................................... 52 Figura 3.11 ‐ Esquema de ensaio do compósito de reboco armado: a) alçado, b) corte. ............................................... 52 Figura 3.12 ‐ Medidas geométricas da malha de aço distendida. ................................................................................... 53 Figura 3.13 ‐ Corte da malha de aço. .............................................................................................................................. 53 Figura 3.14 ‐ Dobragem da malha de aço. ...................................................................................................................... 53 xiv Figura 3.15 ‐ Ciclo de deslocamentos impostos. ............................................................................................................. 54 Figura 3.16 ‐ Modelo de ensaio VM1 e VM2. ................................................................................................................. 54 Figura 3.17 ‐ Modelo de ensaio VM3. ............................................................................................................................. 55 Figura 3.18 ‐ Modelo de ensaio HM1.............................................................................................................................. 55 Figura 3.19 e 3.20 – Deformação da malha ao longo do ensaio VM1. ........................................................................... 56 Figura 3.21, 3.22 e 3.23 – Deformação da malha ao longo do ensaio VM2. .................................................................. 56 Figura 3.24, 3.25 e 3.26 – Deformação da malha ao longo do ensaio VM3. .................................................................. 56 Figura 3.27 – Gráfico Carga‐Deslocamento dos ensaios VM1, VM2 e VM3. .................................................................. 57 Figura 3.28 ‐ Início do ensaio HM1. ................................................................................................................................ 58 Figura 3.29 ‐ Fim do ensaio HM1. ................................................................................................................................... 58 Figura 3.30 ‐ Gráfico Carga‐Deslocamento do ensaio HM1. ........................................................................................... 58 Figura 3.31 ‐ Gráfico de carga‐deslocamento após nova imposição de deslocamentos no ensaio HM1. ...................... 58 Figura 3.32 ‐ Moldura do modelo de "reboco armado". ................................................................................................ 59 Figura 3.33 ‐ Colocação da argamassa na cofragem de base.......................................................................................... 60 Figura 3.34 ‐ Aplicação da malha de aço sobre a argamassa. ......................................................................................... 60 Figura 3.35 ‐ Colocação da barra confinante e parafusos. .............................................................................................. 60 Figura 3.36 ‐ Colocação da restante argamassa. ............................................................................................................ 60 Figura 3.37 ‐ Uniformização da superfície. ..................................................................................................................... 60 Figura 3.38 ‐ Modelo final. .............................................................................................................................................. 60 Figura 3.39 ‐ Descofragem do modelo "reboco armado". .............................................................................................. 61 Figura 3.40 ‐ Aplicação da camada de gesso entre a argamassa e a barra. .................................................................... 61 Figura 3.41 ‐ Pistola de pressão para o aparafusamento. ............................................................................................... 61 Figura 3.42 – Acabamento final do modelo. ................................................................................................................... 61 Figura 3.43 ‐ Localização dos extensómetros. ................................................................................................................ 61 Figura 3.45 ‐ Ciclo de carga descarga para os ensaios VMR1, VMR2 e VMR3. ............................................................... 62 Figura 3.46 ‐ Ciclo de carga‐descarga do ensaio HMR1. ................................................................................................. 62 Figura 3.44 ‐ Localização do transdutor de deslocamentos. ........................................................................................... 62 Figura 3.47 ‐ Esquema de ensaio VMR1. ........................................................................................................................ 63 Figura 3.48 ‐ Modelo de ensaio VMR1. ........................................................................................................................... 63 Figura 3.49 ‐ Esquema de ensaio VMR2. ........................................................................................................................ 63 Figura 3.50 ‐ Modelo de ensaio VMR2. ........................................................................................................................... 63 Figura 3.51 ‐ Fenda formada aquando do aparafusamento das cantoneiras. ................................................................ 64 Figura 3.52 ‐ Esquema de ensaio do modelo VMR3. ...................................................................................................... 64 Figura 3.53 ‐ Modelo VMR3. ........................................................................................................................................... 64 Figura 3.54 ‐ Esquema de ensaio HMR1. ........................................................................................................................ 65 Figura 3.55 ‐ Modelo HMR1. ........................................................................................................................................... 65 Figura 3.56 ‐ Modo de rotura do modelo VMR1. ............................................................................................................ 65 Figura 3.57 ‐ Pormenor da malha na rotura do modelo VMR1. ..................................................................................... 65 Figura 3.58 ‐ Estado aparente da argamassa do modelo VMR1 ..................................................................................... 65 Figura 3.59 ‐ Gráfico carga‐deslocamento obtido pela INSTRON, modelo VMR1. ......................................................... 66 xv Figura 3.60 ‐ Gráfico carga‐deslocamento da argamassa, modelo VMR1. ..................................................................... 66 Figura 3.61 ‐ Gráfico de extensões da argamassa consoante a carga aplicada, modelo VMR1. .................................... 66 Figura 3.62 ‐ Gráfico da extensão média na argamassa, modelo VMR1. ....................................................................... 66 Figura 3.63 ‐ Modo de rotura do modelo VMR2. ............................................................................................................ 67 Figura 3.64 ‐ Pormenor do modo de rotura do modelo VMR2. ...................................................................................... 67 Figura 3.65 ‐ Gráfico carga‐deslocamento obtido pela INSTRON, modelo VMR2. ......................................................... 68 Figura 3.66 ‐ Gráfico carga‐deslocamento da argamassa, modelo VMR2. ..................................................................... 68 Figura 3.67 ‐ Gráfico de extensões da argamassa consoante a carga aplicada, modelo VMR2. .................................... 68 Figura 3.68 ‐ Gráfico da extensão média da argamassa, modelo VMR2. ....................................................................... 68 Figura 3.69 ‐ Modo de rotura do modelo VMR3. ............................................................................................................ 69 Figura 3.70 ‐ Pormenor do modo de rotura, modelo VMR3. .......................................................................................... 69 Figura 3.71 ‐ Gráfico carga‐deslocamento obtido pela INSTRON, modelo VMR3. ......................................................... 70 Figura 3.72 ‐ Gráfico carga‐deslocamento na argamassa, modelo VMR3. ..................................................................... 70 Figura 3.73 ‐ Gráfico de tensão‐extensões da argamassa no modelo VMR3. ................................................................. 70 Figura 3.74 ‐ Gráfico da tensão‐extensão média na argamassa, modelo VMR3. ........................................................... 70 Figura 3. 75 ‐ Fenda de tracção no modelo HMR1. ........................................................................................................ 71 Figura 3. 76 ‐ Modo de rotura do modelo HMR1. .......................................................................................................... 72 Figura 3. 77 ‐ Pormenor do modo de rotura do modelo HMR1. .................................................................................... 72 Figura 3.78 ‐ Diagrama carga‐deslocamento obtido pela máquina de ensaio, modelo HMR1. ..................................... 72 Figura 3.79 ‐ Gráfico de tensão‐extensões da argamassa no modelo HMR1. ................................................................ 72 Figura 3.80 ‐ Gráfico da tensão‐extensão média na argamassa, modelo HMR1. ........................................................... 72 Figura 3.81 ‐ Comparação dos gráficos carga‐deslocamento dos diversos ensaios. ...................................................... 73 Figura 4.1 – Modelo de ensaio UMW. ............................................................................................................................ 78 Figura 4.2, 4.3 – Soluções possíveis para os conectores metálicos. ............................................................................... 79 Figura 4.4 – Sistema de fixação da malha cantoneira‐bucha. ......................................................................................... 80 Figura 4.5 – Modelo de ensaio GRMW. .......................................................................................................................... 80 Figura 4.6 – Modelo de ensaio SR1MW. ......................................................................................................................... 81 Figura 4.7 – Modelo de ensaio SR2MW. ......................................................................................................................... 81 Figura 4.8 – Esquema de ensaio com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. ................................ 82 Figura 4.9 – Ciclo de carregamento horizontal nos ensaios com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. ............................................................................................................................................................................ 83 Figura 4.10 – Localização da célula de carga vertical. ..................................................................................................... 83 Figura 4.11 – Localização da célula de carga horizontal. ................................................................................................ 83 Figura 4.12 – Localização esquemática da instrumentação. .......................................................................................... 84 Figura 4.13 – Esquema de ensaio com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. .............................. 85 Figura 4.14 – Ciclo de carregamento horizontal nos ensaios com a carga aplicada no plano da parede. ...................... 85 Figura 4.15 – Representação esquemática da localização da instrumentação utilizada. ............................................... 86 Figura 4.16 – Modelo UMW no início do ensaio. ............................................................................................................ 87 xvi Figura 4.17 – Estado aparente do modelo UMW para um carregamento de 7,5 kN. .................................................... 87 Figura 4.18 – Estado aparente do modelo UMW para um carregamento de 10 kN. ..................................................... 87 Figura 4.19 – Curva carga horizontal – deslocamento horizontal do modelo UMW. ..................................................... 88 Figura 4.20 – Modelo GRMW imediatamente antes do ensaio. ..................................................................................... 88 Figura 4.21 ‐ Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal do modelo GRMW. .................................................. 89 Figura 4.22, 4.23, 4.24 e 4. 25 – Modo de rotura do modelo GRMW, no ensaio de flexão. .......................................... 89 Figura 4.26 – Modelo SR1MW imediatamente antes do início do ensaio. ..................................................................... 90 Figura 4.27 – Deformação do provete SR1MW para o carregamento máximo. ............................................................. 90 Figura 4.28, 4.29 e 4.30– Fendilhação na base da parede de ensaio SR1MW. ............................................................... 90 Figura 4.31 – Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal do modelo SR1MW. ................................................ 91 Figura 4.32 – Deformação na rotura do modelo SR2MW. .............................................................................................. 91 Figura 4.33 e 4.34– Modo de rotura do modelo SR2MW. .............................................................................................. 92 Figura 4.35 – Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal do modelo SR2MW. ................................................ 92 Figura 4.36 – Estado aparente do modelo UMW no 7ºciclo........................................................................................... 93 Figura 4.37 – Gráfico carga horizontal‐deslocamento horizontal do modelo UMW. ..................................................... 93 Figura 4.38, 4.39, 4.40 e 4.41– Modo de rotura do provete UMW. Fendas diagonais nos dois paramentos. ............... 94 Figura 4.42 – Modelo GRMW no 16º ciclo (carga máxima de 80 kN). ............................................................................ 95 Figura 4.43 – Modelo GRMW no 19º ciclo (carga máxima de 120 kN). .......................................................................... 95 Figura 4.44 – Modo de rotura no provete GRMW. ......................................................................................................... 95 Figura 4.45 – Curva carga horizontal‐deslocamento horizontal do modelo GRMW. ..................................................... 95 Figura 4. 46 – Estado aparente do modelo SR1MW aos 100 kN. ................................................................................... 96 Figura 4. 47 – Estado aparente do modelo SR1MW aos 120 kN. ................................................................................... 96 Figura 4. 48 – Gráfico carga‐deslocamento horizontal do modelo SR1MW. .................................................................. 96 Figura 4.49, 4.50, 4.51 e 4.52– Modo de rotura do provete SR1MW. Fendilhação na base da parede. ........................ 97 Figura 4.53, 4.54, 4.55 e 4.56– Modo de rotura do provete SR2MW. ............................................................................ 97 Figura 4. 57 – Gráfico carga‐deslocamento horizontal do modelo SR2MW. .................................................................. 98 Figura 5.1 ‐ Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal para os diversos ciclos de carregamento ................. 104 Figura 5.2 ‐ Energia dissipada acumulada no modelo UMW ........................................................................................ 104 Figura 5.3 ‐ Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo GRMW ............ 106 Figura 5.4 ‐ Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo GRMW ............... 106 Figura 5.5 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo SR1MW ......... 107 Figura 5.6 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR1MW ............. 108 Figura 5.7 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo SR2MW ......... 109 Figura 5.8 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR2MW ............. 110 Figura 5.9 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo UMW............. 112 Figura 5.10 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo UMW .............. 112 Figura 5.11 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento,modelo GRMW ......... 114 Figura 5.12 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo GRMW ............ 114 xvii Figura 5.13 –Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento,modelo SR1MW ......... 116 Figura 5.14 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR1MW ........... 116 Figura 5.15 –Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento,modelo SR2MW ......... 118 Figura 5.16 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR2MW ........... 118 xviii Índice de Tabelas Tabela 2. 1 ‐ Resultados dos ensaios efetuados [20]. .................................................................................................. 29 Tabela 2. 2 ‐ Resumo dos resultados dos ensaios [21] ................................................................................................ 33 Tabela 2. 3 – Resultados obtidos durante o ensaio, adaptado de [24]. ....................................................................... 37 Tabela 2. 4‐ Resultados dos ensaios de compressão‐corte dos muretes de referência [25]. ...................................... 40 Tabela 2. 5 ‐ Resultados dos ensaios de compressão‐corte dos muretes reforçados [25]. ......................................... 41 Tabela 2. 6 ‐ Resumo dos resultados obtidos, adaptado de [26]. ................................................................................ 44 Tabela 3.1 ‐ Principais características da argamassa, segundo o fabricante [28]. ....................................................... 47 Tabela 3.2 – Quantidades de produto e água necessários para a preparação da argamassa. .................................... 48 Tabela 3.3 ‐ Resultados obtidos nos ensaios à flexão e compressão ........................................................................... 49 Tabela 3.4 ‐ Determinação da tensão de rotura à flexão e à compressão................................................................... 49 Tabela 3.5 ‐ Características geométricas da malha de aço distendido [32]. ................................................................ 50 Tabela 3.6 ‐ Resumo das características do Bloco TermoAcústico, adaptado de [33]. ................................................ 51 Tabela 3.7 ‐ Carga máxima e respetivo deslocamento, para os ensaios VM1, VM2 e VM3. ....................................... 57 Tabela 3.8 ‐ Carga máxima, e respetivo deslocamento entre garras, no ensaio HM1. ............................................... 58 Tabela 3.9 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30%Fmax, no ensaio VMR1. .............................. 66 Tabela 3.10 ‐ Valores obtidos para Energia dissipada até à rotura do modelo, no ensaio VMR1. .............................. 67 Tabela 3. 11 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30% Fmax, no ensaio VMR2. .......................... 68 Tabela 3. 12 ‐ Energia dissipada até à rotura. .............................................................................................................. 69 Tabela 3.13 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30%Fmax, modelo VMR3. ............................... 70 Tabela 3.14 ‐ Energia dissipada até à rotura, modelo VMR3. ...................................................................................... 71 Tabela 3.15 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30%Fmax, modelo HMR1. ............................... 73 Tabela 3.16 ‐ Energia dissipada até à rotura, modelo HMR1. ...................................................................................... 73 Tabela 5.1 ‐ Comportamento mecânico do modelo de ensaio UMW nos diversos ciclos de carregamento ............ 104 Tabela 5.2 ‐ Resultados do ensaio experimental do modelo UMW ........................................................................... 105 Tabela 5.3 ‐ Comportamento mecânico do modelo de ensaio GRMW nos diversos ciclos de carregamento .......... 105 Tabela 5.4 ‐ Resultados do ensaio experimental do modelo GRMW ........................................................................ 106 Tabela 5.5 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR1MW nos diversos ciclos de carregamento ........ 107 Tabela 5.6 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR1MW ...................................................................... 108 Tabela 5.7 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR2MW nos diversos ciclos de carregamento ........ 109 Tabela 5.8 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR2MW ...................................................................... 110 Tabela 5.9 – Síntese dos resultados obtidos nos diversos modelos de ensaio .......................................................... 111 Tabela 5.10 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio UMW nos diversos ciclos de carregamento .......... 111 Tabela 5.11 – Resultados do ensaio experimental do modelo UMW ........................................................................ 112 Tabela 5.12 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio GRMW nos diversos ciclos de carregamento ........ 113 Tabela 5.13 – Resultados do ensaio experimental do modelo GRMW ...................................................................... 114 xix Tabela 5.14 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR1MW nos diversos ciclos de carregamento ...... 115 Tabela 5.15 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR1MW .................................................................... 116 Tabela 5.16 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR2MW nos diversos ciclos de carregamento ...... 117 Tabela 5.17 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR2MW .................................................................... 118 Tabela 5.18 – Síntese dos resultados obtidos nos diversos modelos de ensaio, carga aplicada no plano da parede
................................................................................................................................................................................... 119 Tabela 5. 19 ‐ Valores admitidos para a coesão e coeficiente de atrito para os modelos reforçado e não reforçado
................................................................................................................................................................................... 121 Tabela 5. 20 ‐ Resistência teórica dos modelos reforçado e não reforçado .............................................................. 121 xx Simbologia Maiúsculas do alfabeto latino Cu Coesão E módulo de elasticidade Ediss energia dissipada por capacidade de deformação F v carga axial Fvmed média das cargas axiais Fmáx força horizontal máxima FH força horizontal FHmax força horizontal máxima FL Resistência à flexão Fc Resistência à compressão Ktrans rigidez transversal Vrd esforço de transverso atuante ou de cálculo Minúsculas do alfabeto latino a dimensão da seção transversal do provete de argamassa l comprimento do provete de argamassa b largura da parede de alvenaria fd tensão máxima de compressão fk constante definida no EC6 fb resistência à compressão dos blocos utilizados fm resistência à compressão da argamassa h altura da parede de alvenaria h0 distância entre a secção de momento nulo e a base da parede xxi k fator de assimilação da distribuição de tensão normal a um retângulo (=0,85) t espessura da parede Minúscula do alfabeto grego σ0 tensão normal de compressão na secção σt tensão de rotura à tração σc tensão de rotura à compressão δH deslocamento horizontal δHFmax deslocamento horizontal, correspondente à carga horizontal máxima aplicada Φ xxii ângulo de atrito interno Siglas FRP Fiber Reinforced Polymer CFRP Carbon Reinforced Polymer GFRP Glass Reinforced Polymer AFRP Aramid Fibre Reinforced Polymer UMW Unreinforced Masonry Wall GRMW Glass Reinforced Masonry Wall SR1MW Steel Reinforced Masonry Wall – type 1 SR2MW Steel Reinforced Masonry Wall – type 2 ICIST Instituto de Engenharia de Estruturas, Território e Construção IST Instituto Superior Técnico LERM Laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais LNEC Laboratório Nacional de Engenharia Civil EPE Parque Escolar xxiii Capítulo 1 – Introdução 1 2 1. Introdução 1.1.
Considerações Gerais O presente trabalho desenvolveu‐se em parceria com as ações da Parque Escolar, EPE, no sentido de estudar o reforço estrutural de paredes de alvenaria. Assim sendo, este capítulo começa por enquadrar o trabalho experimental desenvolvido, referindo a importância destas construções ao longo do tempo, o tipo e época de construção do nosso País, assim como as suas principais características e anomalias. No final desta abordagem mencionam‐se os objetivos a alcançar e a organização geral do trabalho. 1.2.
Enquadramento Geral 1.2.1. Caracterização dos edifícios antigos do património edificado Neste ponto apresenta‐se o parque edificado do País, tipificando as soluções construtivas mais correntes, ao longo do tempo. Considera‐se aqui que os edifícios antigos são todos aqueles construídos antes da era do betão armado, portanto antes de 1940. [1]. Refere‐se, assim, a edifícios que têm, no mínimo, 70 anos e sofreram alterações pouco significativas ao longo do tempo, mantendo as suas características gerais. A grande maioria destes edifícios, construídos anteriormente à publicação do primeiro regulamento de segurança das construções contra os sismos, são sismicamente vulneráveis. Os principais fatores que condicionam esta vulnerabilidade são os seus elementos resistentes, o sistema estrutural, a disposição de dimensionamento de projeto, a qualidade de construção, o seu estado de conservação, os materiais usados, métodos e as tecnologias construtivas da região onde se localiza a construção ([2] citado por [3]). Edifícios pré‐pombalinos (anteriores ao terramoto de 1755) Hoje em dia existem poucos edifícios desta época construtiva devido à sua fraca qualidade construtiva. No entanto os edifícios ainda existentes encontram‐se nas zonas mais antigas da cidade de Lisboa. Estruturalmente estes edifícios não são passíveis de tipificação, tendo de ser analisados caso a caso. Geralmente, tais construções eram realizadas com materiais locais e mão de obra não especializada, o que à exceção dos edifícios de alvenaria aparelhada, sugere uma muito reduzida resistência sísmica. O principal problema na avaliação destes edifícios reside na compreensão do seu comportamento estrutural devido à dificuldade de conhecer bem a ligação entre os diversos elementos verticais e horizontais. Uma outra dificuldade manifesta‐se no desenvolvimento de um modelo de comportamento mecânico, sempre que o 3 edifício está inserido em bandas ou quarteirões, em que os restantes edifícios têm diferentes constituições e são de diferentes épocas construtivas [4]. Desta forma, qualquer intervenção que se realize nestes edifícios deve ser de reforço e reparação. 1.2.1.1. Edifícios pombalinos (1755‐1880) O sismo de 1 de novembro de 1755 destruiu grande parte da cidade de Lisboa. A reconstrução da mesma levou a um novo tipo de construção mais exigente ao nível da estrutura. O plano implementado pelo Marquês de Pombal levou à industrialização da construção, implicando a adoção de procedimentos de normalização e pré‐
fabricação, que se traduziu na aplicação da estrutura chamada gaiola. A gaiola pombalina consiste num sistema tridimensional de pórticos de madeira, altamente hiperestática, que formam as estruturas de pavimentos que se inserem nas estruturas de paredes, exteriores e interiores [4], [2] citado por [5] e [6]. O “prédio pombalino” era formado por 5 pisos acima do solo, sendo o rés do chão dedicado ao comércio e a ofícios. Nos restantes pisos, destinados à habitação, o primeiro andar tinha janelas de sacada, o segundo e o terceiro janelas de peito e o último era constituído por águas furtadas. A estrutura acima do primeiro piso baseia‐se em paredes de frontal formando uma malha ortogonal com paredes que recebem os vigamentos de piso e outras que são elementos essenciais do travamento. A interligação entre frontais ortogonais faz‐se através de prumos comuns das duas paredes, e a ligação entre paredes e pavimentos é efetuada por pregagens dos vigamentos nos frechais e contrafrechais das paredes, conferindo, desta forma, ductilidade à estrutura [4] e [2]. Refere‐se ainda que uma das regras básicas deste tipo de construção é que a orientação dos vigamentos é perpendicular à fachada, sendo eles constituídos por peças únicas que têm o comprimento igual à profundidade do edifício. Relativamente ao Norte do País não se verifica uma descontinuidade marcada entre os edifícios construídos antes e depois do sismo, pois esta tipologia não foi praticada nesta região uma vez que a mesma não sofreu de forma igual os efeitos do terramoto de 1755 [2]. 1.2.1.2. Edifícios “gaioleiros” (1855‐1930) Ao longo do período de reconstrução da cidade de Lisboa a perceção do risco e a preocupação com a qualidade de construção diminuíram progressivamente, dando origem a uma nova tipologia construtiva, designada por época gaioleira. As exigências da construção pombalina deixaram de ser cumpridas, verificando‐se a deturpação das soluções tradicionais e a adulteração da gaiola pombalina, diminuindo a sua capacidade de dissipação de energia e a ductilidade do edifício, sem risco de colapso integral da estrutura. [2], [4]. Estes edifícios são caracterizados pelo acréscimo do número de pisos (1 ou 2), pelo aumento do pé‐direito, pela diminuição da espessura das paredes resistentes em altura, pela remoção gradual dos elementos de madeira e pela profundidade do lote, implicando a adoção de saguão [2], [4] citado por [5]. Os pavimentos são muito deformáveis e apresentam vibrações excessivas e incómodas. 4 A ligação entre os vigamentos dos pisos e paredes exteriores e interiores era efetuada por simples encaixe em zonas vazadas na alvenaria ou “pousando” as vigas nas paredes, sem preocupações de garantia de continuidade ou resistência nas mesmas, provocando uma grande fragilidade nestes edifícios. A construção destes edifícios, em contradição com os pombalinos que eram construídos desde as fundações e embasamento, com posterior execução da carpintaria, eram construídos piso a piso, primeiro as paredes e por fim o pavimento. Os edifícios gaioleiros encontram‐se representados em todo o território Português, tendo principal destaque nos centros urbanos. Relativamente a Lisboa, estes edifícios encontram‐se fortemente representados nas Avenidas Novas, na Av. Almirante Reis e Campo de Ourique. 1.2.1.3. Edifícios de “placa” (1930‐1949) Os edifícios em placa surgem na transição da construção em alvenaria para a construção em betão armado. Tal deve‐se ao surgimento do Regulamento Geral de Construção Urbana para a cidade de Lisboa, em 1930, que aconselha o uso de betão armado para o travamento das alvenarias quando não é empregue a armação pombalina [2]. Esta tipologia de edifícios caracteriza‐se pelo abandono total das estruturas de madeiras nas paredes, pelo uso sistemático da alvenaria de tijolo e pelo início do uso do betão armado nos pavimentos. As lajes destes edifícios comportam‐se como diafragmas rígidos, pelo que asseguram o travamento horizontal. No entanto, devido à falta de elementos verticais resistentes aos esforços de corte e flexão, estas estruturas apresentam um deficiente comportamento a ações horizontais, apresentando uma grande vulnerabilidade sísmica [2], [4]. Geralmente os betões utilizados apresentavam uma baixa resistência, a continuidade das lajes era reduzida e as lajes eram fracamente armadas. Em Lisboa, estes edifícios predominam principalmente nas zonas de Alvalade, Alameda D. Afonso Henriques, Arco do Cego e Encarnação. 1.2.1.4. Edifícios de betão armado anteriores aos regulamentos (1930‐1958) Os edifícios de betão armado apareceram na década de 1930‐1940, no século XX, obtendo apenas uma expressão significativa na década de 1950 [2]. A década de 1950 ficou marcada por estruturas em pórtico de betão armado, preenchidos com grande percentagem de alvenaria de tijolo furado, nas paredes exteriores, e divisórias interiores e com pavimentos constituídos por lajes maciças de betão armado. Estes edifícios apresentam, ainda, um reduzido grau de simetria. Por fim, e não sendo estes edifícios dimensionados para resistir a sismos são mais vulneráveis que os seus sucessores. No entanto, devido à sua estrutura em pórtico, são menos vulneráveis que os edifícios em placa. 5 1.2.2. Principais características das construções em alvenaria A alvenaria consiste num conjunto de elementos (tijolos ou pedras), de pequena dimensão, sobrepostos e organizados, com possibilidade de ligação através de argamassa. Casos há em que a alvenaria é constituída, também, por uma estrutura reticulada de madeira, denominando‐se alvenaria mista. As construções mais antigas de alvenaria, apresentam características com forte associação à disponibilidade dos materiais mais acessíveis e das técnicas mais tradicionais, justificando‐se assim a disparidade da construção de região para região [1], [7]. Essa diferença manifesta‐se pelo recurso ao granito ou xisto no Norte e Interior Centro, ao basalto, nos Açores e na Madeira, à pedra calcária, no Centro e em parte do Sul, ao tijolo de barro cozido, onde a argila abunda, e à taipa e ao adobe, onde a escassez de outros materiais força a utilização da terra, como matéria sempre acessível. Para além da natureza da alvenaria, a forma e a disposição dos materiais constituintes também pode diferir, conduzido às diferentes tipologias de alvenarias: ‐ Alvenaria de pedra aparelhada: composta por pedras com face aparelhada, sendo que o aparelho pode ser rústico ou regular. O aparelho rústico é constituído por pedras irregulares, de dimensões variáveis, sobrepondo‐se as de faces semelhantes. Já o aparelho regular consiste no uso de pedras de forma paralelepipédica, de dimensões fixas, sendo estas dispostas em camadas ligadas entre si, por argamassa, ou dispostas, simplesmente, umas sobre as outras; ‐ Alvenaria de pedra ordinária: constituídas por pedras toscas, angulosas ou roladas, de formas e dimensões irregulares, assentes pela face que se apresentar mais regularizada. Normalmente, as pedras são ligadas entre si com uma argamassa ordinária de cal hidráulica e areia. É a solução construtiva predominante em Portugal; ‐ Alvenaria de pedra seca: normalmente bastante regular, frequentemente retilínea ou de faces paralelas, e não argamassada; ‐ Alvenaria de tijolo: composta por tijolos de barro regulares e argamassa; ‐ Alvenaria de duas folhas: heterogénea, executada com duas paredes de revestimento exteriores (tijolo ou pedra), com o espaço intermédio preenchido com material de pior qualidade. As argamassas usadas nas alvenarias das construções antigas, cuja natureza também varia em função dos materiais locais, apresentam‐se sob a forma de terra, mais ou menos argilosa, barro, misturas de areia e cal aérea, sendo as areias mais ou menos argilosas, consoante a região e a forma de extração. A argamassa é aplicada nas alvenarias, atendendo a duas finalidades: o assentamento da alvenaria, preenchendo os espaços entre os elementos constituintes, e o revestimento [1]. 6 As paredes de alvenaria podem ter uma função de compartimentação ou uma função estrutural, representando, neste último caso, um papel preponderante na estrutura, em termos de resistência a cargas verticais, de natureza gravítica, e a cargas horizontais, como o vento e os sismos (denominam‐se, por isso, paredes resistentes, ou, na linguagem corrente, paredes mestras). As paredes resistentes apresentam, normalmente, grande espessura e, dada a sua constituição, um elevado peso próprio que funciona como uma força estabilizadora ao equilibrar forças horizontais deslizantes e derrubantes [1]. No que concerne às características mecânicas dos materiais que constituem as paredes de alvenaria resistentes, refira‐se a sua razoável resistência a esforços de compressão, baixa resistência a esforços de corte e nula ou quase nula a resistência a esforços de tração. 1.3.
