Mário Rui Freitas Coelho Comportamento da ligação de laminados

Transcrição

Universidade do Minho
Escola de Engenharia
Mário Rui Freitas Coelho
Comportamento da ligação de
laminados multi-direccionais colados
e ancorados ao betão
Dissertação de Mestrado
Grau de Mestre em Engenharia Civil
Área de Conhecimento em Estruturas
Trabalho efectuado sob orientação científica do
Professor Doutor José Sena Cruz
Abril de 2010
AGRADECIMENTOS
Reservo este espaço para deixar uma palavra de gratidão a todos os familiares e amigos
que, directa ou indirectamente, me ajudaram e acompanharam ao longo desta fase do meu
percurso académico. Neste momento, em que mais uma meta é atingida, deixo alguns
agradecimentos especiais.
Ao meu orientador Professor Sena Cruz, por todos os ensinamentos partilhados (tanto
os teóricos como os práticos) e por toda a ajuda e tempo que colocou à minha disposição ao
longo de todo este trabalho.
Ao Professor Joaquim Barros pelos concelhos que me deu em várias fases do
trabalho.
Ao Engenheiro João Carvalho, pelo desenvolvimento de todo o trabalho preliminar
fundamental à presente dissertação.
Ao meu amigo Luis Silva que sempre me acompanhou ao longo deste trabalho,
agradeço em particular a participação activa nas campanhas de ensaios e, em geral, a
amizade e companheirismo com que sempre me brindou.
Aos funcionários do Laboratório de Estruturas da Universidade do Minho, Sr. António
Matos e Marco Jorge, pelo auxílio prestado durante a preparação e a realização da parte
experimental deste trabalho.
O presente trabalho foi
PTDC/ECM/74337/ 2006 da FCT.
financiado
pelo
programa
PIDDAC,
projecto
no.
Por último, destaco algumas entidades cujo contributo foi primordial para a realização
deste trabalho, nomeadamente, o Instituto de Engenharia Mecânica e Gestão Industrial da
Universidade do Porto (INEGI), na pessoa da Eng.ª Célia Novo, pela especial colaboração
dada na produção dos laminados, à qual me permitiu assistir; à S&P pelo fornecimento dos
laminados unidireccionais e do adesivo epoxy; à Moniz Dias, Lda. e à TSwaterjet, Lda. pelo
corte dos laminados; à SECIL pelo fornecimento do betão utilizado no fabrico dos provetes;
à Hilti Portugal Produtos e Serviços, Lda. pelo fornecimento dos sistemas de ancoragem e
aos Engs. Sérgio Rodrigues e Jorge Gramaxo pela assistência técnica fornecida.
i
RESUMO
A aplicação de materiais compósitos no reforço de estruturas de betão armado tem vindo a
merecer cada vez maior aceitação no seio da comunidade da Engenharia Civil, existindo já
sistemas de reforço tipo com materiais e técnicas bem definidos.
Uma das principais técnicas de reforço consiste na aplicação de mantas ou laminados
de polímeros reforçados com fibras (FRP, Fibre Reinforced Polymers, na nomenclatura
inglesa) colados na superfície do elemento estrutural a reforçar (EBR, Externally Bonded
Reinforcement, na nomenclatura inglesa).
Uma das principais deficiências desta técnica prende-se com o destacamento precoce
da ligação FRP/betão nas extremidades do elemento de reforço. A proposta de solução para
este problema que neste trabalho se apresenta consiste na aplicação de ancoragens no
material de reforço adicionalmente à ligação colada entre este e o betão.
Neste contexto foi concebido um laminado multi-direccional constituído por várias
camadas de dois laminados poliméricos reforçados com fibras de carbono (MDL-CFRP,
Multi-Directional Laminate of Carbon Fibre Reinforced Polymer, na nomenclatura inglesa). O
MDL-CFRP foi projectado de modo a suportar, para além das acções induzidas pelo sistema
EBR, as que resultam da introdução de ancoragens.
O laminado desenvolvido foi então caracterizado geométrica e mecanicamente através
de um programa experimental adequado.
Com vista à avaliação do comportamento da ligação ancorada e colada entre
laminados multi-direccionais e o betão foi realizada uma campanha de ensaios de arranque
directo.