Objetivos A reabilitação do património edificado sofreu um aumento significativo de importância no domínio das atividades de construção civil no país e, como tal, a comunidade científica tem estudado novas soluções de reforço em alvenarias tradicionais, procurando que estas sejam pouco intrusivas, reversíveis e de custos controlados. O principal objetivo deste trabalho é apresentar e analisar as diversas técnicas de reforço estrutural aplicadas na Escola Tomás Cabreira, em Faro. Para esse efeito, o trabalho experimental foi dividido em três partes. Na primeira, estuda‐se o material de reforço em si, sendo que nas seguintes se remete para o comportamento das paredes reforçadas no plano e fora do plano das mesmas. Nos pontos seguintes resumem‐se os principais objetivos e temas abordados no presente trabalho: 
Caracterização geral dos edifícios de alvenaria antigos em Lisboa; 
Comparação de diferentes técnicas de reforço disponíveis na literatura técnica com destaque para a solução de reforço em estudo; 
Conceção e desenvolvimento de dois programas experimentais. Um primeiro, em que se caracteriza o material de reforço e respetivo desempenho mecânico; e um segundo onde é efetuado um estudo da eficiência dos diversos métodos de reforço aplicados na Escola Tomás Cabreira. 1.4.
Estrutura do trabalho O presente trabalho encontra‐se dividido em seis capítulos, pelo que para além deste, capítulo 1, onde se enquadra o estudo efetuado, se definem os objetivos e se descreve a organização da dissertação são apresentados mais quatro capítulos. 7 O capítulo 2 tem um caracter introdutório e de pesquisa bibliográfica, enquadrando o trabalho experimental realizado. A informação obtida nesta análise foi importante para a definição das características construtivas dos modelos de ensaio e para a definição da metodologia experimental. Desta forma, introduzem‐se as diferentes técnicas de reforço de paredes de alvenaria, explicam‐se os modos de colapso possíveis nas paredes quando sujeitas a forças horizontais no plano e perpendicularmente ao plano da parede, e por último referem‐
se os principais trabalhos experimentais efetuados sobre paredes de alvenaria reforçada. O capítulo 3 encontra‐se subdividido em três partes. No primeiro subcapítulo caracteriza‐se o material construtivo utilizado nos diversos ensaios experimentais. No segundo descreve‐se e apresenta‐se os resultados experimentais obtidos nos ensaios de tração realizados com provetes de malha de aço distendido, que posteriormente foi utilizada como reforço estrutural das paredes de alvenaria em estudo. E, por último descreve‐se e expõe‐se os resultados experimentais obtidos nos provetes de “reboco armado” (malha de aço + argamassa de reforço). No capítulo 4 pormenoriza‐se os diferentes métodos de reforço estrutural aplicados na Escola Tomás Cabreira, em Faro e os correspondentes modelos de ensaio. Para cada um dos métodos é estudado o comportamento mecânico do conjunto (parede + reforço) face a ações horizontais cíclicas aplicadas no plano e perpendicularmente ao plano da parede. Desta forma, é descrita a metodologia experimental de cada um dos tipos de ensaio e os ensaios realizados sobre os modelos, procedendo‐se, ainda, a uma breve análise aos resultados experimentais obtidos. No capítulo 5 apresentam‐se os resultados dos ensaios efetuados e procede‐se à sua análise global. Esta é efetuada pela comparação dos resultados obtidos nos diversos modelos e pela comparação dos mesmos com os obtidos por via teórica. Por último, no capítulo 6 resumem‐se as principais conclusões obtidas neste estudo, confrontam‐se os objetivos propostos com os resultados alcançados e referem‐se possíveis desenvolvimentos futuros. 8 Capítulo 2 – Estado de Arte
9 2. Estado de Arte 2.1.
Introdução Este capítulo encontra‐se subdividido em três partes. Numa primeira referem‐se as principais técnicas de reabilitação estrutural de paredes de alvenaria, designando as suas características e o seu método de aplicação. Na segunda parte descrevem‐se os modos de colapso possíveis numa parede de alvenaria quando sujeita a cargas horizontais no plano e perpendicularmente ao plano da parede. Por último apresentam‐se diversos trabalhos de investigação desenvolvidos nos últimos anos sobre o comportamento mecânico das paredes de alvenaria de pedra e tijolo, simples e reforçadas, quando sujeitas a cargas verticais e horizontais. Relativamente aos trabalhos experimentais apresentados, os primeiros elucidam o estado do conhecimento atual em termos de aplicação e avaliação de algumas das técnicas de reforço (previamente apresentadas), e os últimos serviram de referência para o desenvolvimento da dissertação, pelo que se referem as principais características dos modelos, o procedimento de ensaio e as conclusões obtidas. 2.2.
Principais técnicas de reabilitação estrutural As técnicas de reabilitação estrutural podem ser de reparação e/ou de reforço. A reparação tem como base a correção de anomalias resultantes de danos estruturais ou da ausência de medidas de manutenção, enquanto o reforço consiste na melhoria do desempenho original de alguns elementos. Todas as intervenções nas estruturas perturbam o seu equilíbrio pelo que se deve procurar adotar a menor intervenção possível. Desta forma, deve‐se tentar assegurar, sempre, a compatibilidade (minimizando a alteração das características da rigidez da construção e do funcionamento da estrutura), durabilidade (através de exigências mais severas nos novos materiais, para garantir a preservação das estruturas mais antigas) e a reversibilidade (para salvaguardar a possibilidade de remoção do reforço sem causar danos nos materiais originais) [8]. 2.2.1. Injeções As injeções permitem, por um lado, restituir a integridade física das paredes, no caso da colmatação de fendas e, por outro, melhorar as características mecânicas das alvenarias, por via do preenchimento da rede de vazios interiores e comunicantes entre si (figura 2.1). É uma das técnicas mais utilizadas hoje em dia em edifícios com elevado valor arquitetónico, preservando o aspeto exterior da estrutura, contudo é passiva e irreversível [5], [6]. 11 Este método consiste na injeção de uma calda fluida, que pode ser cimentícia, de cal hidráulica ou de resinas orgânicas, em furos previamente executados e convenientemente distribuídos numa parede. Ideal para paredes de alvenaria de pedra com uma fina rede de vazios ligados entre si (o índice de vazios aconselhado é entre 2%‐15%). Aconselha‐se a utilização de misturas de injeção cujo desenvolvimento da resistência mecânica se processe lentamente e que, após o término do endurecimento apresente baixos valores de módulo de elasticidade. Dever‐se‐á garantir a compatibilidade destas misturas com os materiais constituintes da alvenaria, evitando o desenvolvimento de reações de cristalização expansivas ou de outras formas de rejeição. Saliente‐se também a necessidade destas misturas possuírem uma elevada capacidade de penetração através de fissuras e vazios com reduzidas dimensões, no sentido de se obter um reequilíbrio estrutural satisfatoriamente distribuído [9]. Figura 2.1 ‐ Injeção de alvenarias: (i) colmatação de fendas; (ii) consolidação [8]. Para ajustar o nível de resistência de alvenarias pretendido, dever‐se‐á ter em conta não só as características do material de injeção, mas também o processo de injeção a utilizar e o respetivo controlo. De acordo com o processo de injeção utilizado, a injeção de caldas pode classificar‐se em: ‐ Injeção sob pressão, sendo uma solução frequentemente utilizada quando a parede de alvenaria, mesmo degradada, tem capacidade para conter o impulso da pressão aplicada. A calda é injetada a baixa pressão (0,1 a 0,2 MPa), através de tubos de adução, de baixo para cima e dos extremos em direção ao centro, com o objetivo de não comprometer a estabilidade estrutural da parede. ‐ Injeção por gravidade através de tubos de adução, dispostos nas fissuras ou nas cavidades da alvenaria, ou mediante seringas hipodérmicas, aplicadas em tubos predispostos na parede. Esta solução adequa‐se a paredes com uma degradação acentuada. ‐ Injeção por vácuo, aplicada aquando de intervenções em pequenos elementos arquitetónicos, com requisitos de fluidez de caldas. A incorporação da calda resulta da aspiração do ar nos tubos superiores, enquanto se realiza a injeção nos tubos inferiores [1], [8]. 12 2.2.2. Substituição do material degradado A substituição do material degradado consiste numa técnica de consolidação que permite recorrer, exclusivamente, a técnicas tradicionais e que visa remover o material da zona degradada, substituindo‐o por uma alvenaria similar à existente [8]. Contudo, a utilização de materiais semelhantes nem sempre garante a compatibilidade, em particular quando se trata de argamassa de ligação e de assentamento. É importante ter em consideração a retração das argamassas, fenómeno que determina o surgimento de tensões tangenciais nas superfícies de contacto entre as alvenarias pré‐existentes e as de substituição e que, consequentemente, origina fendas nas zonas de ligação. A atenuação deste efeito passa pela utilização de aditivos antirretração ou expansivos ou recorrer a cimentos especiais [1]. Na execução desta técnica de consolidação deve estar sempre previsto o recurso a escoramento aquando da intervenção, até que a parede reúna as condições necessárias para entrar novamente em carga. A intervenção nas alvenarias com pedra sã consiste somente na colocação de material de reduzida dimensão e refechamento das juntas. Nas alvenarias mais degradadas, justifica‐se o desmonte e a reconstrução com material de qualidade (figura 2.2). (i) (ii) Figura 2.2 – Substituição do material degradado: (i) em alvenaria sã; (ii) em alvenaria de fraca qualidade [8]. 2.2.3. Refechamento de juntas O refechamento de juntas encontra‐se vocacionado para o restabelecimento da integridade das fachadas aumentando a resistência mecânica das mesmas. No entanto este método é apenas exequível em paredes com juntas regulares. Perante a degradação das juntas de argamassa, a solução passa pela remoção parcial e substituição deste material por outro com melhores propriedades mecânicas e de durabilidade. 13 A remoção parcial das argamassas pode ser feita apenas num dos lados da parede, extraindo e limpando a argamassa existente nas juntas, ao longo de uma profundidade de 5 a 7 cm, ou em ambas as faces da parede, devendo a extração corresponder a cerca de 1/3 da espessura total [8]. Após este procedimento de remoção, as juntas deverão ser lavadas com água, a baixa pressão, a fim de limpar as ranhuras abertas e limitar a absorção por parte do suporte aquando da aplicação da argamassa. O preenchimento das juntas deverá ser executado por aplicação de várias camadas de argamassa, a partir da zona mais profunda, e, por fim, eficazmente compactado (figura 2.3). No caso de paredes intervencionadas em ambas as faces, dever‐se‐á repor as juntas previamente à remoção da argamassa na face oposta. Figura 2.3 – Faseamento da execução do refechamento de juntas, em ambas as faces da parede [8]. A técnica de refechamento de juntas pode ser complementada com armaduras de reforço. Esta solução é aplicável, em especial, a alvenarias de tijolos cerâmicos de juntas regulares, para controlo da dilatação transversal, decorrente das elevadas tensões de compressão, e a estruturas com uma rede de fissuras superficial associada a fenómenos de deformações ou condições térmicas. No caso de paredes compostas, há o risco dos paramentos instabilizarem, podendo neste caso o refechamento de juntas ser combinado com pregagens transversais. 2.2.4. Reforço com estrutura ou elementos de betão armado A técnica do encamisamento com betão consiste no aumento da secção da parede com lâminas de betão aplicadas numa das faces da alvenaria, ou em ambas, em função das cargas, do tipo de pavimento, das dimensões do edifício, etc. As lâminas poderão ser reforçadas com uma malha de aço fixada à parede por via de pregagens, num processo similar ao reboco armado, mas com espessuras e características mecânicas superiores [10]. O encamisamento aplica‐se no reforço de paredes de alvenaria de fraca qualidade, muito irregulares, com misturas de diferentes materiais ou restos de materiais, argamassas com elevado grau de deterioração e fraca 14 ligação entre os materiais. Embora esta técnica represente uma melhoria significativa do desempenho mecânico das paredes, é bastante intrusiva, pelo que a sua solução como reforço deve ser bastante ponderada. Outra solução de reforço consiste na incorporação de uma estrutura reticulada de pilares de betão armado na alvenaria em que haja substituição integral dos pavimentos antigos por lajes de betão, sendo habitual a utilização em casos de reabilitação profunda. Contudo, esta técnica é bastante intrusiva, já que a betonagem de elementos verticais e horizontais é feita recorrendo à execução de aberturas nas paredes, o que compromete a sua integridade. Esses rasgos costumam ser feitos por via de martelos pneumáticos provocando vibrações importantes na alvenaria, as quais podem dar origem a fendilhações e a desagregações [11]. Deste modo, a parede, que se visa reforçar, pode apresentar mais danos no final da intervenção do que no início. 2.2.5. Pré‐esforço Esta técnica de reforço resulta da aplicação de um pré‐esforço a cabos de alta resistência, permitindo controlar e ajustar o seu esticamento. Depois de realizado um furo, o sistema de cabos é introduzido, com consequente injeção de calda e, após a cura desta aplica‐se o pré‐esforço. O pré‐esforço pode ser aplicado pelo interior ou pelo exterior [9]. Na figura 2.4 pormenoriza‐se algumas soluções de aplicação de cabos de pré‐esforço. A aplicação do pré‐esforço permite incrementar a capacidade resistente da alvenaria, em especial a resistência ao corte, e melhorar o seu comportamento em serviço (deformações e fendilhação). Uma vez que o pré‐esforço introduz alterações no estado de tensões/deformações, podendo provocar deslizamentos e cortes nas alvenarias semelhantes às anomalias que se pretendem solucionar, a sua aplicação deve ser cautelosa. Por este motivo na verificação da segurança das paredes de alvenaria, o cálculo do pré‐
esforço deve ser considerado como ação [1]. Figura 2.4 ‐ Pormenores da aplicação de cabos de pré‐esforço a paredes de alvenaria [9]. 15 2.2.6. Pregagens Entenda‐se como pregagem uma solução mecânica para reforçar ou promover a ligação entre elementos que pretendem colaborantes. Existem, assim, pregagens que reforçam a alvenaria, enquanto material, nomeadamente as pregagens generalizadas e as pregagens transversais, bem como outras que promovem as ligações estruturais ou melhoram o comportamento geral da estrutura. A fixação das pregagens pode ser feita por via química, através da selagem dos furos com argamassa, por via mecânica, através de ancoragens exteriores, ou com ambas as soluções. A técnica de pregagens generalizadas consiste na colocação de barras de aço inoxidável em furos, de pequeno diâmetro, que atravessam os elementos a reforçar, com posterior injeção de calda de cimento (figura 2.5). Estas pregagens podem modificar as características mecânicas da alvenaria, tornando‐a num material capaz de resistir a esforços de tração e corte e melhorando a resistência à compressão. No entanto, a sua utilização apresenta algumas limitações, nomeadamente em paredes de alvenaria de pedra à vista ou quando a espessura da parede é inferior a 0,5m, caso em que é difícil reparar os danos causados pela perfuração [8]. Sabe‐se ainda que as paredes com mais de 2m de espessura raramente precisam deste tipo de reforço [8]. O uso desta técnica deve ser feito com prudência, uma vez que se trata de uma técnica invasiva e onerosa, em que os resultados práticos da sua aplicação e a sua durabilidade são discutíveis [1]. Figura 2.5 ‐ Pregagens generalizadas em paredes de alvenaria [8]. As pregagens transversais são utilizadas para aumentar o confinamento transversal de paredes de secção composta (figura 2.6). Esta solução consiste na instalação de barras de aço perpendiculares à parede, através de furos posteriormente selados com caldas de injeção. A sua amarração pode ser feita através da aplicação de gatos metálicos ou roscando as extremidades das barras, sendo possível dota‐las de uma pré‐tensão (figura 2.7). Contudo, ao longo do tempo, esta pré‐tensão vai‐se perdendo, em consequência da relaxação do aço e fluência da alvenaria. A aplicação desta técnica em paredes de alvenaria de pedra irregular apresenta alguns problemas relacionados com a instalação das barras, uma vez que na maioria das vezes, não existe correspondência de juntas em faces 16 opostas da parede. Todavia, comparativamente às injeções, o confinamento conferido pelas pregagens transversais tende a ser mais eficiente [8]. Figura 2. 6 ‐ Confinamento transversal recorrendo a pregagens [8]. Figura 2.7 ‐ Pormenor da ancoragem mecânica [8]. As pregagens de costura destinam‐se a melhorar as ligações entre paredes ortogonais, sendo constituídas por furos com tirantes de aço e injetados com argamassa de selagem, o que facilita a adaptação às irregularidades e confere proteção contra a corrosão (figura 2.8) [11]. Quando são utilizadas na ligação em cunhal das paredes, é usual adotar‐se um comprimento de pregagens maior, cerca de 4m, até se atingir o vão da janela ou porta mais próximo [8]. (i) (ii) Figura 2.8 ‐ Pregagens de costura: (i) paredes ortogonais; (ii) paredes de canto [8]. 2.2.7. Reforço com materiais compósitos de FRP – cintas exteriores A técnica de reforço com materiais compósitos de FRP consiste na aplicação de materiais poliméricos reforçados com fibras de carbono (CFRP), de vidro (GFRP) ou aramida (AFRP), colados sobre a parede de alvenaria com resinas de alto desempenho, geralmente resinas epoxídicas. O reforço pode ser conseguido por aplicação de cintas de laminados, dispostos horizontalmente e verticalmente, confinando as paredes e contrariando os esforços de flexão associados a ações horizontais, 17 perpendiculares ao seu plano [9]. Esta solução pode ser combinada com sistema de pregagens visando a fixação das cintas às paredes em desenvolvimento. Outra solução consiste na colocação de mantas, de forma generalizada ou localizada, ao longo do plano das paredes, incrementando a resistência ao corte e evitando mecanismos de rotura da argamassa associados a tensões de tração diagonais ou ao deslizamento ao longo das juntas. A aplicabilidade desta solução é condicionada pela irregularidade superficial da parede, que compromete a aderência dos materiais compósitos ao suporte. Outro inconveniente prende‐se com a possibilidade da arquitetura inicial da estrutura ser afetada [9]. O reforço de paredes de alvenaria com cintas de FRP pode considerar‐se moderadamente intrusivo e, em certos casos, reversível. 2.2.8. Reboco armado Esta técnica consiste na aplicação de uma armadura de reforço, metálica ou polimérica (fibra de vidro ou carbono), fixada à parede através de pregagens, sobrepondo‐se o reboco, que pode ser aplicado manualmente ou através de projeção com cerca de 3 cm de espessura (figura 2.9). Deve evitar‐se o uso de argamassas de natureza cimentícia e sintética, por razões de compatibilidade e reversibilidade, sendo preferível argamassas à base de cal [9]. Figura 2.9 ‐ Reboco armado. Pormenores de fixação da malha [8]. O reforço pode ser aplicado numa ou em ambas as faces da parede, sendo, neste último caso, preferível que as pregagens atravessem a parede, de forma a confinar a mesma. A técnica em questão destina‐se a paredes que, no geral, estão em bom estado, mas com acentuada degradação superficial. A aplicação de reboco armado promove uma melhoria da ligação entre paredes, 18 controla a fendilhação, aumenta a resistência ao corte e à tração e aumenta a ductilidade da parede de alvenaria. Não obstante, esta solução de reforço apresenta algumas condicionantes estéticas [8]. As malhas metálicas frequentemente utilizadas correspondem a malhas com arames de pequeno diâmetro e a malhas de aço distendido. Contudo, carece‐se de uma justificação técnica para os tipos de rede a utilizar, atendendo a parâmetros como o diâmetro dos arames, o afastamento entre arames e o respetivo comprimento de amarração. Para evitar a possibilidade de corrosão das malhas metálicas, estas deverão ser constituídas por aço inoxidável ou aço galvanizado, sendo recomendado que, aquando da aplicação deste último, o tempo de secagem do reboco deva ser mantido no mínimo [11], [12]. As malhas de reforço usadas devem ser dimensionadas com vista à obtenção de um bom desempenho em termos de absorção e dissipação de energia sísmica, devendo ser aplicadas após o saneamento e limpeza da superfície e posteriormente ao processo de refechamento de juntas. Vantagens: Desvantagens: ‐ Aumenta a rigidez; ‐ Aumento da massa da estrutura, pelo que pode ser ‐ Aumenta a resistência; necessário reforçar as fundações; ‐ Aumenta a ductilidade. ‐ Altera a fachada dos edifícios. Um dos aspetos determinantes para a eficácia desta solução de reforço reside na pormenorização, designadamente da amarração (inferior ou entre pisos) da armadura e no espaçamento das pregagens ou dispositivos de confinamento. 2.3.
Principais modos de rotura das paredes de alvenaria Na resposta sísmica duma construção tradicional constituída por paredes de alvenaria, as paredes portantes, e sobretudo, aquelas orientadas segundo a direção de excitação, são os elementos estruturais que absorvem as forças de inércia que se geram. Desta forma, para prever o comportamento de um edifício de alvenaria quando sujeito à ação sísmica há que conhecer o comportamento das paredes quando sujeitas a ações horizontais. O modo de colapso de paredes de alvenaria, quando sujeitas a ações verticais e horizontais simultaneamente, pode ocorrer por: i)
Desagregação da parede de alvenaria; ii)
Colapso para fora do plano da parede de alvenaria; ou iii)
Colapso no plano da parede de alvenaria. 19 2.3.1. Desagregação da parede de alvenaria A desagregação é um dos principais mecanismos de colapso das paredes de alvenaria (figura 2.10). Esta anomalia contribui para a redução das propriedades mecânicas da alvenaria, deixando‐a mais vulnerável a esforços de compressão e corte. Sendo a transferência de cargas feita através do contacto entre elementos, a parede exibe um melhor comportamento aquando da utilização de pedras de maiores dimensões e da existência de uma malha bem organizada. Figura 2.10 ‐ Exemplo de desagregação de uma parede de alvenaria [13] 2.3.2. Colapso para fora do plano da parede de alvenaria O comportamento das paredes de alvenaria, quando sujeitas a ações perpendiculares ao seu plano, assemelha‐
se ao comportamento de uma placa com maior ou menor grau de apoio. A resposta, a este tipo de ação, pode ser bastante variável, consoante as condições de apoio, ou seja, da eficácia das ligações da parede ao chão e às paredes dispostas ortogonalmente. 2.3.2.1. Derrube simples e “composto” O derrube pode ser simples ou “composto” conforme o colapso se dê numa fachada ou em mais. O derrube simples pode surgir por dois motivos: i)
Quando a parede não está suficientemente ligada ao solo e às paredes ortogonais (figura 2.11 a 2.14); ii)
No caso de existirem aberturas, na parede, portas e janelas, e o padrão de fendilhação pré‐existente cobrir apenas uma parte da parede, o colapso, por derrubamento, poderá ocorrer somente numa parte do muro. Figura 2.11 ‐ Derrube simples (i), [13]. 20 Figura 2. 12 ‐ Exemplo de derrube simples (i), [13]. Figura 2.13 ‐ Derrube simples (ii), [13]. Figura 2.14 ‐ Exemplo de derrube simples (ii), [13]. Relativamente ao derrube “composto”, este surge quando a ligação entre paredes ortogonais é eficaz, mas as paredes não são restringidas superiormente. Este mecanismo de colapso é influenciado pela presença de aberturas na parede e pela qualidade da alvenaria que a constitui (figura 2.15 e 2.16). Figura 2.15 ‐ Derrube composto [13]. Figura 2.16 ‐ Exemplo de derrube composto [13]. Para evitar este modo de colapso das paredes deve‐se garantir uma boa ligação entre paredes e parede/laje, e caso seja necessário aplicar pregagens de costura nas paredes de interseção. 2.3.2.2. Flexão Vertical A flexão vertical surge quando a parede está restringida nas extremidades e “livre” no centro, ou quando as paredes não estão ligadas aos pisos intermédios, um exemplo disso são as paredes que não se encontram ligadas aos pisos intermédios ou quando estas não estão devidamente amarradas. Quando a parede é 21 constituída por mais do que um pano, o pano exterior poderá ruir, especialmente se o pano interior se encontrar efetivamente ligado ao piso intermédio [13]. Na figura 2.17 demonstra‐se o mecanismo de colapso e na figura 2.18 exemplifica‐se. Figura 2.17 ‐ Mecanismo de colapso por flexão vertical [13] Figura 2.18 ‐ Exemplo de flexão vertical [13] Para garantir que este modo de rotura não ocorra deve‐se garantir uma eficaz ligação entre as paredes e os pisos intermédios. No entanto, se for necessário efetuar medidas de intervenção, estas devem passar pela redução da esbelteza da parede, através do aumento da espessura da mesma com novos materiais, pela diminuição do esforço axial da parede e pela aplicação de pregagens de costura. 2.3.2.3. Flexão Horizontal O colapso por flexão horizontal ocorre quando as paredes estão encastradas lateralmente e estão sujeitas ao “martelar” de uma viga, por exemplo (figura 2.19 e 2.20). Este modo de rotura é favorecido pela baixa resistência à tração da alvenaria, resultando numa expulsão do material da face externa. Geralmente este fenómeno ocorre, frequentemente, na ausência de boa conexão entre paredes e vigas de cobertura, especialmente se estas últimas forem de grandes dimensões e, portanto, capazes de transmitir impulsos relevantes. No caso de paredes serem duplas, a separação poderá afetar apenas o pano exterior [13]. Figura 2. 19 ‐ Mecanismo de colapso por flexão horizontal [13] 22 Figura 2. 20 ‐ Exemplo de flexão horizontal [13] Este mecanismo de colapso consegue ser evitado se a ligação entre parede/viga for adequada ou pela diminuição da esbelteza da parede. 2.3.3. Colapso no plano da parede de alvenaria No caso do mecanismo de colapso da parede de alvenaria ser no plano, a resistência da estrutura depende das propriedades mecânicas dos materiais constituintes: alvenaria e argamassa. Consideram‐se geralmente três possíveis mecanismos de rotura: (i) derrubamento – rocking; (ii) cisalhamento – fendilhação diagonal; e (iii) deslizamento. 2.3.3.1. Derrubamento – rocking Este mecanismo de colapso surge quando a parede não é capaz de transmitir um impulso que equilibre a força horizontal que derruba a parede, existindo portanto rotação de corpo rígido. Geralmente, este mecanismo surge quando a relação momento/esforço transverso é muito elevada ou quando a resistência ao esforço transverso é elevada [14]. Na figura 2.21 encontra‐se o método/esquema que permite calcular o valor crítico de carga horizontal. Neste modo de rotura da parede pode surgir o esmagamento das zonas comprimidas (figura 2.22). Para a verificação deste modo de rotura adota‐se um método baseado num material sem resistência à tração, onde é admitida uma redistribuição de tensão de compressão, passando de uma distribuição não linear para um diagrama retangular de tensões, através de um fator k que toma o valor de 0,85. Tomando as condições de equilíbrio para uma parede sujeita a compressão vertical e à atuação de uma força horizontal é possível determinar o momento fletor resistente e, consequentemente, o esforço transverso resistente (2.1). Figura 2. 22 ‐ Mecanismo de rotura por rocking com Figura 2. 21 ‐ Método de cálculo de VRP crítico [13]. esmagamento da zona comprimida [14]. 23 1
2
(2.1) Onde: σ0 – tensão normal de compressão na secção fd – tensão máxima de compressão (valor de dimensionamento) h0 – distância entre a secção de momento nulo e a base da parede b – comprimento da parede t – espessura da parede k – fator de assimilação da distribuição de tensão normal a um retângulo (= 0,85) x – largura da parede de alvenaria que se encontra comprimida e – excentricidade de aplicação de carga vertical N – carga vertical 2.3.3.2. Fendilhação diagonal Quanto ao modo de colapso por fendilhação diagonal, encontra‐se na literatura dois modelos de cálculo diferentes: a teoria de Turnšek e Čačovič (que se baseia na homogeneidade e isotropia da alvenaria) e a teoria de Mann e Müller (que considera a alvenaria um matéria heterogéneo e anisotrópico). Este modo de rotura nas paredes surge quando as tensões principais que se desenvolvem na parede, excedem a resistência à tração da parede de alvenaria [14]. Considerando o estado de tensão duma parede sujeita simultaneamente à compressão e ao corte e representando‐o no círculo de Mohr, é possível determinar a tensão principal de tração (2.2) [15]. Na figura 2.23 encontra‐se o procedimento de cálculo de VRf. Figura 2. 23 – Procedimento de cálculo de VRf [13]. σ
24 σ
2
σ
2
βτ
(2.2) Resolvendo a equação (2.2) em ordem a u, e tendo em conta que , obtém‐se a expressão (2.3), que estabelece o valor da força horizontal aplicada à parede correspondente a uma rotura do painel por fendilhação diagonal. 1,5.
.
1
1,5.
(2.3) Onde: σ0 – tensão normal de compressão na secção b – comprimento da parede t – espessura da parede Cu – coesão = 1 para h/b < 1 h/b para 1 < h/b < 1,5 1,5 para h/b > 1,5 O cisalhamento caracteriza‐se pelo aparecimento de fissuras diagonais na parede (figura 2.24). Figura 2. 24 ‐ Mecanismo de colapso por cisalhamento [14]. 2.3.3.3. Deslizamento O mecanismo de colapso por corte surge quando as cargas axiais são baixas ou o coeficiente de atrito reduzido, e as cargas horizontais elevadas. Este modo de rotura caracteriza‐se pela formação de fendas horizontais que podem formar um plano de deslizamento ao longo de toda a extensão da parede (figura 2.26) [14]. 25 Figura 2. 25 ‐ Procedimento de cálculo de VRS [13] Figura 2. 26 ‐ Mecanismo de colapso por corte [14] Com base na expressão (2.4) e nas relações expressas na figura 2.25 é possível calcular o esforço de corte resistente Vrd (2.5), correspondente a este modo de colapso. (2.4)
1,5.
1
.
3
.
.
. (2.5) Onde: σ0 – tensão normal de compressão na secção Cu – coesão Φ – ângulo de atrito interno h0 – distância entre a secção de momento nulo e a base da parede b – comprimento da parede 2.4.
Trabalhos experimentais realizados nos últimos anos 2.4.1. Ensaios experimentais realizados sobre provetes de metal distendido e reboco armado Em 2002, Juliana Oliveira [16], [17], estudou a resistência à tração da rede de metal distendida, tendo elaborado um programa experimental composto por 2 fases: uma constituída por provetes da rede de metal distendido (figura 2.27) e outra formada por provetes de metal distendido embebidos em argamassa (figura 2.28). 26 Figura 2. 27 ‐ Provetes de rede de metal distendido [16]. Figura 2. 28‐ Provetes de argamassa armada com rede de metal distendido [16]. A resistência da rede de metal distendida foi estudada para diferentes direções da mesma devido à sua anisotropia geométrica. Na primeira campanha experimental a rede foi ensaiada para α=0°, α=30°, α=60° e α=90° e na segunda para α=0°, α=30° e α=60° (sendo α o ângulo que a direção de aplicação de carga forma com a maior dimensão dos losangos da malha de aço). Nos ensaios realizados sobre os provetes de rede metálica distendida, Oliveira verificou que o seu comportamento mecânico é completamente dependente da direção de aplicação do carregamento. A rede quando ensaiada com α=0° e α=30° apresentou um comportamento semelhante, pois a composição das barras fornece a mesma efetividade em termos estruturais, tendo‐se registado a carga máxima de pico de 12 kN para α=30°. Relativamente aos modelos com α=60° e α=90°, estes apresentaram baixa resistência à tração (aproximadamente 4,3 kN) e deformações elevadas, causadas pela mudança da geometria da rede ao longo do ensaio. Na segunda fase experimental verificou‐se que para α=0° a capacidade máxima de carga é a soma das resistências da argamassa e da rede metálica e, nos restantes casos que a influência da rede é marginal, uma vez que a quantidade de armadura é inferior à mínima. 2.4.2. Caracterização de edifícios da Parque Escolar A Escola Secundária Tomás Cabreira [18], em Faro, e a Escola Secundária Sá da Bandeira [19], em Santarém, estiveram sujeitas a uma avaliação da sua segurança sísmica. Ambas as escolas representam a tipologia estrutural corrente das escolas construídas em meados do século XX e estiveram sujeitas a uma inspeção estrutural. Através da caracterização dos materiais e do edifício, fez‐se uma análise documental e desenvolveram‐se modelos numéricos. Os dois edifícios caracterizam‐se por uma estrutura mista de “alvenaria‐betão armado”, em que os elementos horizontais são de betão armado e apoiam‐se em paredes de alvenaria de pedra ou tijolo. 27 Para caracterizar os edifícios efetuaram‐se inspeções técnicas nas escolas, tendo‐se verificado que não existiam deficiências construtivas importantes e que os edifícios se encontram num bom estado de conservação. Após se ter caracterizado os edifícios elaboraram‐se modelos computacionais, tendo‐se verificado que: (i) algumas paredes exteriores poderiam apresentar um desempenho sísmico insuficiente; e (ii) algumas paredes interiores de tijolo apresentavam deficiente resistência ao corte. Através da análise destes resultados foi proposto às escolas realizarem um reforço por reboco armado. Uma vez que a avaliação do comportamento mecânico do reforço sísmico aplicado à Escola Tomás Cabreira é o proposto nesta dissertação, nos capítulos seguintes caraterizar‐se‐á o reforço aplicado e avaliar‐se‐á os resultados mecânicos obtidos experimentalmente. 2.4.3. Ensaios cíclicos em diversos tipos de parede de alvenaria não reforçada Em 2004, G. Vasconcelos e P. Lourenço [20] construíram 16 paredes de alvenaria e submeteram‐nas a ações cíclicas no plano, com o objetivo de estudarem o seu comportamento, verificando a capacidade resistente, o mecanismo de rotura, com respetivas deformações associadas, e a capacidade de dissipação de energia. Existiam 3 modelos de paredes: (i) paredes de alvenaria de pedra de junta seca, com unidades de alvenaria serradas de dimensões regulares, colocadas fiada a fiada, alinhadas – do tipo PS (ii) paredes com juntas de argamassa de espessura variável e unidades de forma retangular de dimensões variáveis – do tipo PI, e (iii) paredes com aparelho irregular – do tipo PR. Na figura 2.29 encontra‐se representada os diversos tipos de modelos e as respetivas dimensões, sendo a espessura das paredes de 20 cm. Figura 2.29‐ Tipologia e geometria das paredes: a) parede PS; b) parede PI; c) parede PR [20]. Os modelos foram construídos no local de ensaio sobre uma base rígida e indeformável. O sistema de ensaio consistia na aplicação das ações verticais e horizontais numa viga tubular, que se situava no topo da parede, que tinha o objetivo de distribuir as forças aplicadas. A carga vertical era aplicada por meio de um atuador vertical cuja reação era transferida para a laje por meio de 4 varões, e a força horizontal era medida no 28 Figura 2. 30 ‐ História dos deslocamentos impostos [20] atuador horizontal ligado à parede de reação. O ciclo de deslocamentos horizontais impostos encontra‐se na figura 2.30. O esquema de ensaio usado para a realização do trabalho experimental encontra‐se representado na figura 2.31. Figura 2. 31 ‐ Esquema estrutural do ensaio: a) vista frontal; b) vista lateral [20]. Os resultados dos ensaios encontram‐se resumidos na tabela 2.1 e os diversos modos de rotura na figura 2.32 a 2.36. Tabela 2. 1 ‐ Resultados dos ensaios efetuados [20]. Parede PS1.1 PS1.2 PS1.3 PS1.4 PS2.1 PS2.2 PS2.3 PS2.4 PS3.1 PS3.2 PS3.3 PI1.1 PI1.2 PI2.1 PI2.2 PI3.1 PI3.2 Fv [kN] 250 100 175 250 100 175 Fh (+) [kN] Fh (‐) [kN] 89,6 86,0 86,6 86,9 38,3 36,4 38,5 45,1 61,8 64,8 65,1 80,3 86,3 37,3 37,9 44,8 59,1 102,6 92,2 92,8 96,6 43,6 31,4 42,7 41,4 69,7 71,3 70,1 79,1 91,0 41,2 42,4 57,9 60,3 Rigidez inicial (‐+) [kN/mm] 19,61 18,98 19,73 ‐ 10,16 6,35 11,07 11,83 18,28 18,24 17,35 22,47 23,38 15,43 12,78 13,12 17,82 Rigidez inicial (+‐
) [kN/mm] 20,46 19,65 20,0 ‐ 10,44 6,54 11,10 12,52 17,90 18,35 18,37 20,34 23,38 15,54 12,32 11,61 18,16 29 Figura 2. 32 ‐ Abertura de Figura 2. 33 ‐ Modo de Figura 2. 34 ‐ Padrão de Figura 2. 35 ‐ Padrão de Figura 2. 36 ‐ Padrão de fendas diagonais na rotura da parede PS1.2 fendilhação da parede fendilhação da parede fendilhação da parede parede PS1.2 [20] [20] PI2.2 [20] PI1.2 [20] PI3.2 [20] Da análise dos dados obtidos concluiu‐se que de um modo geral as paredes apresentavam uma elevada capacidade de deformação e absorção de energia sem uma perda significativa de resistência após o início da fendilhação. Os mecanismos de rotura e os padrões de fendilhação dependiam do nível de carga aplicada e das características mecânicas dos materiais constituintes. Verificou‐se ainda que apesar dos mecanismos de rotura serem distintos não houve diferenças significativas na capacidade resistente das paredes, existindo no entanto, uma maior dispersão de resultados das paredes com junta de argamassa, que pode ser atribuída a uma maior variabilidade de geometria. 2.4.4. Ensaios cíclicos em paredes de alvenaria reforçada 2.4.4.1. Faixas de FRP Elgway, Lestuzzi e Badoux [14] ensaiaram, na Suíça, o comportamento de uma parede de alvenaria de tijolo quando sujeita a cargas cíclicas no plano. O estudo consistia na verificação da eficiência do reforço com tiras de GFRP após a parede ter sido sujeita a tais esforços. Assim, o mesmo modelo esteve sujeito a dois ensaios, um sem reforço (REFE) e outro com reforço (WRAP‐G). O modelo de ensaio apresentava 1,60 m de altura, 1,60 m de largura e uma espessura de 0,075 m, e pretendia representar uma das paredes Figura 2. 37 ‐ Identificação da parede no edifício de 5 andares [14]. superiores de um edifício de 5 andares (figura 2.37). Assim, a carga vertical correspondente à carga gravítica a que estava sujeita, tomava o valor de 30 kN, aproximadamente uma tensão de 0,23 MPa. Esta carga foi aplicada através de dois cabos de pré‐esforço, um de cada lado da parede. A carga horizontal foi aplicada através da imposição de deslocamentos, tendo‐se admitido que o valor máximo seria 100 mm. O esquema de ambos os ensaios encontra‐se representado na figura 2.38. 30 Figura 2. 38 ‐ Esquema de ensaio, adaptado de [14]. Durante os ensaios foram usados dispositivos de medição das cargas verticais, transdutores de deslocamentos e acelerómetros. Os transdutores de deslocamentos mediam as deformações diagonais, verticais e horizontais que a parede sofria ao longo do ensaio; os dispositivos de medição de carga mediam o valor da carga vertical atuante na parede e os acelerómetros mediam a aceleração vertical. O modelo REFE apresentou uma rotura por “rocking” (figura 2.39), tendo surgido uma fenda horizontal com o comprimento total da parede junto à base. A força máxima horizontal a que resistiu tomou o valor de 15 kN, para os 30 kN de força vertical aplicada; tendo duplicado o valor quando a força vertical passou para 90 kN. Após o ensaio do modelo REFE, procedeu‐se à aplicação do reforço na parede. O reforço consistia na colagem de lâminas GFRP à parede com uma resina epoxídica. De forma, a garantir a ancoragem do reforço na parede foi ainda efetuada a amarração das tiras com umas chapas metálicas, sendo elas aparafusadas à parede (figura 2.40). Figura 2. 39 ‐ Modo de rotura da Figura 2. 40 ‐ Reforço aplicado ao Figura 2. 41 ‐ Modo de rotura da parede REFE [14] modelo [14] parede WRAP‐G [14] 31 O novo modelo, reforçado, quando sujeito a cargas horizontais cíclicas apresentou uma rotura por movimento de corpo rígido, “rocking” (figura 2.41), não existindo fendas, mas com esmagamento do canto inferior Norte (identificado na figura 2.36) da parede. Este modelo resistiu a uma força horizontal de 27 kN quando sujeita ao esforço axial de aproximadamente 30 kN, tendo duplicado o valor quando a carga vertical triplicou. Através dos resultados obtidos verificou‐se que com o reforço a resistência da parede aos esforços de corte duplicou, no entanto a dissipação de energia foi baixa em ambos os ensaios, como se pode verificar na figura Força no topo da parede [kN] 2.42. Deslocamento Horizontal [mm] Figura 2. 42 ‐ Diagrama de energia dissipada dos modelos REFE e WRAP‐G, adaptado de [14]. Uma outra instituição que tem vindo a estudar o comportamento de paredes de alvenaria quando sujeita a ações cíclicas é o LNEC. No 6º Encontro Nacional de Sismologia e Engenharia Sísmica, Costa et al. [21] apresentaram o seu trabalho sobre a influência do reforço de paredes de alvenaria com faixas de GFRP, com e sem conectores metálicos (figura 2.43). Figura 2. 43 ‐ Modelo de ensaio: a) sem reforço; b) reforço com GFRP; c) reforço com GFRP e conectores [21] O esquema de ensaio previsto tinha como objetivo induzir modos de colapso por esforço transverso, pelo que consistia na aplicação de uma carga vertical constante, aplicada por dois macacos hidráulicos no topo de uma viga em “L”, e pela imposição de deslocamentos horizontais, através de um macaco hidráulico disposto na horizontal (figura 2.44). 32 Figura 2. 44 ‐ Aspeto geral do esquema de ensaio [21]. Uma vez que o valor das cargas verticais influencia fortemente o valor de resistência ao corte das paredes, o autor propôs aplicar diferentes valores de tensão axial às paredes, sendo, no entanto, constantes ao longo do ensaio. Os valores aplicados em cada modelo encontram‐se na tabela 2.2, assim como os resultados obtidos nos ensaios. Tabela 2. 2 ‐ Resumo dos resultados dos ensaios [21] Deslocamento Força horizontal horizontal máxima [kN] máximo [mm] M1 180
5,8
60,7
Sem reforço M2 100
8,2
‐57,3
M3 97
7,5
‐46,8
M4 185
5,9
‐80,5
M5 148
8,1
67,4
Com bandas de GFRP M6 100
12,7
65,2
M7 75
14,9
‐82,5
M8* 189
0,9
40,6
Com bandas de M9 103
22,6
‐64,7
GFRP e conectores M10 151
13,7
68,9
metálicos M11 193
11,2
53,8
* Rutura permanente do modelo M8 devida a uma deficiente disposição dos conectores
Reforço Modelo Força vertical aplicada [kN] Energia dissipada [kNmm] 462,0 563,8 537,2 563,0 691,4 847,9 1714,8 40,3 1729,1 2073,8 1633,3 Através da análise dos resultados obtidos pode‐se concluir que a utilização de conectores conduz a um comportamento mais dúctil da parede e que aumenta substancialmente a energia dissipada até se atingir o colapso da parede. 2.4.4.2. Varões de aço No 7º Congresso de Engenharia Sísmica, Gouveia e Lourenço [22], apresentaram os resultados obtidos dos seus ensaios experimentais em paredes de alvenaria simples, reforçada e confinada, à escala 1:2. Sendo o reforço efetuado por armaduras nas juntas horizontais e o confinamento dado por uma “moldura” de betão armado. 33 Relativamente aos ensaios efetuados, os autores fixaram a base das paredes ao piso de reação procurando evitar qualquer movimento ou deformação exterior à parede. A carga vertical foi imposta por um atuador hidráulico, programado para manter a carga constante, com o valor equivalente a uma tensão de 0,9 MPa. A carga horizontal foi imposta por um atuador hidráulico a meia altura da parede, pois no ensaio teste verificou‐se que o modo de rotura era por “rocking” se a ação horizontal fosse aplicada no topo da parede. Os deslocamentos horizontais foram impostos a uma velocidade de 0,6 μmm/s. O esquema de ensaio e a localização da instrumentação encontram‐se representados nas figuras 2.45 e 2.46, sendo a instrumentação efetuada por LVDT’s. Figura 2. 45 ‐ Localização dos LVDT's [22].
Figura 2. 46 ‐ Esquema de ensaio e procedimento de ensaio [22]. Nas paredes simples não se registaram fendas significativas para deslocamentos da ordem dos 1,0 mm. Contudo apareceu uma fenda diagonal correspondente ao valor de força máxima de corte, para deslocamentos da ordem dos 2,5 mm e de 4 mm, para paredes simples sem e com armadura de junta respetivamente. Nas paredes de alvenaria confinada a fenda diagonal surgiu para deslocamentos de cerca de 3,0 mm e de 5,6 mm, para paredes sem e com armadura de junta respetivamente. As paredes de alvenaria confinada e reforçada com armadura de junta sofreram uma degradação mais acentuada. Verificou‐se ainda que a dissipação de energia nestas paredes é superior quando comparada com as paredes confinadas sem reforço. Desta forma, foi possível concluir que a ductilidade nas paredes confinadas era bastante superior, assim como os valores de resistência ao corte. 34 2.4.4.3. Reboco Armado – principais trabalhos de referência Em 2009, após o sismo de 1998 nos Açores, Costa et al. [23], estudaram o efeito do reforço por reboco armado numa parede “real” dos Açores quando sujeita a cargas cíclicas no plano. A parede em estudo foi removida de uma casa situada no Faial e transportada para a universidade do Porto. Esta parede localizava‐se entre duas portas no rés do chão, pelo que o telhado e os lintéis por cima da porta não tinham rigidez suficiente para impedir deslocamentos e rotações no topo da parede. Assim, o esquema de ensaio previsto foi de encontro a esse pressuposto (figura 2.47). A carga horizontal foi aplicada através da imposição de deslocamentos e a carga vertical foi aplicada por dois macacos hidráulicos. Figura 2. 47 ‐ Esquema de ensaio e posicionamento dos LVDT's: a) alçado frontal; b) alçado tardoz [23]. O primeiro ensaio realizado foi na parede sem reforço, tendo‐se iniciado o processo da rotura por corte. Na parede surgiram fendas diagonais e fendas horizontais nas juntas de ligação mais frágeis. Através dos dados obtidos com os transdutores de deslocamentos e medidores das células de carga, verificou‐se que a parede apresentava uma dissipação de energia significativa quando sujeita a cargas cíclicas e que a carga máxima a que resistiu foi de 32 kN. De seguida removeu‐se a parte degradada e reforçou‐se a parede. O reforço foi efetuado com conectores metálicos, que estavam espaçados de 50 cm, e por uma malha de aço distendido, sendo dupla junto aos conectores, tendo‐se posteriormente colocado uma camada de argamassa. Após a aplicação do reforço a parede foi sujeita a novo ensaio. Neste caso estava previsto a carga vertical passar de 60 kN, para 100 kN e por fim para 160 kN, com o objetivo do modo de rotura passar de rocking para cisalhamento (fendilhação diagonal). Durante o ensaio verificou‐se que a parede não fendilhou, não tendo atingido o modo de rotura previsto. Tal deveu‐se ao facto de não ser possível aumentar a carga vertical. De qualquer forma, com os resultados obtidos concluiu‐se que a parede resistiria a pelo menos 112 kN de carga horizontal (para uma carga vertical de 160 kN) e que este tipo de reforço apresenta uma dissipação de energia reduzida. No entanto, espera‐se que com o funcionamento conjunto dos diversos elementos da estrutura da casa, a dissipação de energia aumente. 35 Outro estudo de caracterização mecânica, face a ações cíclicas no plano, das soluções adotadas como reforço das paredes de alvenaria de pedra e tijolo [24], foi efetuado na escola D. João de Castro em Lisboa [24]. Assim sendo, foram efetuados 4 modelos (parede de alvenaria de pedra, AP, ou de blocos de betão, ABB, não reforçados, NR, e reforçados, R). A técnica proposta para o reforço estrutural das paredes resistentes consiste na aplicação de um reboco à base duma argamassa de composição controlada que incorpora uma malha de aço galvanizado distendido (espinhaço 20/25), nas faces interiores da parede, ou uma malha polimérica, nas faces exteriores. Para melhorar o desempenho do reforço foi ainda previsto um sistema de fixação por pregagens, que prendiam as malhas à alvenaria, com o objetivo de aumentar a resistência e ductilidade. A malha polimérica aplicada foi de fibra de vidro, do tipo Mapegrid G200 da MAPEI e a argamassa selecionada tinha que garantir as exigências de compatibilidade, consistência e uma resistência à compressão de 6,0 MPa. O reforço aplicado encontra‐se representado na figura 2.48. Figura 2. 48 ‐ Reforço aplicado na Escola D. João de Castro [24]. As paredes de alvenaria de pedra tinham uma altura de 3,00 m e uma largura de 1,05 m, a sua espessura era variável, consoante o tipo de alvenaria (0,20 m nas paredes interiores de alvenaria e com espessura variável entre 0,30‐0,80 m nas paredes exteriores de alvenaria de pedra). A carga horizontal foi aplicada a uma distância de 1,57m da base da parede, aproximadamente a meia altura. Para a recolha de informação foram utilizados 4 transdutores de deslocamentos, e a carga foi aplicada através de macacos hidráulicos. A história da carga foi cíclica carga‐descarga em que as amplitudes da mesma iam aumentando. 36 As paredes que foram ensaiadas estavam sujeitas a uma tensão vertical de 0,8 MPa e a uma carga horizontal, que ia aumentando, até se atingir a rotura do elemento ensaiado. O esquema de ensaio encontra‐se representado na figura 2.49. Legenda:
1 – Montante em Betão Armado (BA); 2 – Macaco hidráulico para força vertical; 3 – Célula de carga força vertical; 4 – Viga metálica de distribuição; 5 – Travessa em BA; 6 – Laje do pavimento; 7 – Maciço de encabeçamento em BA; 8 – Parede de alvenaria de blocos de betão; 9 – Transdutores de deslocamento horizontal; 10 – Macaco hidráulico para força horizontal; 11 – Célula de carga para força horizontal; 12 – Transdutores de deslocamento vertical. Figura 2. 49 ‐ Alçado exemplificativo da instalação experimental para os modelos de parede de alvenaria de blocos de betão e de pedra, com e sem reforço [24]. Os resultados obtidos encontram‐se na tabela 2.3 e as diversas fases dos ensaios encontram‐se representadas nas figuras 2.50, 2.51, 2.52 e 2.53. Tabela 2. 3 – Resultados obtidos durante o ensaio, adaptado de [24]. Modelo ABB AP Reforço Área Transversal NR R NR R 1,50 x 0,20
1,50 x 0,20
1,05 x 0,48
1,05 x 0,48
Força Horizontal de rotura [kN] 131,46
158,52
158,80
262,77
Tensão de corte de rotura [kPa] 438,20 528,40 315,08 558,61 Figura 2. 50 ‐ Modo de rotura do modelo ABB NR [24] Figura 2. 51 ‐ Modo de rotura do modelo ABB R [24] 37 Figura 2. 52 ‐ Fendas horizontais (a) e diagonais (b) do modelo AP NR Figura 2. 53 ‐ Aparecimento de rocking no [24] modelo AP R [24] No modelo de blocos de betão não reforçado não se registou abertura de fendas para valores reduzidos de Fh. À medida que este valor aumentava surgiam de forma progressiva fendas segundo a diagonal da parede, resultante de efeitos de corte, no entanto o efeito predominante era rotação da parede em torno da sua base (rocking). Este comportamento está associado às relações geométricas da parede, não sendo expectável que ocorra nas paredes dos edifícios quando sujeita a ações sísmicas. Assim sendo a carga de colapso obtida é um minorante da carga de colapso “real”. No modelo de blocos de betão reforçados não houve fendilhação significativa, observando‐se antes a ocorrência dum movimento de corpo rígido (rocking). Deve referir‐se que se verificou à posteriori que existiam deficiências na amarração inferior da armadura de reforço (posteriormente corrigidas em obra). No modelo de pedra não reforçada observou‐se a ocorrência de fendilhação na diagonal da parede, entre o ponto de aplicação da carga e o vértice inferior do modelo. Esta fendilhação dá‐se principalmente pelas juntas de argamassa, verticais e horizontais, entre os blocos de pedra. Com o aumento das forças horizontais verificou‐se a rotação do modelo em torno da aresta comprimida (rocking). No modelo correspondente mas reforçado observou‐se a rotação de corpo rígido, sem a fendilhação diagonal típica. No entanto, este mecanismo de colapso ocorreu para cargas superiores. Através dos resultados obtidos concluiu‐se que houve aumentos significativos da resistência ao corte e da capacidade de deformação das paredes reforçadas. É ainda de notar que o valor de tensão de corte de rotura não é, de facto, o valor da tensão de rotura, pois o mecanismo de colapso dos diversos ensaios foi rocking, ou seja, os valores obtidos são valores minorantes do valor da tensão de corte última da parede “real”. O outro trabalho de extrema relevância foi o elaborado por Pinho em 2007 para obtenção do grau de Doutor [25]. Nesta tese, o autor construiu paredes de alvenaria de pedra, segundo os métodos tradicionais, e estudou o efeito/eficiência de alguns sistemas de reforço na mesma. 38 As paredes de alvenaria apresentavam 1,20 m de comprimento, 1,20 m de altura e 0,40 m de espessura (figura 2.54), e foram sujeitas a esforços de compressão e corte no plano, estando umas delas reforçadas e outras não. As técnicas de reforço aplicadas foram as seguintes: I. Conectores metálicos, II. Lâminas de micro‐betão armadas com malha de aço distendido, com confinamento transversal e sem apoio na base, III. Lâminas de micro‐betão armado com malha de aço distendido sem e com confinamento transversa e com apoio na base IV. Reboco de argamassa bastarda, armado com malha de fibra de vidro, com confinamento transversal e com apoio na base. Contudo, no que respeita este trabalho apenas serão apresentados o procedimento experimental e os resultados obtidos respeitantes à solução de reforço IV, pois é a única que se baseia no conceito de “reboco armado”. Esta solução consiste na aplicação de uma camada de argamassa bastarda com 3 cm de espessura média, ao traço volumétrico de 1:1:6 (cimento:cal:areia), tendo sido aplicado manualmente em 2 camadas de 1,5 cm cada, com confinamento transversal e armado em rede dupla de fibra de vidro. O confinamento transversal consistia na passagem de 4 fios de aço galvanizado, com 4 mm de diâmetro, em cada um dos furos, que se encontram representados na figura 2.54. A amarração dos fios era tal que os Figura 2.54 ‐ Dimensões da parede de alvenaria e disposição dos conectores [25]. fios saiam de um furo e entravam no furo mais próximo, de forma a dar um confinamento transversal à alvenaria. Os furos eram posteriormente injetados com calda de cimento para eliminar as folgas, e nesta zona era ainda colocado um painel de malha extra para reforçar este ponto crítico. A solução de reforço aplicada encontra‐se na figura 2.55. Figura 2. 55 ‐ Solução de reforço adotada, antes da aplicação da 2º camada de reboco [25]. 39 As paredes a ensaiar estiveram sujeitas a um carregamento monotónico da carga horizontal, que foi aplicada através de um atuador mecânico de parafuso que impunha deslocamentos. A carga vertical foi aplicada por 2 cilindros hidráulicos que atuava sobre uma viga metálica que transmitia as tensões à parede. A carga a que a parede estava sujeita correspondia à carga que uma parede do rés do chão suporta num edifício de 3 andares com um pé‐direito de 3,00 m, ou seja, segundo Cardoso [5] corresponde a uma tensão de 0,23 MPa. O esquema de ensaio encontra‐se representado nas figuras 2.56 e 2.57. Figura 2. 57 ‐ Representação esquemática do sistema de Figura 2. 56 ‐ Representação esquemática do sistema de ensaio, Alçado Poente [25] ensaio, Alçado Sul [25] Os modelos referência (M20, M5 e M12) foram os sujeitos a uma força de compressão vertical máxima de, aproximadamente, 110 kN que foi imposta de forma monotónica a uma velocidade de 3,0 kN/min. Após a parede se encontrar à compressão foi iniciado o ensaio. Ambos os modelos apresentaram um modo de rotura semelhante, caracterizado pela formação de uma fenda inclinada a 45º desde o canto Norte até ao canto Sul e pela formação de mais 2 fendas, antissimétricas, em que uma começava no canto inferior Norte e se encontrava com a fenda principal a ¼ do seu comprimento. A parede apresentava sinais crescentes de desagregação à medida que o ensaio decorria. A figura 2.58 demonstra o estado do murete M5 após o ensaio de compressão‐corte efetuado. A tabela 2.4 apresenta os resultados obtidos nos diversos modelos de referência. Tabela 2. 4‐ Resultados dos ensaios de compressão‐corte dos muretes de referência [25]. Murete [kN] [kN] Resultante inclinada [kN] [mm] Rigidez transversal [kN.m/m] M20 M5 M12 Média 108,9 109,8 108,9 109,2 25,0 22,4 24,0 23,8 111,7 112,1 111,5 111,8 4,6
2,7
4,0
‐
163x103
145x103
113x103
140x103
40 Energia dissipada [kN.m] %
%
99,0
48,6
81,0
‐
152,0
79,7
124,7
‐
Coef. Ductilidade em deslocamento Drif [%] 46 26 30 ‐ 0,6
0,3
0,6
‐
Figura 2. 58 ‐ Aspeto do murete M5, após o ensaio compressão‐corte [25]. Relativamente aos modelos com reforço, os ensaios foram monotónicos. Contudo o ensaio M11 diferiu dos restantes uma vez que se cortou os fios de aço que confinavam a parede de alvenaria. No ensaio M14 o murete começou a “derrubar” para um valor de carga de 88% da carga de rotura, valor para o qual a argamassa bastarda das faces laterais começou a descolar proporcionando a criação de uma fenda horizontal. A fenda surgiu devido à deformação do murete por cima da base de apoio e por desagregação interna, proveniente do esmagamento interno. O modelo M19 começou a levantar para uma carga de 70 kN, como se tratasse de “rocking”, no entanto estabilizou se seguida, e passou‐se a registar a desagregação das lâminas de reboco. A rotura do modelo deu‐se por esmagamento da alvenaria no “canto inferior Sul”. No modelo M11, o murete apresentou uma fenda horizontal, imediatamente acima da sua base, para o valor de carga horizontal de 27,5 kN, pelo que se aumentou o valor de carga vertical. No final do ensaio o modelo apresentava uma fendilhação acentuada, caracterizada por fendas de tração nas metades Norte das faces laterais da base de apoio e rotura por compressão nas metades opostas. Os resultados obtidos nos ensaios encontram‐se na tabela 2.5. O modo de rotura do modelo M19 encontra‐se representado na figura 2.59. Tabela 2. 5 ‐ Resultados dos ensaios de compressão‐corte dos muretes reforçados [25]. Energia dissipada [kN.m] %
%
Murete [kN] [kN] Resultante inclinada [kN] [mm] Rigidez transversal [kN.m/m] Coef. Ductilidade em deslocamento Drif [%] M14 331,7 76,2 340,3 20,8 252x103 1443,2 M19 329,2 79,7 338,7 1,6 225x103 95,4 2256,9 103 2,7 362,4 14 0,4 M11 329,2 77,5 338,0 2,1 377x103 135,0 184,4 13 0,2 Média 330,0 77,8 339,0 ‐ 285x103 ‐ ‐ ‐ ‐ 41 Figura 2. 59 ‐ Modo de rotura do murete M19 [25]. Como se pode observar através dos resultados obtidos, o corte dos fios de aço não influenciou o modo de rotura nem a capacidade resistente do murete, em comparação com M14 e M19. Verifica‐se ainda que na solução reforçada a resultante das cargas atuantes é o triplo da de referência e a rigidez transversal da parede o dobro. Como conclusão do trabalho refere‐se que a solução adotada poderia ter um melhor desempenho se a rede de fibra de vidro fosse mais densa ou se houvesse um maior número de camadas de rede por face. 2.4.4.4. Ensaios experimentais de comparação do reforço por FRP e reboco armado Uma vez que se considera a aplicação de reboco armado como alternativa ao FRP, em 2006 Papanicolaou decidiu realizar uns ensaios em paredes para comparar a eficácia destes tipos de reforço [26]. Os ensaios consistiam na imposição de um deslocamento horizontal cíclico, no plano, a paredes de alvenaria reforçada e não reforçadas. Estas paredes eram constituídas por tijolos perfurados de 185
perfazendo uma parede com 1300
Figura 2. 60 ‐ Características da Malha de CFRP utilizada [26]. 800
800
85
85
. O programa de testes era composto por 1 parede de referência, 2 paredes reforçadas simetricamente com 1 e 2 camadas de fibras têxteis (figura 2.60) sobre argamassa de cimento, 2 paredes homólogas mas com argamassa epoxídica e 1 parede com um cinto CFRP NSM de cada lado da mesma. Nestes ensaios houve paredes que estiveram sujeitas a uma compressão axial de 10% do seu valor de resistência obtido pela expressão do EC6 (2.6), e outras com 2,5% desse valor. .