Por último, através da inclusão de novas funcionalidades ao software de elementos
finitos FEMIX, foram efectuadas simulações numéricas de alguns dos ensaios experimentais
efectuados com vista a melhor caracterizar e compreender o laminado multi-direccional.
PALAVRAS-CHAVE: MDL-CFRP, MF-EBR.
iii
ABSTRACT
The use of composite materials (FRP – fiber reinforced polymer) in the context of retrofitting
concrete structures has seen increasing acceptance within the Civil Engineering community
and there are already typified materials, systems and techniques.
The Externally Bonded Reinforcement (EBR) is the main strengthening technique and
consists on the application of fabrics or laminates of fiber-reinforced polymers (FRP) bonded
on the surface of the structural element to be strengthened.
One of the main shortcomings of this technique is the premature detachment of
FRP/concrete connection at the ends of the reinforcement element. To solve this problem,
the solution proposed in the present work consists on the use of anchors in the FRP’s in
addition to the EBR technique.
In this context a Multi-Directional Laminate of Carbon Fiber Reinforced Polymer (MDLCFRP) was developed. The MDL-CFRP was designed in order to support, in addition to the
actions induced by EBR system, those resulting from the inclusion of the anchors.
The developed laminate was geometric and mechanically characterized through an
appropriate experimental program.
In order to evaluate the performance of the anchored and bonded connection between
multi-directional laminates of CFRP and concrete an experimental program of pull-out tests
was carried out.
Finally, by adding new tools to the finite element program FEMIX, were carried out
numerical simulations of some experimental tests in order to better characterize and
understand the MDL-CFRP.
KEYWORDS: MDL-CFRP, MF-EBR.
v
Índice
ÍNDICE
Agradecimentos ...................................................................................................................... i
Resumo .................................................................................................................................iii
Abstract.................................................................................................................................. v
Índice ....................................................................................................................................vii
1 INTRODUÇÃO.................................................................................................................... 1
1.1 ENQUADRAMENTO DO TRABALHO.............................................................................. 1
1.2 OBJECTIVOS .................................................................................................................. 2
1.3 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO ................................................................................... 3
2 CONCEITOS INTRODUTÓRIOS ........................................................................................ 5
2.1 NOÇÕES GERAIS SOBRE FRP’S................................................................................... 5
2.2 NORMAS PARA CARACTERIZAÇÃO DE COMPÓSITOS ............................................ 10
2.3 RESISTÊNCIA AO ESMAGAMENTO DE MATERIAIS COMPÓSITOS.......................... 11
2.4 COMPORTAMENTO DA LIGAÇÃO DE FRP’s COLADOS AO BETÃO ......................... 15
3 DESENVOLVIMENTO DO MDL-CFRP............................................................................. 17
3.1 INTRODUÇÃO ............................................................................................................... 17
3.2 PROGRAMA EXPERIMENTAL ...................................................................................... 18
3.3 PRODUÇÃO DO MDL.................................................................................................... 19
3.4 PROVETES DE ENSAIO ............................................................................................... 21
3.4.1 Ensaios de Tracção..................................................................................................... 22
3.4.2 Ensaios de Flexão....................................................................................................... 26
3.4.3 Ensaios de Esmagamento........................................................................................... 27
3.5 CONFIGURAÇÃO DE ENSAIO...................................................................................... 29
3.5.2 Ensaios de Flexão....................................................................................................... 31
3.5.3 Ensaios de Esmagamento........................................................................................... 32
3.6 RESULTADOS............................................................................................................... 34
vii
Índice
3.6.2 Ensaios de Flexão.......................................................................................................42
3.6.3 Ensaios de Esmagamento...........................................................................................45
4 REFORÇO COM MDL-CFRP............................................................................................51
4.1 INTRODUÇÃO ...............................................................................................................51
4.2 PROVETES DE ENSAIO ...............................................................................................52
4.3 CONFIGURAÇÃO DE ENSAIO......................................................................................59
4.4 RESULTADOS...............................................................................................................62
5 MODELAÇÃO NUMÉRICA...............................................................................................69
5.1 INTRODUÇÃO ...............................................................................................................69
5.2 CONSIDERAÇÕES GERAIS SOBRE AS MODELAÇÕES EFECTUADAS ....................72
5.3 ENSAIO DE TRACÇÃO UNIAXIAL DO LAMINADO CFK...............................................72
5.4 ENSAIO DE TRACÇÃO UNIAXIAL DO LAMINADO HS.................................................75
5.5 ENSAIO DE TRACÇÃO UNIAXIAL DO LAMINADO MDL ..............................................77
5.6 ENSAIO DE ESMAGAMENTO DO LAMINADO MDL.....................................................78
6 CONCLUSÕES.................................................................................................................85
6.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS............................................................................................85
6.2 FUTUROS DESENVOLVIMENTOS ...............................................................................86
Referências..........................................................................................................................89
Anexos .................................................................................................................................93
viii
1
INTRODUÇÃO
1.1 ENQUADRAMENTO DO TRABALHO
A aplicação de materiais compósitos no reforço de estruturas de betão armado tem vindo a
merecer cada vez maior aceitação no seio da comunidade da Engenharia Civil, existindo já
sistemas de reforço tipo com materiais e técnicas bem definidos.