Onde: ‐ Constante definida no EC6, [27] ‐ Resistência à compressão dos blocos utilizados ‐ Resistência à compressão da argamassa. 42 ,
.
(2.6) As características dos materiais utilizados foram obtidas através do seu fabricante, pelo que a tensão de rotura da malha de fibra de carbono era de 3,35 MPa e o seu módulo de elasticidade era de 225 GPa. Relativamente ao outro reforço, tiras de CFRP, a sua tensão de rotura era de 2,07 MPa e o seu módulo de elasticidade de 125 GPa. A argamassa utilizada foi cimenticia e apresentava uma resistência à compressão, aos 28 dias, de 4 MPa. O reforço por malha de CFRP foi efetuado através da aplicação de uma camada de argamassa, com posterior colagem da malha com a mão e “rolo de pressão” com nova aplicação de argamassa. Cada filamento de argamassa possuía 2 cm de espessura. O esquema de ensaio encontra‐se representado na figura 2.61. Para a aplicação das tensões de compressão usou‐se dois cilindros hidráulicos, e a imposição de deslocamentos foi efetuada através de um atuador mecânico hidráulico colocado na horizontal. Os deslocamentos horizontais foram impostos no topo da parede de alvenaria a uma velocidade de 0,01 mm/s. Para a obtenção de dados com o decorrer do ensaio foram utilizados transdutores de deslocamentos. Figura 2. 61 ‐ Esquema de ensaio [26]. Os dados obtidos encontram‐se representados na tabela 2.6. 43 Tabela 2. 6 ‐ Resumo dos resultados obtidos, adaptado de [26]. Modelo A_C10% A_R110% A_R210% A_M110% A_M210% A_NSM510% A_C2,5% A_R12,5% A_R22,5% A_M12,5% A_M22,5% Força horizontal máxima [kN] Deslocamento máximo [mm] (+) (‐) (+) (‐) 6,35 42,11 44,31 32,23 39,18 6,47 1,95 37,48 49,56 25,27 35,52 5,74 40,16 43,21 30,52 36,25 6,35 1,83 39,92 53,34 24,29 36,25 0,69 9,28 7,52 9,29 9,36 0,85 0,70 7,93 8,00 11,44 9,24 0,65
8,12
7,77
9,39
9,00
0,66
0,75
8,38
‐
10,37
9,03
Energia dissipada ,
1,00
7,00
6,98
5,08
6,17
1,02
1,00
19,22
25,42
13,27
18,22
,
1,00
12,49
10,90
13,46
13,57
1,23
1,00
11,33
11,43
13,83
13,20
Ciclo 5 ‐
97,65
86,12
94,81
103,64
‐
‐
67,58
91,71
83,44
79,66
Ciclo 10 ‐ 537,51 669,79 474,36 583,00 ‐ ‐ 350,91 435,22 365,39 416,26 Modo de rotura Rocking Rotura FRP
Esmagamento
Esmagamento
Esmagamento
Rocking Rocking Rotura do FRP
Esmagamento
Esmagamento
esmagamento
Onde: M = argamassa cimentícia; R = resina epoxídica; 1 = uma malha de reforço; 2 = duas malhas de reforço; NSM = faixas de FRP. Através dos resultados obtidos concluiu‐se que a variação da argamassa não altera muito os resultados de resistência e que os reforços com camada dupla resistem a uma ação sísmica mais severa. Relativamente aos efeitos sísmicos o uso da malha de FRP, reforço por reboco armado, é melhor que o das faixas de FRP em cerca de 15‐30% para a deformabilidade, mas em termos de resistência apresenta menores valores. 44 Capítulo 3 – Ensaios Mecânicos Realizados sobre os Provetes de malha de aço distendido e sobre os Provetes de Reboco Armado. Análise de Resultados
45 3. Ensaios Mecânicos Realizados sobre os Provetes de malha de aço distendido e sobre os Provetes de Reboco Armado. 3.1.
Introdução O presente capítulo encontra‐se subdividido em três partes. Na primeira parte são caracterizados os materiais de construção utilizados nos ensaios descritos ulteriormente, através de resultados obtidos experimentalmente e de dados fornecidos pelos fabricantes. Na segunda parte são pormenorizados os modelos experimentais para os provetes de malha e de compósito e o respetivo procedimento experimental. Na última parte são apresentados os resultados obtidos 3.2.
Caracterização dos materiais Para a realização dos ensaios ao compósito de “reboco armado” e às paredes de alvenaria torna‐se indispensável conhecer as propriedades dos materiais em causa, pelo que neste subcapítulo se irá caracterizar os mesmos. 3.2.1. Argamassa de reforço Em ambos os ensaios, foi utilizada uma argamassa seca – MAXDUR da Secil Martingança, formulada a partir de ligantes hidráulicos, agregados calcários e siliciosos e adições, destinada à execução de rebocos exteriores e interiores. Este reboco foi concebido para aplicações em que se requer prestações mecânicas de elevado desempenho, garantindo‐se, deste modo, uma argamassa hidrofugada de reboco de elevada aderência e resistência para suporte de colagem. As principais características deste material quando endurecido correspondem às dispostas na tabela 3.1. Tabela 3.1 ‐ Principais características da argamassa, segundo o fabricante [28]. Resistência à flexão 28 dias [MPa] Resistência à compressão 28 dias [MPa] Capilaridade – classe EN 1015 – 11 [29] 2,1 EN 1015 – 11 [29] 6,0 EN 1015 – 18 [30] W1 Aderência ao tijolo cerâmico [MPa] ‐ 0,9 Para a aplicação da argamassa nas paredes foi seguido o método prescrito na ficha técnica do produto [28]. Na data de preparação dos modelos de ensaio de compósito, foram, igualmente, obtidos provetes de argamassa para realização posterior de ensaios à flexão e à compressão. A descrição dos provetes e respetivos 47 ensaios pode ser encontrada nos pontos seguintes, assim como a apresentação e análise dos resultados obtidos. 3.2.1.1.
Descrição dos provetes de argamassa e ensaios A preparação dos provetes de argamassa a ensaiar à flexão e à compressão foi efetuada em simultâneo com a preparação dos provetes de compósito (malha + reboco), respeitando as indicações do fabricante. Nesse sentido, foram determinadas as quantidades de argamassa e de água a utilizar (tabela 3.2), tendo em consideração o rendimento do produto em pó (16 kg/m2/cm) e a percentagem de água de amassadura a juntar ao pó (15 ± 0,5% em massa). Tabela 3.2 – Quantidades de produto e água necessários para a preparação da argamassa. Produto em pó [kg] Água [kg] Modelos Provetes Total 40,35 1,23 41,58 6,05 0,18 6,23 A cura dos provetes e modelos foi efetuada por meio de uma rega bi‐diária, durante uma semana, de forma a garantir que o reboco permaneceria húmido, deixando‐se a endurecer por um mês. O procedimento de ensaio prosseguido sobre os provetes, os dispositivos de carga e os cálculos efetuados foram baseados no documento normativo NP EN 196‐1 [31]. A figura 3.1 representa o sistema de ensaio utilizado (Seidner Form Test), para a determinação da tensão de rotura por flexão e por compressão, existente no Laboratório de Construção do Departamento de Engenharia Civil, Arquitetura e Georrecursos do IST. Figura 3.2 ‐ Ensaio de flexão da argamassa. Figura 3.1 ‐Máquina de ensaios para a determinação da tensão de rotura por flexão e compressão. 48 Figura 3.3 ‐ Ensaio de compressão da argamassa. Os ensaios de flexão e compressão foram realizados nos mesmos dias em que foram efetuados os ensaios de tração nos provetes de compósito. Uma vez que estes foram realizados em 2 dias, sobre 3 provetes com 4040160 mm de dimensões, 2 deles foram ensaiados na data do primeiro ensaio – efetuado com sucesso, e o outro provete na data do segundo ensaio. Nas figuras 3.2 e 3.3 estão representados os ensaios de flexão e compressão, respetivamente. 3.2.1.2.
Apresentação dos resultados obtidos Os valores relativos à massa e resistência à flexão e compressão dos provetes constam na tabela 3.3. Tabela 3.3 ‐ Resultados obtidos nos ensaios à flexão e compressão Data ensaio Provete Massa [g] Resistência à flexão [kN] 1 449,0 1,78 20,07 19,74 2 444,1 1,91 21,16 18,14 3 443,1 1,90 21,72 21,27 17.6.2011 1.7.2011 Resistência à compressão [kN] As tensões de rotura à compressão (σc) e à flexão (σt) foram determinadas com base em relações da teoria da elasticidade, relativas ao esforço axial e momento fletor, respetivamente, aplicando as seguintes expressões (3.1): σ
1,5F l
a
40 40
(3.1) Onde: a – dimensão da secção transversal do provete; l – comprimento do provete; Fc – Força resistente à compressão; Fl – Força resistente à flexão. Os resultados obtidos são apresentados na tabela 3.4: Tabela 3.4 ‐ Determinação da tensão de rotura à flexão e à compressão. Data ensaio Provete 1 Resistência à flexão σt Resistência à compressão σc (kN)
(MPa)
(kN)
(MPa) 1,78 4,16 20,07
12,54 17.6.2011 2 1,91 4,48 1.7.2011 3 1,90 4,45 Média 1,86
4,36
19,74
12,34 21,16
13,23 18,14
11,34 21,72
13,58 21,27
13,29 20,35
12,72 49 Pela análise da tabela verifica‐se que a resistência à compressão obtida nos provetes ensaiados na primeira data são relativamente inferiores à obtida na segunda data. Pode, ainda, constatar‐se que os valores de resistência à flexão e à compressão obtidos são superiores aos estipulados como mínimos na ficha técnica do material, como seria expectável. 3.2.2. Malha de aço distendido A malha de aço utilizada corresponde à rede de metal distendido, Espinhaço 20/25 da Rodrigues, Fonseca & Carvalho Lda. As características e propriedades geométricas da malha encontram‐se resumidas na tabela 3.5 e na figura 3.4. Tabela 3.5 ‐ Características geométricas da malha de aço distendido [32]. [mm] [mm] 34
16 1,0
Peso [kg/m2] [m] 2,5 7,0
1,0 8,5
1,25 2,3 Figura 3.4‐ Identificação das medidas geométricas [32] 3.2.3. Bloco termoacústicos Para a construção das paredes de alvenaria recorreu‐se a blocos de alvenaria termoacústico da Artebel. Estes blocos são constituídos por betão leve de agregados de argila expandida. A escolha deste bloco deveu‐se ao facto das características geométricas, mecânicas e físicas (como a tensão de rotura à compressão) se assemelharem a uma alvenaria ordinária de pedra. As suas características encontram‐
se resumidas na tabela 3.6 e figura 3.5, estando completas na sua ficha técnica ‐ Anexo A [33]. O bloco em causa corresponde ao representado na figura 3.6. 50 Tabela 3.6 ‐ Resumo das características do Bloco TermoAcústico, adaptado de [33]. Dimensões [mm] Peso Rendimento
C ‐ A ‐ L [kg/Un] [Un/m2] 400 – 190 – 315 20 13,0 Resistência à compressão [N/mm2] 3,25 Figura 3.5 ‐ Dimensões do bloco TermoAcústico [33] 3.3.
Figura 3.6 ‐ Bloco de Alvenaria TermoAcústico [33] Ensaios do compósito Na primeira fase experimental foram realizados ensaios à tração em provetes de malha de aço distendido, enquanto que numa segunda foram sobre provetes de malha de aço distendido envolta em reboco (equivalente ao designado por reboco armado). Em ambos os casos a malha foi disposta com os losangos na vertical e na horizontal (vd. figura 3.7 e 3.8). Figura 3.7 ‐ Malha com os losangos dispostos na vertical. Figura 3.8 ‐ Malha com os losangos dispostos na horizontal. De forma a simplificar a nomenclatura dos ensaios, doravante, estes são designados por: 
VMi ‐ Ensaio da malha com os losangos dispostos na vertical 
HMi ‐ Ensaio da malha com os losangos dispostos na horizontal 
VMRi ‐ Ensaio da malha+reboco com os losangos dispostos na vertical 
HMRi ‐ Ensaio da malha+reboco com os losangos dispostos na horizontal. Correspondendo o índice i ao número do provete ensaiado. Os ensaios em causa foram realizados no Laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais do IST. 51 3.3.1. Objetivos Os ensaios à tração realizados sobre ambos os tipos de espécimes (malha simples e malha rebocada) tiveram como finalidade principal a determinação dos níveis de carga aos quais resistem, para cada direção de malha. Deste modo, foi pretendido decidir sobre a disposição de malha mais adequada e verificar o grau de influência da aplicação de argamassa. 3.3.2. Descrição do esquema de ensaio Os ensaios sobre a malha de aço e os provetes de malha mais reboco foram realizados na máquina INSTRON do IST (modelo 1343), representada na figura 3.9. Para fixação dos diversos modelos na prensa de ensaio foi necessário recorrer a material auxiliar de amarração. Desta forma, o esquema de ensaio geral para os ensaios da malha distendido passou a ser o representado na figura 3.10 e 3.11, correspondendo, respetivamente, ao ensaio da malha e ao da malha mais reboco. Figura 3.10 ‐ Esquema de ensaio da malha: a) alçado, b) corte. Figura 3.9 ‐ Máquina INSTRON do IST, modelo 1343. Figura 3.11 ‐ Esquema de ensaio do compósito de reboco armado: a) alçado, b) corte. 52 Observando as figuras anteriores, pode verificar‐se a semelhança entre as amarras de apoio de ambos os ensaios, tendo sido este sistema constituído por 4 cantoneiras de 23x45x400 mm. As cantoneiras foram aparafusadas a duas barras de aço com 34x54x400 mm, sobre as quais foi soldada uma outra que serviu para introduzir o sistema de amarração nas garras da prensa. Relativamente aos ensaios de malha rebocada, foram utilizadas, adicionalmente, 4 barras de aço (dimensões 34x43x400 mm) na argamassa, para confinamento da mesma e evitar que esta sofresse deslocamentos relativos face à malha. 3.3.3. Ensaios da malha 3.3.3.1.
Preparação dos modelos de ensaio Na realização dos ensaios sobre a malha de aço distendido, foi necessário proceder previamente a operações de corte e de dobragem. As dimensões da malha encontram‐se representadas na figura 3.12, podendo igualmente observar‐se os procedimentos efetuados na preparação da malha (cf. figuras 3.13 e 3.14). Figura 3.12 ‐ Medidas geométricas da malha de aço distendida. Figura 3.13 ‐ Corte da malha de aço. Figura 3.14 ‐ Dobragem da malha de aço. 53 3.3.3.2.
Procedimento experimental Descrição Geral A montagem do ensaio, realizado no equipamento INSTRON, foi iniciada pelo aparafusamento das cantoneiras à barra, tendo‐se deixado uma folga para posteriores ajustes aquando da colocação da malha. Seguidamente, um dos lados da malha foi amarrado às cantoneiras, através de parafusos M8, permitindo a mobilização de forças de atrito cantoneira/malha devido ao aperto dado. Nesse sentido, prendeu‐se o conjunto nas garras metálicas superiores da INSTRON. Por último, fixou‐se o restante lado da malha nas cantoneiras, que já se encontravam colocadas sobre as garras inferiores do equipamento. Estas últimas foram seladas imediatamente antes do início do ensaio, de forma a não se instalarem tensões iniciais no modelo. Para a recolha da informação resultante dos ensaios não foi utilizada nenhuma outra instrumentação em particular, tendo‐se apenas registado os valores experimentais fornecidos pelo equipamento de ensaio: (i) carga aplicada e (ii) deslocamento entre garras. A carga foi aplicada monotonicamente, com controlo de deslocamentos, a uma velocidade de 0,33 mm/s. Na figura 3.15 pode observar‐se a regressão linear dos deslocamentos impostos. Distância Percorrida (mm)
120
100
80
60
40
20
0
0
50
100
150
200
Tempo (s)
250
300
350
Figura 3.15 ‐ Ciclo de deslocamentos impostos. Ensaio VM1 e VM2 O procedimento experimental destes dois ensaios foi semelhante, uma vez que o ensaio VM2 serviu para confirmar os resultados obtidos no primeiro. O esquema de ensaio encontra‐se representado na figura 3.16. A ligação entre a malha e as cantoneiras foi efetuada através de 8 parafusos M8. 54 Figura 3.16 ‐ Modelo de ensaio VM1 e VM2. Ensaio VM3 A amarração efetuada neste ensaio, entre a malha e as cantoneiras, foi distinta das anteriores, tendo‐se aumentando o número de parafusos, passando a coexistir duas camadas de aparafusamento. A camada localizada nas cantoneiras foi constituída por 8 parafusos M8 e a da barra por 15 parafusos M6. A figura 3.17 ilustra este novo sistema de amarração. Figura 3.17 ‐ Modelo de ensaio VM3. Ensaio HM1 Para o ensaio com a malha disposta com os losangos na horizontal, o procedimento de ensaio foi em tudo semelhante ao VM1 e ao VM2, encontrando‐se a malha direcionada apenas na perpendicular à adotada nos casos anteriores. A figura 3.18 apresenta o esquema de ensaio HM1. Figura 3.18 ‐ Modelo de ensaio HM1. 3.3.3.3.
Resultados experimentais Os resultados obtidos, durante e após os ensaios, são seguida e agrupadamente resumidos consoante a disposição da malha. Ensaios VM1, VM2 e VM3 Nos diversos ensaios realizados com a malha disposta na vertical, os modos de rotura e as forças mobilizadas foram semelhantes. A malha sofreu alongamentos relevantes na fase inicial do ensaio, conduzindo ao fecho dos losangos por mobilização de forças de tração significativas. Em ambos os ensaios, a rotura iniciou‐se junto às ligações de canto, progredindo para a zona central da malha. A única diferença nos modos de rotura residiu no facto de nos provetes VM1 e VM3 a rotura se ter iniciado junto à cantoneira superior, enquanto no modelo VM2 tal sucedeu junto à cantoneira inferior. As diversas etapas dos modelos no decorrer do ensaio são sequenciadas nas figuras 3.19 a 3.26. 55 Figura 3.19 e 3.20 – Deformação da malha ao longo do ensaio VM1. Figura 3.21, 3.22 e 3.23 – Deformação da malha ao longo do ensaio VM2. Figura 3.24, 3.25 e 3.26 – Deformação da malha ao longo do ensaio VM3. A figura 3.27 representa o andamento da relação entre a carga aplicada e o deslocamento sofrido, para cada um dos três ensaios. A tabela 3.7 reúne os valores de carga que conduziram à rotura de cada uma das malhas ensaiadas (carga máxima), bem como os respetivos deslocamentos. 56 30
Carga (kN)
VM1
25
VM2
20
VM3
15
10
5
0
0
20
40
60
80
100
120
Deslocamento (mm)
Figura 3.27 – Gráfico Carga‐Deslocamento dos ensaios VM1, VM2 e VM3. Tabela 3.7 ‐ Carga máxima e respetivo deslocamento, para os ensaios VM1, VM2 e VM3. Ensaio Fmáx [kN] δHFmáx
[mm] VM1 VM2 VM3 Média 23,28 23,17 25,72 24,06 22,99 25,02 26,63 24,88 Como se pode verificar através da leitura da tabela anterior, os valores de carga máxima para os 3 modelos foram semelhantes, cujo valor médio de 24,05 kN corresponde a um deslocamento entre garras de aproximadamente 25 mm. Refira‐se ainda que para valores de carga até cerca de 15 kN a malha apresentou um comportamento elástico praticamente linear. Ensaio HM1 Neste ensaio a malha não atingiu a rotura. Durante o mesmo foi verificado que os losangos da malha se iam deformando, formando‐se quadrados na sua zona central, não conseguindo mobilizar forças de tração elevadas. Deste modo, pode concluir‐se que para se mobilizar forças de tração significativas as deformações impostas teriam que ser bastante elevadas. O ensaio foi terminado quando o deslocamento máximo da Instron foi atingido – 100 mm. As figuras 3.28 e 3.29 demonstram o comportamento da malha sofrido ao longo do ensaio; enquanto a tabela 3.8 e a figura 3.30 mostram, respetivamente, os resultados obtidos e o comportamento gráfico associado. 57 Figura 3.28 ‐ Início do ensaio HM1. Figura 3.29 ‐ Fim do ensaio HM1. 0,8
0,7
Carga (kN)
0,6
Tabela 3.8 ‐ Carga máxima, e respetivo deslocamento entre garras, no ensaio HM1. Ensaio VM1 Fmáx [kN] 0,69 δHFmáx [mm] 99,97 0,5
0,4
0,3
0,2
HM1
0,1
0
0
20
40
60
80
Deslocamento (mm)
100
Figura 3.30 ‐ Gráfico Carga‐Deslocamento do ensaio HM1 Analisando os resultados obtidos, os valores de carga mobilizada são bastante reduzidos (inferiores aos registados anteriormente), devendo‐se à deformabilidade excessiva da malha nesta direção (horizontal). Uma vez que a malha nesta direção apresentou um comportamento muito deformável, optou‐se consequentemente por aumentar as deformações impostas. Para esse efeito foi necessário desprender a malha e subir as garras do equipamento numa distância acrescida de 100 mm. No entanto, a malha ao ser solta apresentou um comportamento similar ao de uma mola, pelo que as deformações elásticas foram restituídas, tendo‐se instalado apenas as irreversíveis. O gráfico carga‐deslocamento após a imposição destes novos deslocamentos pode ser visualizado na figura 3.31. 1,2
Carga (kN)
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
0
50
100
150
200
250
Deslocamentos (mm)
300
350
Figura 3.31 ‐ Gráfico de carga‐deslocamento após nova imposição de deslocamentos no ensaio HM1. 58 3.3.3.4.
Síntese dos resultados obtidos Face aos resultados anteriormente expostos, pode concluir‐se que a força mobilizada é bastante superior quando a malha é disposta com os losangos na vertical, tomando um valor de aproximadamente 24 kN. Importa também referir que o aumento do número de parafusos na ligação não aumentou a resistência à tração da malha, com a rotura a ter início junto às ligações de canto. 3.3.4. Ensaios da malha + reboco 3.3.4.1.
Preparação dos modelos de ensaio O modelo de ensaio foi constituído por argamassa e uma malha de aço distendido. A malha foi cortada e dobrada de forma idêntica à dos ensaios de malha. A argamassa foi produzida numa betoneira com as quantidades indicadas na tabela 3.2 do ponto 2.1.1. Previamente à execução da argamassa foi necessário construir cofragens à medida. Como se pode observar na figura 3.32, para cada provete foram executados dois modelos de cofragens, um para cada lado da malha, pelo que uma das cofragens tinha base de fundo e a outra consistia apenas numa moldura. Em ambos os casos foi adotada uma altura de cofragem de 2 cm. Figura 3.32 ‐ Moldura do modelo de "reboco armado". As operações que precederam a execução dos modelos podem resumir‐se da seguinte forma: (i) execução da moldura, (ii) produção da argamassa e (iii) preparação da malha distendida. Em primeiro lugar foi colocada a argamassa na cofragem de base, tendo‐se posteriormente assentado a malha de aço sobre a argamassa e disposto os parafusos e a barra confinante. Por fim, foi colocada a restante argamassa, procurando‐se uniformizar o acabamento final da superfície. As figuras 3.33 a 3.38 ilustram sequencialmente o procedimento de construção dos modelos. 59 Figura 3.33 ‐ Colocação da argamassa na cofragem de Figura 3.34 ‐ Aplicação da malha de aço sobre a base. argamassa. Figura 3.35 ‐ Colocação da barra confinante e parafusos. Figura 3.36 ‐ Colocação da restante argamassa. Figura 3.37 ‐ Uniformização da superfície. Figura 3.38 ‐ Modelo final. Após a construção dos modelos – colocação da argamassa nos moldes, estes foram sujeitos a 28 dias de cura, tendo sido efetuada uma rega bi‐diária nos cinco primeiros dias para evitar fissuras por retração na argamassa. No processo de descofragem dos modelos optou‐se por colocar uma camada de gesso entre as barras e o reboco, de forma a garantir que a pressão realizada pela barra no reboco fosse constante e não localizada (figuras 3.39 e 3.40). O aparafusamento foi efetuado com recurso a uma pistola de pressão, garantindo‐se, assim, o confinamento desejado (figura 3.41). Por fim, a argamassa foi pintada a tinta branca para facilitar a visualização da abertura de fendas, durante o ensaio de tração (figura 3.42). 60 Figura 3.39 ‐ Descofragem do modelo "reboco armado". Figura 3.40 ‐ Aplicação da camada de gesso entre a argamassa e a barra. Figura 3.41 ‐ Pistola de pressão para o aparafusamento. 3.3.4.2.
Figura 3.42 – Acabamento final do modelo. Procedimento experimental Os ensaios realizados sobre os provetes de “reboco armado” foram realizados na máquina INSTRON do laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais do IST. Para melhor análise dos resultados obtidos, foi utilizada instrumentação adicional, tendo‐se recorrido ao uso de dois extensómetros elétricos da marca TML (PFL‐30‐11) e de um transdutor de deslocamentos. Os extensómetros foram colocados no centro de cada face do modelo (vd. figura 3.43), com o objetivo de determinar as extensões no reboco, permitindo, ainda, identificar desvios na carga aplicada. Figura 3.43 ‐ Localização dos extensómetros.
O transdutor de deslocamentos foi posicionado entre as furações aparafusadas da argamassa, de modo a medir a variação de deslocamentos entre as barras de confinamento. Nesse sentido, aquela variação de deslocamento permitiu obter a extensão sofrida (axialmente) no provete, tendo em consideração o afastamento inicial adotado entre pontos de registo dos deslocamentos. 61 Apenas foi colocado um transdutor, numa das faces do provete, cujo modelo variou consoante o ensaio. A sua localização pode ser visualizada na figura 3.44. Figura 3.44 ‐ Localização do transdutor de deslocamentos.
No ensaio em causa, e uma vez que se pretendia simular a ação sísmica, foram impostas cargas cíclicas ao modelo. O esquema de aplicação da carga pode ser observado através das figuras 3.45 e 3.46, as quais correspondem, respetivamente, aos ensaios com a malha disposta na vertical e na horizontal. 60
Carga (kN)
50
40
30
20
10
0
0
50
100
150
200
250
Tempo (s)
Figura 3.45 ‐ Ciclo de carga descarga para os ensaios VMR1, VMR2 e VMR3. 60
Carga (kN)
50
40
30
20
10
0
0
50
100
150
Tempo (s)
200
250
300
Figura 3.46 ‐ Ciclo de carga‐descarga do ensaio HMR1. Ensaio VMR1 O primeiro ensaio efetuado – VMR1 decorreu segundo as características inicialmente previstas, em que as dimensões do provete e respetivo esquema experimental podem ser observados nas figuras 3.47 e 3.48. 62 Figura 3.47 ‐ Esquema de ensaio VMR1. Figura 3.48 ‐ Modelo de ensaio VMR1. A amarração do modelo às cantoneiras foi efetuada por intermédio de 8 parafusos M8 que, por sua vez, atravessavam a malha dupla situada nas zonas superior e inferior do provete. Neste caso, o transdutor de deslocamentos usado tinha um curso de 100 mm e uma sensibilidade de 0,01mm, da marca TML. Ensaio VMR2 No ensaio VMR2, o provete ensaiado derivou do VMR1. Tal deveu‐se ao facto de no ensaio anterior a rotura ter ocorrido na zona de amarração malha – cantoneira, o que pode ser considerado um modo de rotura prematuro, não se tendo observado fendilhação na argamassa. Assim, o procedimento do novo ensaio envolveu o corte da malha de aço exterior ao reboco e a amarração às cantoneiras através da colocação de parafusos M8 a atravessar a malha e o reboco na zona de sobreposição da malha. Pretendeu‐se, deste modo, garantir um aumento da resistência ao corte da malha. O novo esquema de ensaio e o respetivo modelo encontram‐se nas figuras 3.49 e 3.50. Figura 3.49 ‐ Esquema de ensaio VMR2. Figura 3.50 ‐ Modelo de ensaio VMR2. No entanto, quando conferido o aperto dos parafusos, após a colocação do modelo na prensa, foi notório o aparecimento de fendilhação nas faces da camada argamassada, devido às forças geradas (figura 3.51). Deste modo, o aperto teve de ser ligeiramente ajustado, (mediante um roscamento aligeirado), não gerando, no entanto, forças de atrito argamassa/cantoneiras que iriam ajudar a resistir às forças de tração geradas. 63 Figura 3.51 ‐ Fenda formada aquando do aparafusamento das cantoneiras. Uma vez que o provete de ensaio apresentou dimensões mais reduzidas, já se tornou possível utilizar um transdutor de deslocamentos de menor curso, de 50 mm (APEK‐HS50B), sendo a sensibilidade deste de ± 0,01 mm. Ensaio VMR3 O modelo usado neste ensaio resultou do anterior, tendo‐se retirado a parte da argamassa que se encontrava danificada e efetuando uma nova furação. Refira‐se que no ensaio anterior a rotura ocorreu na zona de amarração, o que se considera num modo prematuro. Importa ainda realçar que, devido ao facto do modelo em causa ter sido reutilizado (de ensaios anteriores), existe a possibilidade de a malha já se encontrar parcialmente separada do reboco. Neste ensaio foi testada uma nova amarração do provete nas cantoneiras, sendo esta caracterizada por duas camadas de parafusos, nas zonas superior e inferior do modelo. Na camada mais próxima da extremidade do modelo foram aplicados 8 parafusos M8 e na outra camada 15 parafusos M6. Este novo sistema de ligação corresponde ao esquematizado na figura 3.52. A rotura foi de encontro às expectativas, tendo ocorrido na zona interior do provete (embora próximo da amarração). Na figura 3.53 pode visualizar‐se correspondente modelo de ensaio. Figura 3.52 ‐ Esquema de ensaio do modelo VMR3.
Figura 3.53 ‐ Modelo VMR3. O transdutor de deslocamentos utilizado foi o mesmo que no ensaio anterior (APEK‐HS50B). 64 Ensaio HMR1 O esquema de ensaio do provete HMR1 teve em consideração os resultados obtidos anteriormente, tendo sido utilizado um esquema em tudo semelhante ao do ensaio anterior – VMR3. Para este caso, o modelo não se encontrava danificado, pelo que os resultados obtidos podem ser considerados mais realistas. As dimensões do modelo e o respetivo esquema de ensaio podem ser observados na figura 3.54 e 3.55. Figura 3.54 ‐ Esquema de ensaio HMR1.
3.3.4.3.
Figura 3.55 ‐ Modelo HMR1. Resultados Experimentais Ensaio VMR1 No decorrer do primeiro ensaio foi possível verificar que a malha, não envolvida por reboco, começou a sofrer deformações, iniciando o processo de rotura. O provete atingiu uma rotura frágil, tendo ocorrido ao nível da malha de aço, junto às ligações com a cantoneira (figura 3.56 e 3.57), sem a argamassa apresentar indícios de fendilhação (figura 3.58). O valor da carga máxima obtido foi de 40,15 kN, correspondendo a um deslocamento entre garras de 11,5 mm. Figura 3.56 ‐ Modo de rotura do modelo VMR1. Figura 3.57 ‐ Pormenor da malha na rotura do modelo VMR1. Figura 3.58 ‐ Estado aparente da argamassa do modelo VMR1 Os resultados adquiridos durante o ensaio estão expostos nas figuras 3.59 à 3.62, e na tabela 3.9 sintetizam‐se os valores mais relevantes. 65 carga (kN)
Carga (kN)
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0
20
40
60
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0
80
Deslocamento (mm)
0,05
0,1
0,15
0,2
0,25
Deslocamento (mm)
Figura 3.60 ‐ Gráfico carga‐deslocamento da argamassa, INSTRON, modelo VMR1. modelo VMR1. 1200
1200
1000
1000
Tensão (kN/m2)
Tensão (kN/m2)
Figura 3.59 ‐ Gráfico carga‐deslocamento obtido pela 800
600
400
Extensómetro 1
200
800
600
400
200
Extensometro 2
0
0
‐25
25
75
Extensão x10‐6
125
‐25
25
75
Extensão média x10‐6
125
Figura 3.61 ‐ Gráfico de extensões da argamassa consoante a Figura 3.62 ‐ Gráfico da extensão média na argamassa, modelo carga aplicada, modelo VMR1. VMR1. Tabela 3.9 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30%Fmax, no ensaio VMR1. Ensaio Fmax [kN] VMR1 40,15 δHFmáx [mm] E [Mpa] instron transdutor extens. instron transdutor extens. 11,538 0,215 0,035 ‐ 7022 9333 Os extensómetros foram colocados na zona central do provete e, sendo o seu comprimento reduzido face às dimensões do modelo, os valores obtidos não foram representativos do ensaio. Assim, os dados adquiridos apenas permitiram aferir se a carga foi aplicada com ou sem excentricidade. Neste caso, verificou‐se que a carga foi aplicada com uma ligeira excentricidade. Com base nos gráficos carga‐deslocamento pode constatar‐se que o deslocamento sofrido pelo transdutor de deslocamentos foi bastante inferior ao imposto pela máquina de ensaio Instron. Assim, e em conformidade com o que foi visto experimentalmente, verifica‐se que os deslocamentos impostos foram absorvidos, quase na totalidade, pela malha de aço distendido. Observando a figura 3.60 constata‐se que a sensibilidade do transdutor de deslocamentos (± 0,01 mm de precisão) não é suficiente para a gama de deslocamentos verificada, embora os registos tenham sido utilizados para a análise do compósito. 66 Para valores de carga até aproximadamente 15 kN, o modelo apresentou um comportamento elástico, ao qual corresponde um módulo de elasticidade de 7,02 GPa e 9,33 GPa, resultantes, respetivamente, dos registos dos deslocamentos e das extensões correspondentes. Sendo a energia dissipada e o coeficiente de ductilidade parâmetros que dependem da deformação do modelo em toda a sua extensão, os valores obtidos pelos extensómetros não podem ser considerados representativos. Desta forma, analisando a tabela 3.10 verifica‐se que a energia foi dissipada, essencialmente, pela deformação da malha de aço (98%), tendo o compósito apenas dissipado 7 kN.mm. Tabela 3.10 ‐ Valores obtidos para Energia dissipada até à rotura do modelo, no ensaio VMR1. Ediss [kN.mm] Ensaio VMR1 instron transdutor extens 408,29 7,08 0,55 Ensaio VMR2 No ensaio VMR2, no qual os parafusos já atravessavam o reboco, foi esperado que a rotura não ocorresse nas ligações. No entanto, como não se podia dar o aperto desejável aos parafusos, pois a argamassa fendilharia, a carga máxima à qual o modelo resistiu foi de 15,37 kN, correspondendo a um deslocamento na rotura de 8,26 mm. A rotura no modelo foi frágil, não se tendo verificado fendas na argamassa. O modo de rotura do modelo pode ser visualizado nas figuras 3.63 e 3.64. Figura 3.63 ‐ Modo de rotura do modelo VMR2. Figura 3.64 ‐ Pormenor do modo de rotura do modelo VMR2. Neste caso, e uma vez que o transdutor de deslocamentos foi fixado nas amarrações das cantoneiras, seria de esperar que os deslocamentos medidos pelo transdutor de deslocamentos e pela Instron fossem semelhantes. Nas figuras 3.65 e 3.66 apresenta‐se os diagramas carga‐deslocamento obtidos por ambos os tipos de aquisição de sinal (Instron e transdutor de deslocamentos linear). Uma vez que o modelo não sofreu fendilhação, à exceção do plano de rotura, e que o comprimento dos extensómetros era reduzido face ao do provete, as extensões obtidas pelos extensómetros não foram representativas (figura 3.67 e 3.68). Na tabela 3.11 resume‐se os valores obtidos. 67 15
Carga (kN)
Carga (kN)
20
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
10
5
0
0
10
20
30
40
0
50
10
20
30
40
50
Deslocamento (mm)
Deslocamento (mm)
Figura 3.65 ‐ Gráfico carga‐deslocamento obtido pela INSTRON, Figura 3.66 ‐ Gráfico carga‐deslocamento da argamassa, modelo VMR2. modelo VMR2. 500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
‐5
500
Tensão (kN/m2)
Tensão (kN/m2)
400
300
200
100
Extensómetro 1
Extensometro 2
0
‐10
0
10
20
30
40
5
Extensão x10‐6
15
25
Extensão média x10‐6
35
Figura 3.67 ‐ Gráfico de extensões da argamassa consoante a Figura 3.68 ‐ Gráfico da extensão média da argamassa, modelo carga aplicada, modelo VMR2. VMR2. Tabela 3. 11 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30% Fmax, no ensaio VMR2. Ensaio Fmax [kN] VMR2 15,37 δHFmáx [mm] E [Mpa] instron transdutor extens. instron transdutor extens. 9,6740 8,2578 0,0121 ‐ 1244 11818 Analisando a figura 3.67 pode confirmar‐se que a carga não foi aplicada com excentricidade, uma vez que as extensões em ambas as faces do modelo são próximas e positivas. Nos gráficos carga‐deslocamento (figura 3.65 e 3.66), verifica‐se que o compósito apresenta um comportamento elástico até valores de carga na ordem de 4 kN, sendo os módulos de elasticidade dados por 1244 MPa e 11818 MPa, obtidos, respetivamente, pela análise dos registos efetuados do transdutor de deslocamentos e provenientes dos extensómetros. Na tabela 3.12 encontram‐se as restantes características do modelo de ensaio, sendo a energia de dissipação dada por um valor de 230 kN.mm. 68 Tabela 3. 12 ‐ Energia dissipada até à rotura. Ensaio VMR2 Ediss [kN.mm] instron transdutor extens. 276,43
229,81 ‐0,03 Por comparação destes resultados com os anteriores (correspondentes ao ensaio VMR1) verifica‐se que estes se encontram mais próximos do desejado, pois foram atingidos valores superiores para a energia dissipada no compósito. Contudo, o módulo de elasticidade obtido é bastante inferior ao do ensaio VMR1. Tal deve‐se ao facto de nesse ensaio a rotura se ter dado na malha junto às ligações, não gerando extensões significativas no reboco e, por conseguinte, aumentando o módulo de elasticidade obtido pelo registo do transdutor de deslocamentos. Ensaio VMR3 Neste ensaio, e uma vez que o número de ligações foi bastante superior, o modo de rotura alcançado correspondeu ao pretendido perante uma rotura no reboco. Todavia esta continuou a ser frágil (figuras 3.69 e 3.70). Figura 3.69 ‐ Modo de rotura do modelo VMR3. Figura 3.70 ‐ Pormenor do modo de rotura, modelo VMR3. No ensaio em causa, o valor máximo da carga aplicada foi semelhante ao do primeiro ensaio (VMR1), sendo o seu valor de 40,05 kN. No entanto, e uma vez que o provete esteve anteriormente sujeito a dois ensaios, presume‐se que os valores obtidos sejam minorantes dos “reais”, caso aquele modelo nunca antes tivesse sido utilizado. Os resultados obtidos ao longo do ensaio estão dispostos nas figuras 3.71 à 3.74, e na tabela 3.13 apresentam‐se os valores mais relevantes. 69 carga (kN)
carga (kN)
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0
10
20
30
deslocamento (mm)
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
0
40
10
20
30
deslocamento (mm)
40
Figura 3.71 ‐ Gráfico carga‐deslocamento obtido pela Figura 3.72 ‐ Gráfico carga‐deslocamento na argamassa, INSTRON, modelo VMR3. modelo VMR3. Extensómetro 1
Extensómetro 2
1200
1200
1000
Tensão (kN/m2)
Tensão (kN/m2)
1000
800
600
400
800
600
400
200
200
0
0
‐50
50
150
250
Extensão x10‐6
350
0
450
100
200
300
Extensão média x10‐6
Figura 3.73 ‐ Gráfico de tensão‐extensões da argamassa no Figura 3.74 ‐ Gráfico da tensão‐extensão média na modelo VMR3. argamassa, modelo VMR3. Tabela 3.13 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30%Fmax, modelo VMR3. Ensaio Fmax [kN] VMR3 40,05 δHFmáx [mm] E [Mpa] instron transdutor extens. instron transdutor extens. 2,0280 0,1336 0,0399 ‐ 3454 11198 Analisando os gráficos tensão‐extensão pode deduzir‐se que a carga foi aplicada com alguma excentricidade. Tal pressuposto pode ser inferido com base no encurtamento e no alongamento sofrido no par de extensómetros (em face opostas), à medida que a carga aplicada foi aumentada. Um outro aspeto, que pode ser verificado através da observação do mesmo gráfico, é que a face submetida à compressão apresentou diversos modos de rotura locais, enquanto a sujeita à tração apenas uma rotura global. Tal facto foi notório na face sob compressão, sobretudo, a partir de diversos níveis de carga apresentando uma rigidez infinita. Julga‐se que esses modos de rotura diferenciados podem resultar do facto de a malha não se encontrar alinhada com a linha neutra, resistindo unicamente à tração, enquanto a argamassa resiste apenas à compressão. A conjugação desta premissa com os dados obtidos anteriormente, permite concluir que a resistência da malha à tração é bastante superior à da argamassa em compressão, pelo que a rotura local observada graficamente pode ser dada pelo esmagamento local da argamassa. 70 Analisando os gráficos carga‐deslocamento é possível verificar que o modelo apresentou um comportamento elástico até valores de cerca de 15 kN, ao qual corresponde um módulo de elasticidade de 3454 MPa (figura 3.72) e de 11198 MPa (figura 3.74). Em comparação, este valor é bastante superior ao do ensaio VMR2, sendo contudo inferior ao do ensaio VMR1. Esta situação pode ser justificável pelo facto de o modelo já ter sido utilizado experimentalmente, com a possibilidade de existirem tensões/deformações residuais. Estas poderão explicar a redução do valor obtido e portanto menor que o esperado. Tabela 3.14 ‐ Energia dissipada até à rotura, modelo VMR3. Ensaio VMR3 Ediss [kN.mm] instron transdutor extens. 696,02 634,83 2,19 As restantes características deste modo de rotura encontram‐se representadas na tabela 3.14, verificando‐se que a capacidade de dissipação da energia por deformação neste modelo foi consideravelmente superior às obtidas nos modelos anteriores. Ensaio HMR1 Ao contrário dos restantes, no ensaio HMR1 existiram indícios da cedência do modelo. No decorrer do ensaio, a argamassa foi apresentando desenvolvimento de fissuras, sendo progressivamente mais expressivas, na sua extensão e espessura, bem como em número, com o aumento da carga aplicada. As figuras 3.75, 3.76 e 3.77 apresentam algumas das fissuras, ocorridas durante o ensaio, e o respetivo modo de rotura do provete. Figura 3. 75 ‐ Fenda de tracção no modelo HMR1. 71 Figura 3. 77 ‐ Pormenor do modo de rotura do modelo Figura 3. 76 ‐ Modo de rotura do modelo HMR1. HMR1. Os registos adquiridos neste ensaio através do transdutor de deslocamentos foram inconclusivos, pelo que a análise de dados foi efetuada através dos resultados obtidos dos extensómetros e da prensa de ensaio (Instron). Os resultados obtidos encontram‐se resumidos na tabela 3.15. 7
6
carga (kN)
5
4
3
2
1
0
0
5
10
15
20
deslocamento (mm)
25
30
Figura 3.78 ‐ Diagrama carga‐deslocamento obtido pela máquina de ensaio, modelo HMR1. 250
Ext.2
200
Tensão (kN/m2)
200
Tensão (kN/m2)
250
Ext.1
150
100
50
0
0
20
40
Extensão x10‐6
60
0
10
20
30
Extensão média x10‐6
40
Figura 3.79 ‐ Gráfico de tensão‐extensões da argamassa no Figura 3.80 ‐ Gráfico da tensão‐extensão média na modelo HMR1. argamassa, modelo HMR1. 72 100
50
0
150
Tabela 3.15 ‐ Deslocamento na rotura e módulo de elasticidade para 30%Fmax, modelo HMR1. Ensaio Fmax [kN] HMR1 6,49 δHFmáx [mm] E [Mpa] instron transdutor extens. instron transdutor extens. 0,4580 ‐ 0,0123 205 ‐ 6464 Através da observação do gráfico carga‐deslocamento (figura 3.78) verifica‐se que a carga última do modelo é dada por 6,49 kN. Outro aspeto relevante reside no facto de o modelo ter apresentado um comportamento elástico até, aproximadamente, à rotura, ao qual corresponde um módulo de elasticidade de 6464 MPa. Pela análise dos gráficos tensão‐extensão obtidos pelos extensómetros (figura 3.79 e 3.80) verifica‐se que a carga foi aplicada com alguma excentricidade. Tal como no ensaio VMR3, aquando da aplicação da carga, uma das faces ficou submetida à tração e a outra à compressão, apresentando, respetivamente, rotura global e roturas locais. Relativamente à capacidade de dissipação de energia por deformação, os valores obtidos são bastante inferiores aos dos restantes ensaios, assim como a rigidez (vd. tabela 3.15 e 3.16). Tabela 3.16 ‐ Energia dissipada até à rotura, modelo HMR1. Ensaio HMR1 Ediss [kN.mm] instron transdutor extens 52,89 ‐ 0,04 3.3.4.4.
Síntese dos resultados obtidos Nos ensaios realizados sobre os modelos de reboco armado foi possível constatar que a orientação da malha influencia a força mobilizada (figura 3.81), em que uma disposição vertical da malha conduziu a forças significativamente superiores, assim como as capacidades de dissipação de energia. 45
40
Carga (kN)
35
30
VMR1
25
VMR2
20
VMR3
15
HMR1
10
5
0
0
5
10
15
20
Deslocamento (mm)
Figura 3.81 ‐ Comparação dos gráficos carga‐deslocamento dos diversos ensaios. 73 Relativamente aos ensaios VMR1 e VMR3 a força mobilizada foi, em tudo, semelhante. No entanto, no primeiro ensaio a argamassa não sofreu fendilhação pelo que o modelo foi utilizado nos restantes ensaios (VMR2 e VMR3), o que poderá ter danificado a ligação entre a malha e o reboco. Assim sendo, o valor “real” da força mobilizada no ensaio VMR3 poderia ser superior caso se tivesse utilizado um novo modelo. 3.3.5. Comentários ao Capítulo 3 Os ensaios realizados apontam para o facto da malha considerada, rede de metal distendido, apresentar valores de rigidez e de resistência substancialmente superiores quando os losangos são dispostos verticalmente (relativamente à disposição horizontal). Julga‐se que a grande discrepância de rigidez e de resistência se deve ao processo de fabrico. Nos ensaios subsequentes, correspondentes à solução de reboco armado, a discrepância anterior em termos de rigidez e resistência também se manifestou, embora de uma forma menos acentuada, possivelmente devido ao contributo do reboco. Face às análises expostos anteriormente, pode concluir‐se que, do ponto de vista do comportamento mecânico, caso as paredes sejam solicitadas perpendicularmente ao seu plano há grandes vantagens em colocar as armaduras com os losangos dispostos verticalmente. 74 Capítulo 4 – Ensaios Mecânicos Realizados sobre as Paredes de ensaio 75 4. Ensaios Mecânicos Realizados sobre as Paredes de Ensaio 4.1.
Introdução Neste capítulo é descrita a segunda fase da campanha experimental, tendo sido realizados ensaios cíclicos sobre paredes de alvenaria – reforçada e não reforçada, sendo as últimas consideradas modelos de referência. Nesse sentido, foram construídas oito paredes de alvenaria com blocos de betão leve de agregados de argila expandida – blocos termoacústicos do tipo BTA31 (Artebel), cujas características mecânicas são muito próximas às de uma alvenaria fraca a média qualidade (alvenaria ordinária de pedra e/ou tijolo). Seis destes modelos foram reforçados através da aplicação de reboco estrutural, incluindo malha de reforço em aço ou em fibra de vidro. Os restantes dois foram ensaiados sem qualquer reforço de malha, de modo a ser possível avaliar os benefícios das soluções de reforço. Os modelos físicos de ensaio foram idênticos aos pares, permitindo o estudo dos efeitos do reforço a cargas horizontais no plano da parede e perpendicularmente ao mesmo. O atual capítulo encontra‐se subdividido em 3 partes. Na primeira são descritas as soluções de reforço em análise, na segunda sintetiza‐se o procedimento experimental para a realização dos ensaios com a carga horizontal aplicada no plano e perpendicularmente ao plano, e por último relata‐se o comportamento mecânico observado durante os ensaios. Deve ainda referir‐se que os ensaios aqui relatados contaram com a contribuição da empresa BEMPOSTA, SA, que construiu os modelos físicos. Os ensaios experimentais foram realizados no Instituto Superior de Engenharia da Universidade do Algarve. 4.2.
Objetivo Os ensaios experimentais tiveram como objetivo a avaliação do comportamento sísmico de diversas soluções de reforço de paredes estruturais em alvenaria. As várias soluções ensaiadas pretendem cobrir todas as situações mais relevantes – paredes exteriores e interiores do piso térreo e entre pisos – da solução de reforço prescrita para o edifício principal da Escola Tomás Cabreira, em Faro, no âmbito das obras de modernização das escolas do ensino secundário levadas a cabo pelo Parque Escolar, EPE. 4.3.
Descrição dos modelos de ensaio Como atrás referido, e sendo limitado o número de modelos experimentais de parede a construir e ensaiar, optou‐se por cobrir todas as diferentes situações existentes em obra (em termos de pormenorização do reforço), pelo que existe algum prejuízo na representatividade estatística dos resultados dos mesmos. 77 Desta forma, foram construídos e ensaiados quatro pares de modelos de parede, dos quais um foi constituído por modelos não reforçados (modelos UMW – Unreinforced Masonry Wall) e os restantes representaram as diversas situações de reforço. Um dos pares dos modelos reforçados representa o reforço realizado nas paredes exteriores, com malha de fibra de vidro (modelos GRMW – Glass Reinforced Masonry Wall). Os restantes pares representam as duas variantes da solução de reforço das paredes interiores, em que uma situação corresponde à situação de arranque das paredes e a segunda série corresponde à pormenorização adotada entre pisos (modelos SR1MW e SR2MW, respetivamente – Steel Reinforced Masonry Wall). Os modelos de ensaio foram constituídos por uma parede de alvenaria, por uma laje/sapata de betão armado e por um cabeçote. A laje/sapata de betão armado representa a laje de piso/fundação da Escola Tomás Cabreira, em Faro, e o cabeçote serviu para distribuir a carga vertical, uniformizando‐a em toda a extensão da parede. As paredes apresentavam, aproximadamente, 1,00 m x 1,20 m x 0,22 m (altura x largura x espessura). As restantes dimensões do modelo e a disposição do betão armado encontra‐se no Anexo B. 4.3.1. Modelos não reforçados 4.3.1.1.
Modelos UMW Os modelos UMW (figura 4.1) pretendem representar as paredes portantes do edifício da Escola Tomás Cabreira no estado anterior à intervenção em curso, não tendo portanto nenhum reforço aplicado. Contudo, a argamassa de revestimento aplicada nestes modelos foi a mesma argamassa usada nos modelos reforçados, ou seja, uma argamassa com características de resistência superiores às da argamassa original. Julga‐se, portanto, que as resistências obtidas nos ensaios de carga dos modelos UMW serão superiores às dos painéis de parede originais da escola. Este facto foi tido em consideração na comparação dos resultados obtidos nos dois tipos de ensaios e nas conclusões sobre a eficácia das soluções de reforço. A lç a d o
Figura 4.1 – Modelo de ensaio UMW. 78 4.3.2. Modelos reforçados Nas diversas soluções de reforço a aplicar na Escola Tomás Cabreira foi verificado que a malha de aço galvanizado distendido e a malha de fibra de vidro não se estendiam a toda a altura da parede, pelo que existiam zonas de sobreposição de malha, onde acaba uma faixa e começa outra. Desta forma, para os modelos de ensaio serem representativos do reforço aplicado, efetuou‐se uma sobreposição da malha a meia altura da parede, colocando uma chapa metálica de 2 mm de espessura para fixar esta transição. Um outro fator decisivo para a representatividade dos modelos de ensaio foi a localização dos conectores metálicos. Estes foram materializados em aço galvanizado e atravessaram toda a espessura da parede, confinando a mesma. Para a solução escolhida ser representativa da aplicada na Escola havia duas soluções possíveis, podendo estas ser observadas nas figuras 4.2 e 4.3. Solução A
Solução B
Figura 4.2, 4.3 – Soluções possíveis para os conectores metálicos. A solução escolhida foi a A, pois apesar de se prever que ambas as soluções tenham um desempenho semelhante, esta é capaz de ser ligeiramente menos favorável para o reforço, sendo benéfico para a segurança do estudo em causa. No Anexo B encontra‐se o dimensionamento dos modelos de ensaio, assim como os pormenores tipo da sua construção, e no Anexo C as dimensões reais dos modelos de ensaio. Para a aplicação do reforço começou‐se pela execução dos furos, com 10 mm diâmetro, para posterior colocação dos varões roscados de φ8 que confinavam a alvenaria. De seguida, aplicou‐se uma camada de argamassa de reforço, MAXDUR, com 2 cm de espessura, colocou‐se a malha de aço (ou de fibra de vidro) e por último deu‐se nova camada de argamassa, com a mesma espessura que a anterior. 4.3.2.1.
Modelo GRMW Os modelos GRMW representam o reforço efetuado nas paredes exteriores de alvenaria de pedra, sendo que de um lado o reforço foi efetuado com malha de fibra de vidro na face exterior e com malha de aço distendido 79 na face interior. Os modelos têm, portanto, dois tipos de reboco armado nas suas duas faces: um lado com malha de fibra de vidro e no outro com malha de aço distendido. A amarração da parede à laje de fundação ou à laje de piso térreo foi diferenciada dos dois lados. No lado da malha de aço, a amarração aplicada no modelo representa a continuidade de amarração entre os pisos, concebida através dum varão roscado que se prolonga para cima e para baixo do piso (no modelo a parte inferior do varão foi dobrada no interior da laje de betão). No lado da malha de fibra de vidro, a fixação da malha foi feita à fundação da parede através de um sistema contínuo. Assim, no modelo a amarração foi efetuada através do sistema cantoneira‐bucha, como se encontra representado na figura 4.4. L 50x50x5
1'
Chapa e = 5mm
c/ furo Ø10mm
L50x50x5
1
Chapa e = 5mm
c/ furo Ø10mm
Figura 4.4 – Sistema de fixação da malha cantoneira‐bucha. A figura 4.5 representa o reforço aplicado aos modelos GRMW. A lç a d o
Figura 4.5 – Modelo de ensaio GRMW. 4.3.2.2.
Modelo SR1MW Os modelos de ensaio SR1MW são representativos do reforço aplicado nas paredes interiores da escola ao nível do arranque. Os modelos foram reforçados com uma malha galvanizada de aço distendido, em ambos os paramentos da parede. A fixação à laje de piso foi efetuada por um sistema cantoneira‐bucha. O modelo de ensaio encontra‐se representado na figura 4.6. 80 A lç a d o
Figura 4.6 – Modelo de ensaio SR1MW. 4.3.2.3.
Modelos SR2MW Nos modelos SR2MW simulou‐se o reforço aplicado às paredes interiores de um piso intermédio. A malha de reforço utilizada foi de aço distendido galvanizado, nas duas faces da parede, sendo a amarração à laje de piso efetuada através da colocação de varões de aço roscados de 8 mm, que se prolongaram na parede para baixo e para cima da laje de piso. Esta solução será considerada nos locais onde a laje de piso é aligeirada e não é possível fazer a amarração simulada nos modelos SR1MW. No caso dos modelos SR2MW a fixação inferior foi simulada através da amarração por dobragem do varão no interior da laje. Na figura 4.7 encontra‐se representada o modelo de reforço. A lç a d o
Figura 4.7 – Modelo de ensaio SR2MW. 4.4.
Procedimento experimental para a realização dos ensaios mecânicos Para o estudo da eficiência das soluções de reforço estrutural das paredes face à ação sísmica foram considerados dois tipos de carregamento horizontal: (i) cargas aplicadas perpendicularmente ao plano das paredes e (ii) cargas aplicadas no plano das paredes. Os sistemas mecânicos, de ambos os ensaios, foram concebidos tendo em consideração as características geométricas e mecânicas dos modelos de ensaio. 81 4.4.1. Sistema de ensaio e procedimento experimental para os ensaios com a carga horizontal aplicada perpendicularmente ao plano da parede O sistema de ensaio concebido para a realização destes ensaios foi composto por um pórtico de reação metálico, constituído por dois montantes metálicos HEB220, duas travessas HEB200 reforçadas transversalmente, dois perfis UPN220, para a fixação das sapatas dos modelos de ensaio e, ainda, por dois perfis HEB220 reforçados transversalmente que serviam de base. Os perfis UPN220 foram utilizados no sistema de ensaio para evitar que o modo de colapso do modelo de ensaio fosse por rotação de corpo rígido sapara/parede, pelo que foi colocado de forma a impedir que o modelo rodasse sobre a aresta inferior oposta ao macaco hidráulico que aplicava o carregamento horizontal. Estes perfis foram fixos às lajetas de betão dos modelos de ensaio através de varões roscados de diâmetro φ16 que se encontravam fixos por roscas. Os restantes perfis foram fixados entre si por 4 parafusos M24 de classe 8.8. Na figura 4.8 encontra‐se representado o esquema do pórtico de reação. Figura 4.8 – Esquema de ensaio com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. Para estes ensaios, os modelos de ensaio foram solicitados axial e transversalmente, como se pode observar na figura 4.8. A carga axial aplicada tinha como finalidade representar as cargas verticais que descarregavam sobre a parede, confinando a mesma e aumentando a sua resistência ao corte. O seu valor foi constante e de 70 kN, ao qual correspondia uma tensão de 0,25 MPa (valor que se encontra no intervalo de tensões usuais de um edifício de 2 andares). O macaco hidráulico que exercia esta carga encontrava‐se sobre uma viga rígida de distribuição de carga, que por sua vez descarregava sobre uns roletes, de forma a esta ser uniforme em todo a largura da parede. Uma vez que esta viga se podia deslocar transversalmente, foi previsto um sistema de segurança que evitasse a queda da mesma. Os modelos de ensaio foram sujeitos a uma carga horizontal cíclica, com amplitude crescente, representativa da ação sísmica. Esta foi aplicada perpendicularmente ao plano da parede e no topo da mesma, tendo sido 82 utilizada uma chapa para redistribuir a força aplicada localmente. Na figura 4.9 pode observar‐se a história do carregamento imposto. Carga horizontal [kN]
40
35
30
25
20
15
10
5
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
Ciclos
Figura 4.9 – Ciclo de carregamento horizontal nos ensaios com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. As cargas axiais e transversais foram aplicadas às paredes de ensaio por meio de macacos hidráulicos comandados por bombas manuais com uma capacidade máxima de 500 kN. O valor das cargas aplicadas foi controlado e registado através de células de carga, com uma capacidade máxima de 100 kN. A célula de carga axial foi colocada entre o êmbolo do cilindro hidráulico e a rótula de ligação à viga metálica subjacente (figura 4.10), enquanto a célula de carga horizontal foi colocada entre o êmbolo do cilindro hidráulico e a rótula metálica que permitia que a carga fosse aplicada sempre perpendicularmente à parede (figura 4.11). Figura 4.10 – Localização da célula de carga vertical. Figura 4.11 – Localização da célula de carga horizontal. A medição dos deslocamentos foi efetuada com recurso a defletómetros, usualmente designados por transdutores de deslocamentos. Para a medição dos deslocamentos horizontais foi aplicado um transdutor de deslocamentos de fio ao nível da carga, mas na face oposta, da marca TML (curso de 500 mm e precisão de ± 0,01 mm). Uma vez que se pretendia obter o deslocamento horizontal efetivo da parede, foram adicionados transdutores de deslocamentos na base da sapata para medir a rotação da mesma e o seu deslizamento sobre a viga. Os deflectómetros usados foram da marca APEK, com um curso de 25 mm e uma precisão de ± 0,01 mm. 83 Por último, para o registo do deslocamento entre a parede e a sapata foi adicionado um novo transdutor de deslocamentos, ao nível da base da parede, da marca APEK (curso de 25 mm e precisão de ± 0,01 mm). Deste modo, o valor do deslocamento horizontal foi obtido pela subtração do deslocamento provocado pela rotação da sapata, e pela subtração do deslizamento do modelo sobre a viga do pórtico de ensaio. Para a colocação destes dispositivos de medição foi necessário prever a instalação de um sistema auxiliar onde a instrumentação permanecesse fixa. Na figura 4.12 encontra‐se representada a localização da instrumentação utilizada. 1
2
3
Instrumentação:
1
2
3
4
5
6
7
7
6
Célula de carga de 10 ton
Célula de carga de 10 ton
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de fio - 500mm
5
4
Figura 4.12 – Localização esquemática da instrumentação. Para a aquisição de dados foi utilizado um data logger de 8 canais, HBM Spider 8, que registava, e enviava ao computador, a informação recebida pelos dispositivos de medição (células de carga e deflectómetros). O software utilizado para a aquisição de dados foi o programa Catman 4.0 da HBM. 4.4.2. Sistema de ensaio e procedimento experimental para os ensaios com a carga horizontal aplicada no plano da parede Para a realização dos ensaios que permitiram efetuar o estudo da eficiência do reforço às ações horizontais aplicadas no plano da parede foi considerado um sistema de ensaio semelhante ao dos ensaios realizados com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. O sistema de ensaio foi composto por um pórtico metálico de reação, constituído por 4 perfis HEB220 (pilares e vigas). Dois deles (vigas) foram reforçados transversalmente, através de 2 perfis UPN220 que amarraram o modelo de ensaio e por 2 bases HEB220 reforçadas. Tal como nos ensaios referidos anteriormente, os perfis foram fixados através de parafusos M24 (classe 8.8), e os perfis UPN220 que foram amarrados aos modelos de ensaio através de varões de aço roscados de diâmetro Φ16. Na figura 4.13 encontra‐se representado o esquema de ensaio. 84 Figura 4.13 – Esquema de ensaio com a carga aplicada perpendicularmente ao plano da parede. Nestes ensaios as paredes foram solicitadas axial e transversalmente. A carga axial foi aplicada de forma idêntica, sobre uma viga metálica rígida para distribuição de carga. O valor de carga axial a que a parede esteve sujeita foi de 70 kN (equivalente a uma tensão de 0,25 MPa). Este valor, tal como o anterior, foi obtido pela determinação das tensões usuais nas paredes de um piso de 2 andares. Para a aplicação da carga foram utilizados o mesmo macaco hidráulico, manual e igual célula de carga que nos ensaios com a força horizontal perpendicular ao plano da parede. A carga horizontal atuou ciclicamente, simulando a ação sísmica. Esta foi aplicada a meia altura da parede, evitando que o modo de rotura fosse por rotação de corpo rígido. Uma vez que se previa que a resistência das paredes, nesta direção, fosse superior à dos ensaios anteriores utilizou‐se um macaco hidráulico manual com capacidade máxima de 500 kN e uma célula de carga com uma capacidade máxima de 200 kN. A história do carregamento aplicado pode ser observada na figura 4.14. 180
160
Carga horizontal [kN]
140
120
100
80
60
40
20
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21
Ciclos
Figura 4.14 – Ciclo de carregamento horizontal nos ensaios com a carga aplicada no plano da parede. Tal como nos ensaios anteriores, as células de carga foram dispostas entre o êmbolo do cilindro hidráulico e a rótula metálica, que permitia a aplicação da carga perpendicularmente ao plano de carregamento (horizontal e vertical). 85 Os deslocamentos horizontais foram monitorizados através de deflectómetros. Estes foram colocados nas disposições apresentadas na figura 4.15, permitindo, assim, conhecer a deformação horizontal efetiva da parede. Instrumentação:
1
2
3
4
5
6
7
8
1
2
8
3
7
6
Célula de carga de 10 ton
Célula de carga de 20 ton
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 25mm
Deflectómetro de 50mm
Deflectómetro de fio - 500mm
5
4
Figura 4.15 – Representação esquemática da localização da instrumentação utilizada. Os transdutores de deslocamentos que foram colocados na base da parede e na sapata são da marca APEK, com um curso de 25 mm e uma precisão de ±0,01 mm. O transdutor TML disposto ao nível do carregamento horizontal tem um curso de 50 mm e uma sensibilidade de ±0,01 mm. O transdutor de fio, de 500 mm de curso, foi colocado na face da parede, para medir as extensões diagonais da mesma (marca TML). Os instrumentos de medição foram fixos a um sistema auxiliar, independente do pórtico de reação, não sendo, portanto, influenciados pelas eventuais deformações do pórtico. Para o registo dos dados obtidos foi utilizado o mesmo sistema de aquisição de dados, HBM Spider 8, e o mesmo software, Catman 4.0 também da HBM. 4.5.
Comportamento das paredes observado durante os ensaios 4.5.1. Ensaios com a carga horizontal aplicada perpendicularmente à parede 4.5.1.1.
Modelo UMW A campanha experimental iniciou‐se com a realização destes ensaios. Os resultados obtidos serviram de comparação e referência aos restantes ensaios realizados sobre os modelos reforçados. O modelo UMW, não reforçado, não apresentou fissurações visíveis, durante o ensaio, até aproximadamente à rotura, tendo sido, no entanto, observável para um nível de carga horizontal de 11,6 kN. O modo de rotura observado no ensaio foi por fissuração ao nível da base da parede, ou seja, na ligação parede/sapata. Na figura 4.16 está representado o modelo UMW no início do ensaio, e nas figuras 4.17 e 4.18 demonstra‐se o estado aparente do modelo de referência ao longo do ensaio (para um carregamento horizontal de 7,5 kN e de 10 kN, respetivamente). 86 Figura 4.16 – Modelo UMW no início do ensaio. Figura 4.17 – Estado aparente do modelo UMW para um carregamento de 7,5 kN. Figura 4.18 – Estado aparente do modelo UMW para um carregamento de 10 kN. Como se pode verificar, pela observação das figuras a fendilhação de tração surgida na base da parede é pouco visível devido ao acabamento da argamassa. Relativamente ao comportamento do modelo durante o ensaio, pode verificar‐se através do diagrama carga‐
deslocamento obtido (figura 4.19) que o modelo apresentou um comportamento aproximadamente elástico até à rotura. Constata‐se, ainda, que para valores de carga de 11 kN o modelo perde a sua rigidez, deformando‐
se significativamente. Na rotura a parede sofreu um deslocamento horizontal de 6,20 mm. 87 14,0
Força horizontal [kN]
12,0
10,0
8,0
6,0
4,0
2,0
0,0
0,0
1,0
2,0
3,0
4,0
5,0
6,0
Deslocamento horizontal [mm]
7,0
Figura 4.19 – Curva carga horizontal – deslocamento horizontal do modelo UMW. 4.5.1.2.
Modelo GRMW No provete de ensaio GRMW, a malha de fibra de vidro encontrava‐se colocada na face que esteve sujeita à tração e a malha de aço na face à compressão. Na figura 4.20 pode ver‐se uma fotografia do murete de ensaio, imediatamente antes de se iniciar o ensaio. Figura 4.20 – Modelo GRMW imediatamente antes do ensaio. Durante o ensaio aquele modelo demonstrou ser visivelmente mais deformável que o modelo de referência, tendo sido confirmado este facto, posteriormente, através da observação do diagrama carga‐deslocamento horizontal que se encontra na figura 4.21. 88 16,0
Carga horizontal [kN]
14,0
12,0
10,0
8,0
6,0
4,0
2,0
0,0
0,0
2,0
4,0
6,0
8,0
Deslocamento horizontal [mm]
10,0
12,0
Figura 4.21 ‐ Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal do modelo GRMW. O modelo apresentou uma resistência de 14,5 kN, correspondente a um deslocamento horizontal de 10,42 mm. Julga‐se que o modo de rotura tenha sido devido à cedência da malha de fibra de vidro, uma vez que a fissuração surgiu na zona superior das cantoneiras que efetuavam a ligação da malha à sapata. Nas figuras 4.22, 4.23, 4.24 e 4.25 pode‐se observar a fendilhação que se desenvolveu na parede de ensaio. Figura 4.22, 4.23, 4.24 e 4. 25 – Modo de rotura do modelo GRMW, no ensaio de flexão. 4.5.1.3.
Modelo SR1MW Durante o ensaio, o modelo SR1MW demonstrou ser significativamente mais deformável que os modelos referidos anteriormente. A fissuração surgiu gradualmente ao longo do ensaio, e ia aumentando de comprimento e abertura à medida que se aproximava da carga de rotura. Esta ocorreu para um valor de 17,2 kN de força horizontal, à qual correspondeu a um deslocamento horizontal de 23,68 mm. 89 Figura 4.26 – Modelo SR1MW imediatamente antes do Figura 4.27 – Deformação do provete SR1MW para o início do ensaio. carregamento máximo. Na figura 4.26 e 4.27 encontra‐se representado o modelo imediatamente antes do ensaio e a sua deformação pós‐rotura, enquanto nas figuras 4.28, 4.29 e 4.30 pormenoriza‐se a fendilhação surgida na base da parede de ensaio. Figura 4.28, 4.29 e 4.30– Fendilhação na base da parede de ensaio SR1MW. No decorrer do ensaio verificou‐se que o modelo em análise apresentou uma quebra da capacidade resistente, aumentando consideravelmente a sua deformação. Contudo, após a insistência no aumento da carga horizontal, devido à inclinação da parede que fez com que a carga vertical aumentasse, a parede apresentou novamente rigidez transversal. Desta forma, no ciclo de carga seguinte, foi efetuado um descarregamento da carga vertical para o patamar desejado – 70 kN. Na figura 4.31 encontra‐se o diagrama carga‐deslocamento horizontal onde se pode confirmar o referido. 90 20
Carga horizontal [kN]
18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
0
5
10
15
20
25
Deslocamento horizontal [mm]
30
Figura 4.31 – Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal do modelo SR1MW. 4.5.1.4.
Modelo SR2MW O modelo de ensaio SR2MW revelou‐se mais dúctil que o modelo de referência, apresentando no entanto uma resistência a cargas horizontais muito superior. A deformação máxima observada na rotura foi de aproximadamente 22 mm, podendo esta ser visível na figura 4.32. Figura 4.32 – Deformação na rotura do modelo SR2MW. O modelo começou por apresentar fendilhação junto à ligação da malha à lajeta, para um nível de carregamento de cerca de 25 kN. No entanto, a rotura apenas surgiu para um valor de aproximadamente 33 kN. Pela observação das figuras 4.33 e 4.34 vê‐se o estado aparente da parede aquando da rotura. 91 Figura 4.33 e 4.34– Modo de rotura do modelo SR2MW. O gráfico carga‐deslocamento horizontal (figura 5.35) permite verificar que a perda de rigidez deste modelo é mais gradual, permitindo, no entanto, resistir a uma carga horizontal superior, apesar de inferior à dos restantes modelos. 35
Carga horizontal [kN]
30
25
20
15
10
5
0
0
5
10
15
20
25
Desamento horizontal [mm]
30
Figura 4.35 – Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal do modelo SR2MW. 4.5.1.5.
Síntese dos resultados obtidos Em resumo, verifica‐se que as diferentes soluções de reforço conduzem a uma significativa melhoria do desempenho das paredes, quando solicitadas perpendicularmente ao seu plano, no que diz respeito à sua capacidade resistente e, sobretudo, em termos de capacidade de deformação. Constata‐se, também, que os benefícios em termos de acréscimo de resistência são um pouco irregulares. Efetivamente, num dos modelos reforçados (GRMW) o acréscimo de resistência não é muito expressivo (cerca de 25%), enquanto que nos outros dois (SR1MW e SR2MW) a resistência aumenta praticamente 100%. 92 4.5.2. Ensaios com a carga horizontal aplicada no plano da parede 4.5.2.1.
Modelo UMW O murete de referência, face à ação da carga horizontal no seu plano, apresentou uma rigidez transversal consideravelmente mais elevada do que na situação de carregamento horizontal perpendicular ao plano da parede. Sendo esta rigidez muito superior, os deslocamentos horizontais da parede não foram visíveis ao longo do ensaio. Na figura 4.36 encontra‐se o modelo UMW no 7º ciclo, para um carregamento de 25 kN. Figura 4.36 – Estado aparente do modelo UMW no 7ºciclo. Pela análise do gráfico carga horizontal‐deslocamento horizontal do murete (figura 4.37) verifica‐se que o modelo UMW apresentou uma rigidez constante ao longo do ensaio, tendo uma quebra da mesma na carga de rotura (80,5 kN). A partir deste instante o modelo começou a apresentar deformações mais elevadas, sendo o valor do deslocamento horizontal de 0,95 mm para a carga de rotura. 90
Carga horizontal [kN]
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Deslocamento horizontal [mm]
1,2
1,4
Figura 4.37 – Gráfico carga horizontal‐deslocamento horizontal do modelo UMW. O modo de rotura do modelo de ensaio foi por corte através da abertura de duas fendas diagonais, uma em cada uma das faces (figuras 4.38, 4.39, 4.40 e 4.41). 93 Figura 4.38, 4.39, 4.40 e 4.41– Modo de rotura do provete UMW. Fendas diagonais nos dois paramentos. 4.5.2.2.
Modelo GRMW O provete GMRW apresentou um comportamento relativamente mais rígido, com uma resistência ao corte consideravelmente superior à do modelo de referência (UMW). Este modelo não revelou fendilhação significativa até um carregamento de 100 kN, surgindo posteriormente fendas ao nível da base. Contudo, o modelo continuou a resistir aos diversos ciclos de carga a que foi sujeito, atingindo a rotura por corte (com o aparecimento de uma fenda diagonal na face com malha de fibra de vidro). Nas figuras seguintes pode observar‐se o estado aparente da parede de ensaio em diversos ciclos de carregamento. Na figura 4.42, o modelo encontrava‐se no 16º ciclo, ao qual correspondia uma carga máxima de 80 kN, sem apresentar sinais de fendilhação. Na figura 4.43, verifica‐se que o modelo apresentou fendas junto à base, na ligação da malha à lajeta, para uma carga de 120 kN (19º ciclo). Por último, na figura 4.44, encontra‐se o modo de rotura observado na parede de ensaio GRMW, sendo atingido para um carregamento de 161 kN. 94 Figura 4.42 – Modelo GRMW no 16º ciclo (carga máxima Figura 4.43 – Modelo GRMW no 19º ciclo (carga máxima de 80 kN). de 120 kN). Figura 4.44 – Modo de rotura no provete GRMW. O comportamento mecânico do modelo de ensaio pode ser observado através da curva de evolução da força horizontal em função do deslocamento horizontal (vd. figura 4.45). Como se pode verificar, o modelo apresentou reduzidos valores de deslocamento horizontal, pelo que apresenta uma rigidez transversal elevada em relação à do modelo de referência. No instante da rotura, registou‐se no modelo um valor de 3,29 mm para o deslocamento horizontal. Carga horizontal [kN]
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 4.45 – Curva carga horizontal‐deslocamento horizontal do modelo GRMW. 95 4.5.2.3.
Modelo SR1MW O modelo SR1MW, reforçado com malha de aço galvanizado distendido em ambas as faces, demonstrou ser bastante mais rígido que os modelos descritos anteriormente. Neste ensaio o modo de rotura ocorreu por escorregamento/deslizamento na interface entre a parede e a lajeta de base. Através das figuras 4.46 e 5.47 pode verificar‐se que o modelo começou a fendilhar para uma carga horizontal de 100 kN, estando representado o estado aparente da parede para um carregamento de 100 kN e 120 kN, respetivamente. Como se pode observar, as fendas surgiram na base da parede ao nível da ligação parede/lajeta. Figura 4. 46 – Estado aparente do modelo SR1MW Figura 4. 47 – Estado aparente do modelo SR1MW aos 100 kN. aos 120 kN. A resistência do modelo para as forças horizontais aplicadas no plano da parede foi de 141 kN, à qual correspondeu um deslocamento horizontal de 5,35 mm. O comportamento mecânico do modelo de ensaio encontra‐se na figura 4.48. Este permite concluir que o modelo, em fase elástica, apresentou uma rigidez consideravelmente superior que o modelo de referência, e que para uma carga aproximada de 100 kN o modelo perde consideravelmente a sua rigidez, deformando‐se bastante para pequenos aumentos de carga horizontal. Carga horizontal [kN]
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0
1
2
3
4
5
6
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 4. 48 – Gráfico carga‐deslocamento horizontal do modelo SR1MW. 96 O modo de rotura, tal como previsto aos 120 kN, foi por deslizamento entre a parede reforçada e a lajeta, aparecendo fendilhação ao longo de toda a base da parede. Nas figuras 4.49, 4.50, 4.51 e 4.52 mostra‐se a fendilhação surgida ao longo do último ciclo de carregamento dando origem à rotura. Figura 4.49, 4.50, 4.51 e 4.52– Modo de rotura do provete SR1MW. Fendilhação na base da parede. 4.5.2.4.
Modelo SR2MW No decorrer do ensaio, o modelo SR2MW demonstrou ter uma rigidez transversal semelhante à do modelo de referência, uma vez que os deslocamentos horizontais sofridos apresentaram uma mesma ordem de grandeza em cada ciclo. A rotura foi localizada e deu‐se ao 20º ciclo para um carregamento de 152 kN. Esta ocorreu prematuramente por esmagamento da zona diretamente carregada (figuras 4.53, 4.54, 4.55 e 4.56), fenómeno semelhante ao punçoamento. Neste caso, a chapa de distribuição de carga perfurou a parede. Figura 4.53, 4.54, 4.55 e 4.56– Modo de rotura do provete SR2MW. 97 Na figura 4.57 pode observar‐se o comportamento da parede de ensaio, através do gráfico força horizontal‐
deslocamento horizontal. Pela análise do diagrama verifica‐se que o modelo não apresentou uma quebra de rigidez transversal significativa, demonstrando que, se não ocorresse rotura local, o modelo continuaria a resistir à carga horizontal aplicada. A rotura local manifesta‐se no diagrama através de uma linha vertical (onde se constata que a resistência da parede após a rotura local fica pelos 120 kN e que o modelo não sofre deslocamentos horizontais). Desta forma, pode dizer‐se que é expectável que o modelo SR2MW apresente uma maior resistência a cargas horizontais aplicadas no plano da parede face à ação sísmica, pois este modo de rotura não existirá. Carga horizontal [kN]
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
Deslocamento horizontal [mm]
2,8
Figura 4. 57 – Gráfico carga‐deslocamento horizontal do modelo SR2MW. 4.5.2.5.
Síntese dos resultados obtidos Procurando sumarizar os resultados dos ensaios para ações horizontais no plano das paredes, verifica‐se que são muito significativos os benefícios das diversas soluções variantes de reforço estudadas, tanto em termos de capacidade de deformação das paredes como em termos de resistência última. A capacidade de deformação aumentou sempre em mais de 100%, enquanto que a resistência aumentou sensivelmente para o dobro. O modo de rotura foi igualmente alterado em algumas das soluções de reforço estudadas. 4.6.
Comentários ao Capítulo 4 Conforme detalhado anteriormente, foi confirmado, experimentalmente, que as diferentes variantes – paredes exteriores ou interiores, piso térreo ou pisos superiores – previstas para o reforço sísmico das paredes de alvenaria da Escola Secundária Tomás Cabreira cumprem com os objetivos estabelecidos. Esses referem‐se à melhoria da capacidade de deformação e da resistência das paredes reforçadas, tomando como referência, conservativa (porque acaba por apresentar lâminas de reboco estrutural em ambas as faces), os resultados dos 98 modelos não reforçados (UMW). Pode ainda afirmar‐se que as melhorias são mais consistentes e inequívocas no caso dos modelos ensaiados no seu próprio plano, embora se manifestem também de forma conclusiva para os modelos ensaiados perpendicularmente ao seu plano. Relativamente ao andamento invulgar dos diagramas força‐deslocamento em alguns ensaios (por exemplo, no modelo SR1MW ensaiado com a força horizontal a atuar na direção perpendicularmente ao plano da parede de alvenaria) julga‐se que se deve à limitação d os ensaios terem sido conduzidos com controlo de forças (e não, como seria desejável, com controlo de deslocamentos). De forma genérica verifica‐se que as várias regras de pormenorização previstas demonstraram atingir os objetivos propostos, permitindo de forma evidente a mobilização das lâminas de reforço a instalar em ambas as faces das paredes a reforçar. Contudo, deve‐se ainda referir que a decisão de cobrir todas as variantes no caso em estudo, em termos da pormenorização da solução de reforço de paredes, levou a que não tivessem havido ensaios repetidos. Admitindo‐se portanto que algumas das conclusões anteriormente apresentadas poderiam ser diferentes caso se tivesse optado por realizar ensaios repetidos (naturalmente com menos variantes em termos de pormenorização). 99 Capítulo 5 – Análise dos Resultados dos Ensaios Mecânicos sobre as Paredes 101 5. Análise dos Resultados dos Ensaios Mecânicos sobre as Paredes 5.1.
Introdução Neste capítulo faz‐se a análise de resultados dos ensaios descritos no capítulo anterior, sendo estes apresentados pela mesma ordem. Compara‐se os diversos métodos de reforço estrutural aplicado, em cada uma das direções de carga horizontal e compara‐se o aumento de rigidez e resistência, em cada direção, para cada modelo de ensaio. Desta forma, para cada um dos ensaios são apresentados: (i)
Gráficos de força horizontal – deslocamento horizontal para cada um dos ciclos de ensaio; (ii)
Forças verticais médias para cada ciclo de ensaio; (iii)
Forças horizontais máximas (Fh,max) e deslocamentos correspondentes a Fh,max (δHF,max) para cada ciclo de ensaio; (iv)
Rigidez transversal de todos os modelos de ensaio foi calculada de acordo com a expressão: 1
(5.1)
Em que FH corresponde à carga horizontal aplicada e δH o deslocamento elástico correspondente (
(v)
). Energia dissipada por deformação (Ediss) calculada até à obtenção de Fh,max e até 85%Fh,max1, calculada a partir dos diagramas força horizontal‐deslocamento horizontal, de acordo com a expressão: 2
.
(5.2)
Em que Ediss é a energia dissipada por deformação; Fi e Fi‐1 as forças horizontais aplicadas nas paredes, e δi e δi‐1 os deslocamentos correspondentes. O índice i corresponde a cada uma das leituras da instrumentação. (vi)
Gráfico de Energia dissipada acumulada por ciclo Nos ensaios em que a carga horizontal é aplicada no plano da parede, caso seja relevante, é ainda referido a dimensão da fenda diagonal. Por fim, é efetuada uma comparação dos resultados experimentais com os obtidos teoricamente através da norma italiana OPCM 3274/3431 [34]. 1
A energia de deformação é calculada para dois níveis de carga, um até à força máxima, identificada como Fh,max, e outro com uma perda de resistência de 15% em relação àquele valor, identificados por 85%Fh,max 103 5.2.
Análise dos resultados dos ensaios com a carga horizontal aplicada perpendicularmente ao plano da parede 5.2.1. Modelo UMW – modelo de referência Nas figuras 5.1 e 5.2 e na tabela 5.1 apresenta‐se o diagrama carga horizontal – deslocamento horizontal da parede de ensaio nos diversos ciclos, o gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos e o comportamento mecânico do modelo de ensaio em cada ciclo, respetivamente. Tabela 5.1 ‐ Comportamento mecânico do modelo de ensaio UMW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med [kN] Fh, Max
[kN] δH
[mm] 1 69,05 2,00 0,113 2 68,09 3,13 0,193 3 67,35 5,17 0,296 4 66,79 7,57 0,533 5 66,34 10,04 0,926 6 68,93 11,63 6,198 Carga horizontal [kN]
14
12
Ciclo 1
10
Ciclo 2
8
Ciclo 3
6
Ciclo 4
4
Ciclo 5
2
Ciclo 6
0
0
2
4
6
8
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 5.1 ‐ Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal para os diversos ciclos de carregamento Energia dissipada acumulada [kN.mm]
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
4
4,5
5
5,5
ciclo
Figura 5.2 ‐ Energia dissipada acumulada no modelo UMW 104 6
Na tabela 5.2 encontra‐se o valor da rigidez transversal da parede de ensaio, o valor da energia dissipada para FHmax e para 85%FHmax, e o coeficiente de ductilidade determinado. Tabela 5.2 ‐ Resultados do ensaio experimental do modelo UMW Ktransv. [kN/mm] 17,67 Ediss. 100%
[kN.mm] 66,44
Ediss. 85%
[kN.mm] 66,68
Análise de resultados O modelo de referência demonstrou ser consideravelmente rígido para valores de carga horizontal reduzidos. Esta rigidez é perdida ao longo do ensaio, tendo como valor de força horizontal de transição da fase elástica para a fase de plástica de 7,5 kN, aproximadamente. Relativamente à dissipação de energia acumulada, através do respetivo gráfico, verifica‐se que é no último ciclo de carregamento que o modelo dissipa mais energia por deformação. Este facto era esperado uma vez que o modelo perde rigidez e apresenta maiores deformações para incrementos de carga horizontal. De notar que ao considerar‐se os efeitos de segunda ordem na parede, a força horizontal resistente toma o valor de 12,06 kN. 5.2.2. Modelo GRMW Os valores de carga vertical média, carga horizontal máxima e respetivo deslocamento horizontal para cada ciclo estão na tabela 5.3. Tabela 5.3 ‐ Comportamento mecânico do modelo de ensaio GRMW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med
[kN] Fh, max
[kN] δH
[mm] 1 69,84 2,15 0,129 2 69,07 3,58 0,240 3 68,73 4,16 0,293 4 68,39 6,14 0,425 5 68,14 7,77 0,585 6 67,93 10,08 1,142 7 68,16 12,58 2,805 8 72,74 14,45 10,421 O diagrama carga horizontal‐deslocamento horizontal por ciclo encontra‐se na figura 5.3 e a energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos na figura 5.4 105 16
Ciclo 1
14
Carga horizontal [kN]
Ciclo 2
12
Ciclo 3
10
Ciclo 4
8
Ciclo 5
6
Ciclo 6
4
Ciclo 7
2
Ciclo 8
0
0
2
4
6
8
10
12
Deslocamento horizontal [mm]
Energia dissipada acumulada [kN.mm]
Figura 5.3 ‐ Gráfico carga horizontal ‐ deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo GRMW 180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
ciclo
9
Figura 5.4 ‐ Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo GRMW O valor da rigidez transversal encontra‐se na tabela 5.4, assim como o valor da energia dissipada por deformação para 100%FHmax e para 85%FHmax. Tabela 5.4 ‐ Resultados do ensaio experimental do modelo GRMW Ktransv. [kN/mm] 18,88 Ediss 100%
[kN.mm] 140,81
Ediss 85%
[kN.mm] 152,74
Análise de Resultados Pela observação dos resultados obtidos, constata‐se que o modelo GRMW apresenta um aumento de 25% na resistência a forças horizontais aplicadas no plano. A rigidez transversal do modelo reforçado com fibra de vidro é um ligeiramente superior à do modelo de referência, no entanto foi denotada uma perca de rigidez ao longo do ensaio através da deformação visualizada. 106 O valor de força horizontal resistente da parede GRMW reforçada, considerando os efeitos de 2ªordem, toma o valor de 15,20 kN. O modelo de reforço em estudo revela um aumento considerável da energia dissipada por deformação, sendo esta essencialmente acumulada nos últimos ciclos de ensaio. 5.2.3. Modelo SR1MW Os resultados experimentais obtidos encontram‐se resumidos na tabela 5.5 para cada um dos ciclos de carregamento. Na figura 5.5 encontra‐se o gráfico carga horizontal‐deslocamento horizontal por ciclo e na figura 5.6 o gráfico de energia dissipada acumulada por ciclo. Tabela 5.5 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR1MW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med
[kN] Fh, Max
[kN] δH
[mm] 1 69,25 3,48 0,410 2 68,74 3,15 0,308 3 68,40 5,01 0,748 4 67,94 7,56 2,087 5 69,61 10,20 7,197 6 72,31 10,90 8,730 7 75,04 12,55 16,452 8 78,05 15,19 20,749 9 85,69 17,23 23,677 20
ciclo 1
18
ciclo 2
Carga horizontal [kN]
16
14
ciclo 3
12
ciclo 4
10
ciclo 5
8
ciclo 6
6
ciclo 7
4
ciclo 8
2
0
ciclo 9
0
5
10
15
20
Deslocamento horizontal [mm]
25
30
Figura 5.5 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo SR1MW 107 Energia dissipada acumulada [kN.mm]
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
1
2
3
4
ciclo
5
6
7
8
9
10
Figura 5.6 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR1MW Na tabela 5.6 encontra‐se o valor da rigidez transversal da parede de ensaio, o valor da energia dissipada para FHmax e para 85%FHmax. Tabela 5.6 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR1MW Ktransv. [kN/mm] 8,47 Ediss 100%
[kN.mm] 312,20
Ediss 85%
[kN.mm] 357,15
Análise de Resultados Pela observação dos resultados obtidos verifica‐se que o modelo de ensaio reforçado com malha de aço SR1MW apresenta uma rigidez transversal, consideravelmente inferior à do modelo de referência UMW, obtendo‐se, portanto, valores superiores de deformação. Através do gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal constata‐se, ainda, que o modelo perde bastante rigidez no 5ºciclo de carga. Apesar da rigidez transversal do modelo reforçado ser inferior, este apresentou um aumento de resistência a cargas horizontais. Ao se considerar os efeitos de 2ªordem, verifica‐se que a força horizontal resistente é de 19,26 kN. Em relação à dissipação de energia, o modelo reforçado demonstrou ser mais eficaz, dissipando quatro vezes mais energia que o modelo de referência. 5.2.4. Modelo SR2MW Os valores médios da força vertical, os máximos da força horizontal e o respetivo deslocamento horizontal em cada ciclo estão sintetizados na tabela 5.7. 108 Tabela 5.7 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR2MW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med
[kN] Fh, Max
[kN] δH
[mm] 1 70,29 3,24 0,163 2 69,72 4,35 0,287 3 69,40 5,05 0,395 4 69,17 7,48 0,888 5 68,90 10,04 1,328 6 68,87 12,53 1,844 7 68,83 15,33 2,976 8 68,96 17,52 4,094 9 68,92 20,13 5,097 10 69,29 22,63 6,284 11 70,30 25,18 9,406 12 72,19 27,86 11,867 13 75,71 30,03 16,312 14 81,15 33,12 22,230 Na figura 5.7 apresenta‐se o gráfico carga horizontal‐deslocamento horizontal por ciclo e verifica‐se que a rigidez transversal do modelo é perdida de forma constante, não existindo portanto uma queda abrupta. 35
ciclo 1
Carga horizontal [kN]
30
ciclo 2
ciclo 3
25
ciclo 4
ciclo 5
20
ciclo 6
ciclo 7
15
ciclo 8
ciclo 9
10
ciclo 10
ciclo 11
5
ciclo 12
ciclo 13
0
0
5
10
15
20
25
30
Deslocamento horizontal [mm]
ciclo 14
Figura 5.7 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo SR2MW O diagrama de energia dissipada acumulada por deformação encontra‐se representado na figura 5.8 realçando que é nos últimos ciclos que se dissipa maior quantidade de energia por deformação. 109 Energia dissipada acumulada [kN.mm]
800
700
600
500
400
300
200
100
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 11 12 13 14 15
ciclo
Figura 5.8 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR2MW Na tabela 5.8 sintetiza‐se os valores de energia dissipada para 100%FHmax e para 85%FHmax, assim como a rigidez transversal do modelo. Tabela 5.8 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR2MW Ktransv. [kN/mm] 19,89 Ediss 100%
[kN.mm] 692,73
Ediss 85%
[kN.mm] 720,50
Análise de resultados Se no modelo em estudo, se considerar o efeito de 2ªordem na parede, verifica‐se que o modelo apresenta uma resistência a forças horizontais de 34,92 kN. Através da análise dos resultados conclui‐se que o modelo reforçado com malha de aço SR2MW apresenta uma rigidez transversal ligeiramente superior à do modelo de referência. O modelo de reforço em estudo apresenta, ainda, uma maior resistência a cargas horizontais perpendiculares ao plano, sendo o seu valor três vezes superior ao do modelo de referência. Apesar do modelo SR2MW é mais rígido que o de referência na fase elástica, a sua deformação na rotura é bastante superior, garantindo uma dissipação de energia por deformação dez vezes superior. Assim sendo, pode‐se concluir que o modelo de reforço em estudo apresenta uma melhoria significativa no comportamento mecânico das paredes de alvenaria face a ações horizontais perpendiculares ao plano da parede. 5.2.5. Síntese/Comparação dos resultados obtidos Pela observação da tabela 5.9 verifica‐se que o modelo SR2MW apresenta uma resistência a forças horizontais muito superior à dos restantes modelos reforçados. No entanto, a deformação horizontal correspondente à rotura é ligeiramente inferior à do modelo SR1MW, mas consideravelmente superior à do modelo de referência. 110 A rigidez transversal dos modelos reforçados GRMW e SR2MW é ligeiramente superior à do modelo de referência, e a do modelo SR1MW é consideravelmente inferior, detendo o menor valor de rigidez transversal. Relativamente à energia dissipada por deformação, os modelos reforçados apresentam melhorias significativas neste campo, sendo o seu valor muito superior ao do modelo de referência. O modelo SR2MW é o que apresenta maior dissipação de energia por deformação, sendo dez vezes superior ao do modelo UMW. No modelo SR1MW o valor obtido também é bastante elevado, sendo cinco vezes superior ao do modelo de referência. Tabela 5.9 – Síntese dos resultados obtidos nos diversos modelos de ensaio Modelo UMW GRMW SR1MW
SR2MW
FHmax [kN] 11,63 14,45 17,23 33,12 δHF,max
[mm] 6,20
10,42
23,68
22,23
Ktransv. [kN/mm] 17,67
18,88
8,47
19,89
Ediss 100%
[kN.mm] 66,44
140,81
312,20
692,73
Ediss 85% [kN.mm] 66,68 152,74 357,15 720,50 5.3.
Análise dos resultados dos ensaios com a carga horizontal aplicada no plano da parede 5.3.1. Modelo UMW Na tabela 5.10 apresenta‐se o comportamento mecânico da parede de referência UMW para cada ciclo de ensaio, verificando‐se que a força horizontal máxima se obteve no 15º ciclo. Tabela 5.10 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio UMW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med [kN] Fh, Max
[kN] δH
[mm] 1 69,04 4,27 0,014 2 68,54 5,12 0,013 3 68,09 7,77 0,019 4 67,84 10,13 0,029 5 67,36 15,17 0,080 6 67,02 20,21 0,187 7 66,24 25,12 0,256 8 66,05 30,20 0,302 9 65,90 35,09 0,377 10 65,41 40,46 0,406 11 65,50 45,31 0,489 12 65,28 50,41 0,548 13 64,65 60,51 0,703 14 64,80 70,66 0,849 15 67,45 80,47 0,953 16 69,35 77,22 1,019 111 O diagrama de carga horizontal aplicada – deslocamento horizontal sofrido, por ciclo, encontra‐se representado na figura 5.9. Ciclo 1
90
Ciclo 2
Carga horizontal [kN]
80
Ciclo 3
Ciclo 4
70
Ciclo 5
60
Ciclo 6
Ciclo 7
50
Ciclo 8
40
Ciclo 9
Ciclo 10
30
Ciclo 11
20
Ciclo 12
Ciclo 13
10
Ciclo 14
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,2
Ciclo 15
1,4
Ciclo 16
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 5.9 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo UMW Na figura 5.10 expõe‐se o gráfico de energia dissipada acumulada por deformação, obtendo‐se os valores apresentados na tabela 5.11 onde se apresenta os resultados obtidos. 100
Energia dissipada acumulada[kN.mm]
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 11 12 13 14 15 16
Ciclos
Figura 5.10 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo UMW Tabela 5.11 – Resultados do ensaio experimental do modelo UMW Ktransv. [kN/mm] 296,34 Ediss 100%
[kN.mm] 82,77
Ediss 85%
[kN.mm] 93,75
É, ainda de referir, que a largura da fenda diagonal formada era reduzida, sendo da ordem de grandeza da resolução do transdutor de deslocamentos utilizado. O seu afastamento máximo foi aproximadamente 0,065 mm. 112 Análise de resultados Pela análise dos resultados obtidos verifica‐se que a parede de referência quando sujeita a cargas horizontais no plano da parede é substancialmente mais rígida do que quando sujeita a forças horizontais perpendiculares ao plano da mesma. Através do diagrama carga horizontal‐deslocamento horizontal constata‐se que o ponto de transição da fase elástica para a fase plástica se encontra aproximadamente aos 10 kN, onde é visível uma elevada mudança de rigidez no modelo. Relativamente à dissipação de energia acumulada por deformação observa‐se que este valor aumenta exponencialmente, pelo que quanto maior for o deslocamento horizontal do modelo maior a dissipação de energia. Em comparação com os valores obtidos no ensaio com o carregamento horizontal perpendicular ao plano da parede, verifica‐se que este valor é ligeiramente superior. 5.3.2. Modelo GRMW O modelo GRMW neste ensaio demonstrou um aumento significativo na resistência a cargas horizontais no plano da parede. O comportamento mecânico do modelo durante o ensaio encontra‐se sintetizado na tabela 5.12 e representado na figura 5.11. Tabela 5.12 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio GRMW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med
[kN] Fh, Max
[kN] δH
[mm] 1 69,51 4,35 0,016 2 69,00 5,17 0,080 3 68,68 7,84 0,112 4 68,41 10,37 0,131 5 68,30 12,62 0,155 6 68,12 15,06 0,182 7 67,88 20,28 0,262 8 67,84 25,43 0,327 9 67,74 30,10 0,403 10 67,29 35,32 0,456 11 67,31 40,24 0,545 12 66,79 46,49 0,671 13 65,91 50,23 0,791 14 65,79 60,45 0,939 15 65,73 70,51 1,112 16 65,55 80,63 1,333 17 65,88 90,64 1,608 18 65,63 101,01 1,957 19 67,49 121,43 2,436 20 68,14 141,25 2,975 21 74,94 160,76 3,295 22 83,40 156,31 3,909 113 180
Ciclo 1
Ciclo 2
Ciclo 3
Ciclo 4
Ciclo 5
Ciclo 6
120
Ciclo 7
Ciclo 8
100
Ciclo 9
Ciclo 10
80
Ciclo 11
Ciclo 12
60
Ciclo 13
Ciclo 14
40
Ciclo 15
Ciclo 16
20
Ciclo 17
Ciclo 18
Ciclo 19
Ciclo 20
Ciclo 21
Ciclo 22
Carga horizontal [kN]
160
140
0
0
2
4
6
8
10
12
14
16
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 5.11 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo GRMW A energia dissipada acumulada por deformação, tal como nos modelos de referência apresenta um comportamento exponencial, tendo o seu máximo a 85%FHmax. O diagrama pode ser visualizado através da figura 5.12. Energia dissipada acumulada [kN.mm]
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22
Ciclos
Figura 5.12 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo GRMW A tabela 5.13 dispõe os resultados obtidos no ensaio experimental. Tabela 5.13 – Resultados do ensaio experimental do modelo GRMW Ktransv. [kN/mm] 290,52 Ediss 100%
[kN.mm] 416,18
Ediss 85%
[kN.mm] 453,54
A fenda diagonal que surgiu durante o ensaio, tal como no ensaio UMW, apresentou um afastamento máximo da ordem dos 0,005 mm. O diagrama obtido não é aqui representado uma vez que a largura da fenda toma valores da ordem da resolução do transdutor de deslocamentos. 114 Análise de resultados Analisando os resultados obtidos neste ensaio experimental verifica‐se que o modelo reforçado com malha de fibra de vidro numa das faces e malha de aço galvanizado distendido na outra face apresenta o dobro da resistência a forças horizontais cíclicas no plano da parede. É ainda de realçar que a rigidez transversal do modelo é ligeiramente inferior à do modelo de referência. Este modelo de reforço apresenta melhores características mecânicas relativamente à capacidade de dissipação de energia por deformação. Esta característica é aumentada 400%. Desta forma, pode‐se concluir que as paredes de alvenaria quando reforçadas por este método apresentam características mecânicas são substancialmente melhores. 5.3.3. Modelo SR1MW Na tabela 5.14 indica‐se as forças verticais médias, a força horizontal máxima e o respetivo deslocamento horizontal registado em cada ciclo de deslocamentos. Tabela 5.14 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR1MW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med
[kN] Fh, Max
[kN] δH
[mm] 1 68,81 4,59 ‐0,002 2 68,41 5,28 ‐0,001 3 68,31 7,55 0,007 4 68,10 10,30 0,018 5 68,04 15,10 0,034 6 68,26 20,40 0,083 7 67,89 25,14 0,116 8 68,14 30,25 0,149 9 68,31 35,26 0,198 10 67,98 40,55 0,234 11 68,53 45,31 0,281 12 68,23 50,54 0,340 13 68,66 60,02 0,425 14 68,72 70,82 0,543 15 69,59 84,10 0,709 16 69,95 90,10 0,784 17 70,48 100,78 0,950 18 75,77 120,81 1,605 19 81,13 141,83 5,349 A figura 5.13 permite concluir que houve uma elevada perda de rigidez no ensaio aos 120 kN/mm, contudo o modelo continuou a apresentar resistência a forças horizontais. 115 160
140
Carga horizontal [kN]
120
Ciclo 1
Ciclo 2
Ciclo 3
Ciclo 4
Ciclo 5
Ciclo 6
100
Ciclo 7
Ciclo 8
80
Ciclo 9
Ciclo 10
60
Ciclo 11
Ciclo 12
40
Ciclo 13
Ciclo 14
20
Ciclo 15
Ciclo 16
Ciclo 17
Ciclo 18
0
0
1
2
3
4
5
6
Ciclo 19
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 5.13 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo SR1MW O gráfico de energia dissipada acumulada demonstra que a energia acumulada nos primeiros ciclos de ensaio é Energia dissipada acumulada [kN.mm]
reduzida face à dos últimos ciclos, podendo este facto ser constatado na figura 5.14. 800
700
600
500
400
300
200
100
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21
Ciclos
Figura 5.14 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR1MW Na tabela 5.15 sintetiza‐se os resultados obtidos experimentalmente. Tabela 5.15 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR1MW Ktransv. Ediss 100% Ediss 85% [kN/mm] [kN.mm] [kN.mm] 474,04 699,56 743,63 Análise de resultados Pela análise dos resultados obtidos verifica‐se que o modelo SR1MW apresenta um considerável aumento de resistência a forças horizontais face ao modelo de referência, o aumento é de 75%. A rigidez transversal deste modelo é substancialmente superior à do modelo de referência, sendo o seu valor de 474,04 kN/mm ao invés de 296,94 kN/mm. Contudo pela análise do diagrama força horizontal‐
116 deslocamento horizontal (figura 5.13) conclui‐se que o modelo apresenta diversas quebras de rigidez transversal, sendo a mais acentuada aos 120 kN, no entanto permanece com resistência a forças horizontais sofrendo elevados deslocamentos. Julga‐se que o modelo apresenta este significativo aumento de deslocamentos horizontais devido ao seu modo de rotura, deslizamento entre a parede e a lajeta de betão, que é diferente do obtido no modelo de referência, rotura por corte com aparecimento de 2 fendas diagonais. Uma vez que o modelo de ensaio SR1MW apresentou continuamente resistência a forças horizontais com elevados deslocamentos horizontais, o modelo dissipou bastante energia por deformação. Este valor é 8 vezes superior ao obtido no modelo UMW. Desta forma, pode‐se concluir que este método de reforço sísmico de paredes de alvenaria melhora as características mecânicas da parede, sendo de realçar o substancial melhoramento da capacidade de dissipação de energia por deformação. 5.3.4. Modelo SR2MW Na tabela 5.16 e no gráfico carga horizontal‐deslocamento horizontal (figura 5.15) observa‐se o comportamento mecânico do modelo reforçado SR2MW. Tabela 5.16 – Comportamento mecânico do modelo de ensaio SR2MW nos diversos ciclos de carregamento Ciclo Fv, med
[kN] Fh, max
[kN] δH
[mm] 1 68,86 4,06 0,013 2 68,45 5,46 0,001 3 68,04 7,65 0,006 4 67,65 10,24 0,012 5 66,98 15,52 0,032 6 66,24 20,01 0,064 7 65,73 25,34 0,118 8 65,12 30,17 0,171 9 64,66 35,57 0,225 10 64,37 40,14 0,267 11 64,20 45,06 0,322 12 63,85 50,21 0,415 13 63,41 60,15 0,567 14 63,06 70,05 0,730 15 63,04 80,79 0,950 16 63,34 90,81 1,167 17 63,07 100,10 1,355 18 63,32 120,50 1,729 19 64,40 140,05 2,156 20 63,86 151,84 2,614 117 160
Ciclo 1
Ciclo 2
Ciclo 3
Ciclo 4
Ciclo 5
Ciclo 6
100
Ciclo 7
Ciclo 8
80
Ciclo 9
Ciclo 10
60
Ciclo 11
Ciclo 12
Ciclo 13
Ciclo 14
Ciclo 15
Ciclo 16
Ciclo 17
Ciclo 18
Ciclo 19
Ciclo 20
Carga horizontal [kN]
140
120
40
20
0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Deslocamento horizontal [mm]
Figura 5.15 – Gráfico carga horizontal – deslocamento horizontal por ciclo de carregamento, modelo SR2MW Na figura 5.16 encontra‐se o diagrama de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, verificando‐se que nos últimos ciclos foi onde o modelo SR2MW dissipou mais energia. Energia Dissipada Acumulada [kN.mm]
350
300
250
200
150
100
50
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21
Ciclo
Figura 5.16 – Gráfico de energia dissipada acumulada por deformação ao longo dos ciclos, modelo SR2MW Os resultados obtidos no ensaio experimental deste modelo podem ser visualizados na tabela 5.17. Tabela 5.17 – Resultados do ensaio experimental do modelo SR2MW Ktransv. [kN/mm] 139,97 Ediss 100%
[kN.mm] 325,41
Ediss 85%
[kN.mm] 327,10
Análise de resultados O modelo de ensaio reforçado SR2MW apresentou um modo de rotura local, sendo este um modo de rotura prematuro. Contudo o modelo demonstrou ser consideravelmente mais resistente ação de cargas cíclicas a atuar no plano da parede que o modelo de referência, sendo o seu aumento de 189%. 118 Pela observação dos resultados obtidos verificou‐se que o modelo é ligeiramente mais rígido que o modelo de referência, no entanto devido à rotura prematura do modelo não foi possível visualizar a quebra abrupta da rigidez do modelo. Relativamente à capacidade de dissipação de energia por deformação, esta é cerca de quatro vezes superior à do modelo de referência. O valor obtido é inferior ao expectável devido ao modo de rotura. 5.3.5. Síntese/ Comparação dos resultados obtidos Pela observação da tabela 5.18 verifica‐se que todos os modelos reforçados apresentam um aumento significativo na resistência a ações horizontais cíclicas no plano da parede. O modelo que GRMW é o que detém a maior resistência, sendo o seu valor de 160,76 kN. O modelo SR1MW e o modelo SR2MW apresentam uma rigidez transversal consideravelmente superior à dos restantes modelos. No entanto, verifica‐se que o modelo SR1MW é significativamente mais deformável na rotura, pois a sua rigidez em fase plástica é relativamente inferior à dos restantes modelos. Os modelos de reforço em estudo têm uma capacidade de dissipação de energia por deformação bastante superior à do modelo de referência, não reforçado. É, ainda, de realçar que o modelo que revela a maior capacidade de dissipação de energia é o SR1MW, manifestando‐se consideravelmente superior à dos restantes modelos reforçados (cerca de cinco vezes superior). Sumarizando os resultados obtidos nos ensaios para ações horizontais no plano das paredes verifica‐se que os benefícios das diversas soluções de reforço estudadas são significativos, quer em termos de capacidade de deformação e dissipação de energia como em termos de resistência última. Tabela 5.18 – Síntese dos resultados obtidos nos diversos modelos de ensaio, carga aplicada no plano da parede Modelo UMW GRMW SR1MW
SR2MW
FHmax [kN] 80,47 160,76 141,83 151,84 δHF,max
[mm] 0,953
3,295
5,349
2,614
Ktransv. [kN/mm] 296,34
290,52
474,04
567,00
Ediss 100%
[kN.mm] 82,77
416,18
699,56
325,41
Ediss 85% [kN.mm] 93,75 453,54 743,63 327,10 5.3.6. Comparação dos resultados experimentais com os resultados teóricos João Silva [17], na sua dissertação de mestrado, desenvolveu modelos numéricos que permitiram verificar a necessidade de reforço sísmico na escola Tomás Cabreira, no Algarve. Na modelação do estado sem reforço e após reforço da escola, João Silva utilizou a norma italiana OPCM 3274/3431 [34] para caracterizar os materiais constituintes em ambas as fases. 119 Desta forma, e com o intuito de analisar o grau de rigor obtido teoricamente, comparam‐se os resultados obtidos experimentalmente com os resultados obtidos através da aplicação da norma italiana. 5.3.6.1.
Determinação da força horizontal máxima teórica João Silva na sua dissertação de mestrado [17] modelou a Escola Tomás Cabreira, com o objetivo de estudar a necessidade de aplicação de reforços sísmicos às paredes de alvenaria de pedra e tijolo, segundo o Regulamento de Segurança e Acções para Edifícios e Pontes (RSA) e segundo o Eurocódigo 8. Ao verificar que a Escola tinha necessidade de intervenções de reforço sísmico, João Silva estudou também o nível de segurança que o reforço por reboco armado daria à escola. Para a modelação da estrutura da Escola Tomás Cabreira o autor utilizou a norma italiana OPCM 3274/3431 [34] tendo em vista determinar as características das paredes de alvenaria ordinária de pedra e de tijolo. Neste sentido, e de forma a complementar o trabalho até aqui elaborado, no presente trabalho procedeu‐se à determinação da resistência teórica dos modelos ensaiados para posterior comparação com os resultados obtidos experimentalmente. Para a determinação da resistência teórica dos modelos de ensaio foi efetuado através das expressões 2.1, 2.3 e 2.5 (apresentadas no capítulo 2), sendo necessário determinar as características geométricas das paredes e as características mecânicas dos materiais utilizados (Aplicaram‐se os mesmos pressupostos utilizados por João Silva para a determinação das características mecânicas dos materiais utilizados nos modelos experimentais, isto é, o indicado na norma italiana OPCM 3274/3431 [34]). Assim, e de forma a efetuar uma posterior comparação com os resultados obtidos experimentalmente, as características geométricas das paredes são as iguais às dos modelos de ensaio: 1,22m
valor de β=1 ( ⁄
1,00m
0,22m largura
altura
espessura , obtendo‐se um 1). Para o cálculo da resistência das alvenarias para a situação não reforçada e reforçada, adotaram‐se as propriedades mecânicas apresentadas na tabela 5.19. Para a situação não reforçada consideraram‐se as propriedades mecânicas duma alvenaria de tijolo e argamassa de cal italiana. Relativamente à coesão adotou‐
se um valor inferior ao indicado na tabela 11.D.1 da norma. No que diz respeito ao ângulo de atrito considerou‐
se o valor de 21,8º que corresponde a um coeficiente de atrito de 0,40. No entanto, considerando a sua divisão pelo fator de confiança de 1,35 obtém‐se um valor de cálculo para o coeficiente de atrito de 0.30, idêntico ao recomendado por Lourenço [35] para alvenarias de pedra irregular. Nos cálculos e verificações de segurança, o fator de confiança de 1.35 corresponde ao nível de conhecimento adquirido (LC1) e afetou o valor da tangente do ângulo de atrito e o valor da coesão. Dada a dificuldade em determinar a alteração provocada pelo reforço ao nível da coesão, João Silva considerou um valor de 0,25 MPa, referindo que este valor deverá ser fundamentado experimentalmente. 120 Tabela 5. 19 ‐ Valores admitidos para a coesão e coeficiente de atrito para os modelos reforçado e não reforçado Alvenaria de Pedra Não reforçada Reforçada com reboco armado Coesão
[MPa] 0,06
0,044 1,35
0,25
0,185 1,35
Coeficiente de atrito 0,4
1,35
0,4
1,35
0,3 0,3 Para o cálculo da resistência dos modelos ao derrubamento, deslizamento e fendilhação considerou‐se uma tensão axial de 0,25 MPa e que a carga horizontal foi aplicada a uma altura de 0,55 m, tal como nos ensaios experimentais. A tensão máxima de compressão adotada foi de 0,25 MPa. A resistência teórica prevista para os modelos reforçados e não reforçados, para cada um dos modos de rotura, encontra‐se na tabela 5.20. Tabela 5. 20 ‐ Resistência teórica dos modelos reforçado e não reforçado Modo de rotura Derrubamento Deslizamento Fendilhação Diagonal
Modelo Não Reforçado
Fhorizontal [kN] 65,70
30,45
39,00
Modelo Reforçado
Fhorizontal [kN] 65,70
47,18
102,77
Pela observação cálculos efetuados verifica‐se que os modelo não reforçado e reforçado colapsariam por deslizamento para uma carga horizontal de 30,45 kN e 47,18 kN, respetivamente, sendo em ambos os casos condicionado pelo modo de rotura de deslizamento. 5.3.6.2.
Comparação dos resultados obtidos com os experimentais Analisando os resultados obtidos verifica‐se que a força horizontal máxima resistida pelos modelos experimentais (modelo não reforçado – 80,5 kN; modelo reforçado – 141,8 kN) é consideravelmente superior à obtida teoricamente. De notar que o valor da força máxima considerada para o modelo reforçado, nos ensaios experimentais, foi a menor das obtidas experimentalmente, neste caso relativa ao modelo SR1MW. Teoricamente o modo de rotura para o modelo não reforçado seria por deslizamento e para uma força de 30,45 kN. Contudo, durante os ensaios experimentais observou‐se que o modo de rotura foi por fendilhação diagonal para uma força de 80,5 kN. Julga‐se que a disparidade de resultados deve‐se ao facto de o modelo experimental ter sido construído com uma argamassa de reforço, apresentando, portanto, uma maior tensão máxima de compressão melhorando as características mecânicas da parede de alvenaria. Relativamente aos modelos reforçados constata‐se que o modo de rotura obtido teoricamente é similar ao observado experimentalmente, diferindo, apenas, a resistência a cargas horizontais. A força horizontal máxima teórica é de 47,18 kN, enquanto a obtida experimentalmente foi de 145,6 kN. De notar que o valor de coesão indicado na norma italiana é de cálculo pelo que o valor obtido teoricamente não é comparável com o experimental. 121 A verificação da segurança sísmica e o cálculo do reforço a aplicar à escola Tomás Cabreira, no Algarve, foi determinado através do Eurocódigo 8 [36] e da norma italiana OPCM 3274/3431 [34], tendo‐se chegado à conclusão que o reforço por reboco armado era suficiente. Através dos resultados obtidos experimentalmente, e uma vez que estes são consideravelmente superiores aos teóricos, confirma‐se que o método aplicado é eficaz e que a fixação da malha às paredes e aos pisos foi adequadamente dimensionada. 5.4.
Comentários ao Capítulo 5 Pela análise dos resultados obtidos verifica‐se que os reforços em estudo melhoram consideravelmente o comportamento mecânico das paredes de alvenaria quando sujeitas a cargas horizontais no plano da parede e perpendicularmente ao mesmo. Constata‐se, ainda, que as melhorias efetuadas ao nível da resistência, dissipação de energia e deformabilidade, das diversas soluções de reforço em estudo, são mais significativas no caso das ações horizontais serem aplicadas no plano da parede de alvenaria. Desta forma, pode‐se concluir que as soluções de reforço em estudo cumprem com os objetivos estabelecidos, o que serve de validação do projeto de reforço da escola Tomás Cabreira, considerando as pormenorizações previstas. 122 Capítulo 6 – Conclusões e Desenvolvimentos Futuros 123 6. Conclusões e Desenvolvimentos Futuros 6.1.
Conclusões A generalidade dos edifícios existentes em Portugal é de uma época em que não existia regulamentação sísmica, não tendo sido, consequentemente, dimensionados para este tipo de ações. Assim sendo, grande parte destes edifícios necessita de uma intervenção de reforço estrutural. O reforço estrutural e a reabilitação de edifícios antigos exigem ainda alguma investigação para se conhecer melhor o desempenho das soluções de reforço a adotar. O cálculo do reforço sísmico necessário em cada edifício obriga à definição de metodologias de análise e de dimensionamento estrutural. Nesse sentido, a tendência da investigação é a de procurar soluções de reforço eficazes do ponto de vista mecânico e estrutural, com níveis de intervenção e reversibilidade compatíveis com as atuais filosofias de reabilitação de edifícios antigos. Com o desenvolvimento deste trabalho procurou‐se caracterizar mecanicamente diversas soluções de reforço estrutural, sendo elas representativas das soluções adotadas na Escola Tomás Cabreira, em Faro. As diferentes soluções de reforço em estudo enquadram‐se nas técnicas de reforço estrutural por “reboco armado”. Os modelos SR1MW e SR2MW são reforçados por uma malha de aço distendido em cada uma das faces do paramento e diferenciam‐se entre si pelo método de fixação à laje. O modelo GRMW é reforçado com uma malha de aço distendido numa das faces e na outra por uma malha de fibra de vidro. Nesta dissertação foram elaborados dois conjuntos de campanhas experimentais. No primeiro estudou‐se o material de reforço a adotar nas diversas soluções de reforço, e no segundo caracterizou‐se mecanicamente as diversas soluções de reforço. Na primeira campanha de ensaios experimentais, composta por ensaios de tração na malha de aço distendido e por ensaios de tração em provetes de “reboco armado”, verificou‐se que, em ambos os ensaios, quando a malha de aço distendido é aplicada com os losangos na vertical apresenta uma rigidez axial e uma resistência substancialmente superiores à obtida com a malha disposta com os losangos na horizontal. Contudo a discrepância de valores nos ensaios de tração da malha é superior aos obtidos nos ensaios de tração de “reboco armado”, tal deve‐se ao confinamento da argamassa de reforço. Desta forma, e face aos resultados expostos concluiu‐se que do ponto de vista do comportamento mecânico a malha de reforço deve ser disposta com os losangos na vertical. Na segunda campanha de ensaios estudou‐se o comportamento mecânico das soluções de reforço estrutural previstas para a Escola Tomás Cabreira, tendo‐se efetuado ensaios de carga horizontal cíclicos no plano e perpendicularmente ao plano da parede. 125 Nos ensaios em que a carga horizontal foi aplicada perpendicularmente ao plano da parede verificou‐se que os modelos reforçados com a malha de aço distendida nas duas faces tinham uma maior capacidade de deformação e maior resistência a ações cíclicas. Nos outros ensaios, em que a carga horizontal foi aplicada no plano da parede, verificou‐se que ambos os modelos de reforço melhoravam consideravelmente o comportamento mecânico da parede, sendo de salientar que o modelo reforçado com malha de fibra de vidro apresentou maior resistência que os restantes modelos, e que estes últimos alteraram o seu modo de rotura, quando sujeitos a este tipo de cargas. Após a realização e análise de todos os ensaios concluiu‐se que as diversas soluções de reforço sísmico cumpriram com os objetivos estabelecidos, melhorando a capacidade de deformação, a resistência das paredes reforçadas e a energia dissipada por deformação. Contudo, deve‐se referir que apenas se efetuou um ensaio de cada variante de reforço utilizada na escola Tomás Cabreira, pelo que se poderiam obter resultados diferentes caso número de ensaios realizados tivesse sido superior. 6.2.
Desenvolvimentos futuros: A área de reforço de estruturas antigas, sobre a qual se debruça o presente trabalho, tem um elevado potencial de investigação. Assim, e tendo como base o trabalho desenvolvido e apresentado ao longo desta dissertação, sugerem‐se em seguida algumas linhas para estudos futuros: 
Em termos de consolidação e validação do trabalho experimental realizado, deve salientar‐se a necessidade de maior número de ensaios experimentais. 
Elaboração de uma nova campanha experimental concentrada no estudo da amarração da malha de reforço à laje, pois demonstra ser o ponto mais frágil do reforço. Desta forma, deve‐se estudar diversos métodos de fixação e a sua distribuição. Estudar a influência do número e disposição dos conectores de confinamento aplicados às paredes, uma vez que influenciam a ductilidade da mesma. 
Realização de ensaios de tração a malhas de materiais compósitos, usualmente utilizadas neste género de reforço (malhas de fibra de vidro e de carbono), e ensaios de tração idênticos para o provete da respetiva malha com o reboco de reforço. 
Elaboração de uma metodologia de dimensionamento para as diversas soluções de reforço, face a cargas horizontais aplicadas no plano e perpendiculares ao plano da parede de alvenaria. Por sua vez, deve‐se proceder à elaboração de modelos numéricos que validem a campanha experimental e a metodologia de dimensionamento. 126 Referências Bibliográficas 127 Referências Bibliográficas: [1] – Appleton, João – Reabilitação de edifícios Antigos – Patologias e Tecnologias de Intervenção. Edições Orion, 2003. [2] – Sousa, M. Luísa; Oliveira, C. Sousa; Costa, A. Campos – Caracterização do parque habitacional em Portugal Continental para estudos de risco sísmico. Revista Portuguesa de Engenharia de Estruturas nº55, 2006. [3] – Coelho, E. ‐ Reabilitação sísmica de estruturas de edifícios. 3ºENCORE. LNEC, Lisboa 2003. [4] – Lopes, Mário (coordenador) ‐ Sismos e Edifícios. Edições Orion, 2008. [5] – Cardoso, R. – Vulnerabilidade sísmica de estruturas antigas de alvenaria – Aplicação a um edifício pombalino. Tese de Mestrado em Engenharia de Estruturas. IST, UTL, Lisboa 2002. [6] – Ramos, L. & Lourenço, P. B. – Análise de técnicas de construção pombalina e apreciação do estado de conservação estrutural do quarteirão do Martinho da Arcada. Engenharia Civil, nº7. Universidade do Minho, Guimarães 2000, pp.35‐46. [7] – Cóias, Vítor. Inspecções e ensaios na reabilitação de edifícios. IST Press, 2006. [8] – Roque, J. C. A.; Lourenço, P. B. ‐ Técnicas de intervenção estrutural em paredes de alvenaria antiga. Universidade do Minho, Guimarães 2003. [9] – Técnicas de Reabilitação de Alvenarias (versão preliminar). [Online] http://www.estt.ipt.pt/download/disciplina/1162__T%C3%A9cnicasreabilitacao_alvenarias.pdf [10] – Penazzi, D., Valluzi, M. R., Saisi, A., Binda, L., and Modena, C. ‐ Repair and Strengthening of Historic Masonry Buildings in Seismic Areas. Archi2000 Session 5: Architectural Heritage in Seismic Areas, Paris 2001, France: UNESCO (7 p). [11] – Proença, J.; Calado,L.; Gago, A. ‐ Earthquake protection oh historical buildings by reversible mixed Technologies – Overview of existing techniques. Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica de Lisboa, 2005. [12] – Proença, J. M., Gago, A. S., Cardoso, J.G. – Soluções de reforço sísmico de edifícios de alvenaria portante – enfoque nas ligações. ICIST, DECivil, IST. Universidade Técnica de Lisboa, 2009. [13] – Limongelli, Maria Pina – Comportamento Sismico delle Strutture in Muratura. Corso di Perfezionamento in Manutenzione, Risanamento, Conservazione e Consolidamento di Strutture in Muratura. [Online] http://cesia.ing.unibs.it/schede/corso_perfezionamento_2007 2008/lez%204_compor tamento%20sismico%20muratura.pdf. 129 [14] – Mohamed A. Elgwady, Pierino Lestuzzi, Marc Badoux – Dynamic In‐Plane behaviour of URM wall upgraded with composites. 1,2,3 Swiss Federal Institute of Technology, Lausanne, Switzerland. [15] – Tassios, Theodosios P. – Meccanica delle murature. s.l. Liguori Editore. [16] – Oliveira, Juliana – Estudo experimental sobre a pré‐fabricação de cascas de alvenaria cerâmica armada. Universidade do Minho: Dissertação de Doutoramento, 2007. [17] – Oliveira, J.; Barros, J.; Lourenço, P.; Pinho, A. – Uniaxial testing of expanded metal sheet. Universidade do Minho. Report 02‐DEC/E‐11, 2002. [18] – Silva, João ‐ Avaliação e reforço sísmico de edifícios escolares. Análise de um caso de estudo com estrutura em alvenaria. Instituto Superior Técnico, Universidade Técnica de Lisboa: Dissertação de Mestrado, 2011. [19] – Gago, A.; Lobo, J.; Proença, J. – Avaliação e Reabilitação da Segurança Sísmica da escola Secundária Sá da Bandeira, em Santarém. Relatório ICIST EP Nº XX/09, ICIST/IST. Lisboa, 2009. [20] – Vasconcelos, Graça; Lourenço, Paulo B. – Análise experimental do comportamento de paredes de alvenaria de pedra não reforçada sob ações cíclicas no plano. 6º Congresso Nacional de Engenharia Sísmica, 2004. [21] – Costa, A. Campos; Candeias, P.; Massena, B.; Coias e Silva, V. – Reforço Sísmico de edifícios de alvenaria com aplicação de reforços de fibra de vidro (GFRP). 6º Congresso Nacional de Engenharia Sísmica, 2004. [22] – Gouveia, João; Lourenço, Paulo – Análise experimental de paredes de alvenaria de blocos de betão leve sob ações cíclicas no plano. 7º Congresso de Sismologia e Engenharia Sísmica, 2007. [23] – Costa, A. A.; Arêde, A.; Costa, A.l; Guedes, J.; Silva, B. – Experimental testing numerical modelling and seismic strengthening of tradicional stone masonry: comprehensive study of a real Azorian pier. Springer, Agosto de 2010. [24] – Proença, J.; Gago, A.; Cardoso, J. – Assessoria na Reabilitação Sísmica do Edifício da Escola D. João de Castro, em Lisboa. Caracterização da solução de reforço sísmico e ensaios experimentais. Relatório ICIST EP Nº 29/08, ICIST/IST, Lisboa, 2008. [25] – Pinho, Fernando – Paredes de Alvenaria Ordinária. Estudo Experimental com modelos simples e reforçados. Universidade Nova de Lisboa, Faculdade de Ciências e Tecnologias. Dissertação de Doutoramento, 2007. [26] – Papanicolaou, Catherine G.; Triantafillou, Thanasis C.; Karlos, Kyriakos; Papathanasiou, Myrto – Textile‐
reinforced mortar (TRM) versus FRP as strengthening material of URM walls: in‐plane cyclic loading. RILEM, Outubro 2006. 130 [27] – (EC6, 1996) Eurocode 6: Design of Masonry Structures – Part 1‐1: General Rules for Buildings – Rules for Reinforced and Unreinforced Masonry. CEN (ENV 1996‐1‐1), 1996. [28] Ficha técnica da argamassa MAXDUR. [29] EN 1015 – 11 (1999): Methods of test for mortar for masonry – Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar. [30] EN 1015 – 18 (2002). Methods of test for mortar for Masonry – Part 18: Determination of wáter absorption coefficient due to capillarity action od hardened mortar. [31] NP EN 196‐1 (2006). Métodos de ensaio de cimentos. Parte 1: Determinação das resistências mecânicas. [32] Ficha técnica da malha de aço distendido – Espinhaço 20/25. [33] Ficha técnica do bloco termoacústico. [34] Norma Italiana OPCM 3274/3431. Norme Tecniche per il Progetto, la Valutazione e l'Adeguamento Sismico degli Edifice. Testo integrato dell'Allegato 2 ‐ Edifici ‐ all'Ordinanza 3274 come modificato dall'OPCM 3431 del 3/5/05. [35] Lourenço, Paulo B. – Avaliação de segurança sísmica de estruturas de alvenaria. [Online] 2010. Universidade do Minho. http://reabilitar2010.lnec.pt/pdf/curso/PB_Lourenco.pdf. [36] (EC8,2010) Eurocódigo 8 – Projecto de estruturas para resistência aos sismos. Parte 1: Regras gerais, acções sísmicas e regras para edifícios. 131 Anexos
Anexo A
Ficha técnica dos blocos termoacústicos
TERMOACÚSTICO®
FICHA TÉCNICA DESCRIÇÃO DO PRODUTO:
Bloco em betão leve de agregados de argila expandida,
para construção de alvenarias simples.
O bloco Termoacústico®, integra um conjunto de elementos que
definem um sistema construtivo artebel® de alvenaria
simples, com isolamento repartido, concebido para alvenarias
cujas características essenciais são o seu elevado desempenho
térmico/regulamentar e a simplicidade do processo construtivo.
Trata-se de um bloco constituído por 11 paredes longitudinais
separadas entre si por 10 micro caixas-de-ar, cuja distribuição e
dimensões, aliadas ao tipo de betão utilizado, permitem obter
reduzidos coeficientes de transmissão térmica (U=0,51 W/m2.ºC)
e elevada inércia térmica, o que numa transferência de energia,
proporciona um tempo maior para o sistema alcançar o equilíbrio
ou seja não sofrer alterações bruscas de temperatura. O
Termoacústico®, apresenta ainda uma elevada capacidade de
respiração, evitando as tão indesejáveis condensações no
interior das habitações.
CARACTERÍSTICAS: GEOMÉTRICAS, MECÂNICAS E FÍSICAS
C ÓD IG O
BTA 31
CONS.
P ESO
T OT A L
P ESO
T OT A L
C/
R EB OC O
( **)
R E S IS T . À
C OM P R ES
( L1)
IS O LA M .
SON S C ON D .
A ÉR E A
( ***)
C OEF .
T R A N SM .
T ÉR M IC O
( U)
( L2 )
R E A C ÇÃO
AO
F OGO
kg/Un
Un/m2
kg/m2
kg/m2
N/mm2
Rw(Db)
W/m2.ºC
Euro classe
20
13,0
260
324
≥ 3,25
53
0,51
A1
D IM E N S ÕE S
(mm)
P ESO
( *)
C - A - L
400 - 190 - 315
(*) Os pesos são médios e admitem uma variação de ± 5% (**) Inclui 40 mm de reboco (20 + 20)
(L1) Laboratório Artebel (***) Base outros Prod.Artebel (L2) Labo rató rio do IteCo ns
VANTAGENS:
- Cumpre RCCTE em todas as zonas climáticas
- Isolamento Repartido
- Tratamento regulamentar das Pontes Térmicas
- Elevada inércia térmica
- Montagem simples
- Mão-de-obra não especializada
- Tempo de execução muito inferior ao de paredes duplas
- Resistência Mecânica Elevada
- Simplicidade em segmentar
- Estabilidade dimensional
- Verticalidade e planimetria de superfícies
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Sede/Fábrica 1 - Meirinhas de Cima - Pombal 3105-219 - MEIRINHAS - PBL Tel. 236 949 180 - Fax 236 949 189 – E-mail: [email protected]
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FICHA TÉCNICA RENDIMENTOS E CONSUMOS:
O trabalho foi executado por um pedreiro e um servente, sendo utilizado um acessório de aplicação de
argamassa, disponibilizado pela artebel®.
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PANOS CORRIDOS
PANOS NÃO CORRIDOS
Un/hora
78
65
m2/hora
6
5
Lt/m2 (argamassa)
16
18
PONTES TÉRMICAS:
O bloco Termoacústico® artebel®, integra como já referido, um sistema construtivo em que as pontes térmicas,
(vigas, lajes ou pilares), são tratadas com um isolamento leve, de placa, tipo Styrofoam IB-A da Dow, cortado de
acordo, com a secção do elemento de betão a cobrir e que será colado a esse elemento com cimento cola para
exterior, tipo Top Cola flexível, da Topeca, ou Cola pro ou flex da Weber, ou outro equivalente.
Características Técnicas - Styrofoam IB-A:
Geométricas:
ƒ
Comprimento da placa: 125 cm.
ƒ
Largura da placa: 60 cm.
ƒ
Espessura da placa: 4 cm.
Mecânicas e Físicas:
ƒ
Superfície da placa: Rugosa
ƒ
Corte perimetral: Recto
ƒ
Densidade mínima: 30 kg/m3
ƒ
Condutibilidade térmica: 0.035 W/mºC
ƒ
Resistência à compressão mínima: 250 kPa
ƒ
Absorção de água por imersão: <1.5 % vol.
ƒ
Temperaturas de serviço: -50 / + 75 ºc
ƒ
Reacção ao fogo: E euroclasse
ƒ
Resistência térmica: 1,15 m2.K/W
ƒ
Coeficiente de transmissão térmica: 0,87 W/m2.ºc
UTILIZAÇÕES:
Constitui alternativa a soluções de parede dupla com isolamento leve e a soluções de parede simples com
isolamento leve pelo exterior.
Pode aplicar-se em divisórias entre fogos, mas a sua essencial aplicação refere-se a paredes exteriores e a
paredes em contacto com zonas não aquecidas (caixas de escada e de elevadores).
O sistema construtivo que integra permite a correcção de pontes térmicas.
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FICHA TÉCNICA Pormenor do Sistema Construtivo
Desenho de Pormenor de Correcção da Ponte Térmica
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FICHA TÉCNICA RECOMENDAÇÕES/FASES PARA A APLICAÇÂO:
O bloco deverá apresentar-se limpo e livre de gorduras.
O assentamento deverá ser realizado contrafiado, com o
cuidado de deixar as duas faces da parede regulares.
Será assente com argamassa bem apertada nas juntas
verticais e horizontais, com espessuras entre 10 a 15
mm, preferencialmente pré-doseada, ou em alternativa
com uma argamassa bastarda, com um traço volumétrico
aproximado de (1;1/2;8) (cimento; cal hidráulica; areia).
Caso as condições atmosféricas se encontrem com
humidade reduzida, os blocos deverão ser ligeiramente
humedecidos.
A abertura de roços é feita de igual forma, tal como no
sistema tradicional de paredes duplas, com abre-roços
eléctrico, martelo eléctrico, rebarbadora dupla ou simples
ou escopro, ponteiro e maceta.
O reboco exterior e interior, deverá apresentar espessura mínima de 2,0 cm e poderá ser executado com
argamassa pré-doseada ou com argamassa bastarda ao traço volumétrico aproximado de (1;1;6) (cimento; cal
hidráulica; areia). Deverá ser constituído por 3 camadas; crespido, camada de base e acabamento; o crespido
também deverá ser aplicado nas placas de isolamento leve localizadas nas zonas de ponte térmica. Deverá
colocar-se rede de fibra de vidro, nas zonas de transição alvenaria-betão que deverá ter protecção anti-alcalina,
malha quadrada com abertura da ordem dos 8 a 10 mm e resistência à tracção não inferior a 25 N/mm2.
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Anexo B
Pormenores de Betão Armado e de reforço das paredes de alvenaria a ensaiar
Anexo C
Dimensões das paredes de alvenaria a ensaiar
Características dos modelos de ensaio à flexão
Modelo
Espessura Largura Altura da parede Altura do cabeçote h,macaco
Referência
Malha de aço + cantoneiras
Malha de aço + fibra de vidro
Malha de aço + buchas
0,22
0,22
0,23
0,22
1,27
1,26
1,27
1,27
1,00
1,00
1,02
0,99
0,24
0,23
0,18
0,24
1,00
1,00
1,00
1,00
Características dos modelos de ensaio ao corte
Modelo
Referência
Malha de aço + cantoneiras
Malha de aço + fibra de vidro
Malha de aço + buchas
Espessura Largura Altura da parede Altura do cabeçote h,macaco
0,22
0,22
0,22
0,22
1,27
1,25
1,28
1,26
1,02
1,00
0,99
0,99
0,21
0,24
0,23
0,25
0,53
0,52
0,53
0,55