Actualmente, mais do que procurar novas técnicas de aplicação destes materiais, a
atenção tem-se voltado para a melhoria dos sistemas de reforço existentes, tanto ao nível
dos materiais como dos métodos a aplicar, de modo a colmatar algumas deficiências que
ainda persistem nas técnicas existentes.
Nesse contexto surge o trabalho presente nesta dissertação, o qual se refere à
tentativa de melhoria de uma das técnicas existentes. A técnica em causa consiste na
aplicação de mantas ou laminados de polímeros reforçados com fibras (FRP, Fibre
Reinforced Polymers, na nomenclatura inglesa) colados na superfície do elemento estrutural
a reforçar (EBR, Externally Bonded Reinforcement, na nomenclatura inglesa).
Uma das principais deficiências desta técnica prende-se com o destacamento precoce
do FRP em relação ao betão fundamentalmente ao nível das extremidades do elemento de
reforço. No sentido de colmatar este problema têm sido aplicados alguns complementos à
técnica EBR, como sejam a aplicação, nas extremidades do reforço, de chapas metálicas
aparafusadas, ou cintas com manta de FRP. Este tipo de intervenção localizada exige
trabalhos de preparação diferenciados e morosos que podem comprometer a sua viabilidade
em determinadas aplicações.
Na última década surgiu uma nova técnica, designada de MF (Mechanically Fastened,
na nomenclatura inglesa), que elimina este problema na sua raiz, uma vez que recorre a
ancoragens metálicas como meio de transmissão de carga em alternativa aos adesivos
utilizados na técnica EBR. Esta técnica, uma vez que implica a inserção de ancoragens no
elemento de reforço, substitui os laminados unidireccionais usualmente aplicados na técnica
EBR, por laminados multi-direccionais híbridos com fibras de vidro e de carbono apenas
ancorados ao betão (Bank e Arora 2007, Elsayed et al. 2009).
A proposta sugerida neste trabalho procura explorar os pontos fortes das duas
técnicas atrás referidas. Por um lado, não substitui a colagem pelo uso de ancoragens,
Capitulo 1 - Introdução
usando ambas para efectuar a ligação, por outro lado, apresenta um novo tipo de laminado
multi-direccional constituído apenas por fibras de carbono.
Normalmente os laminados aplicados com recurso à técnica EBR são unidireccionais
e ortotrópicos, isto é, são materiais com elevadas propriedades mecânicas na direcção do
seu eixo principal, contudo, muito limitados nas outras direcções. Como se pretende
introduzir um elemento no laminado que irá mobilizar a resistência deste sobretudo na
direcção perpendicular ao seu eixo principal, é necessário que este tenha alguma
capacidade de absorção de carga nessa direcção sem comprometer o seu comportamento
na direcção do seu eixo. Para isso foi desenvolvido um novo tipo de laminado resultante do
empilhamento de várias camadas de laminado unidireccional, dispostas em diferentes
direcções em relação ao seu eixo.
As alterações propostas às técnicas EBR e MF foram designadas com a sigla MF-EBR
(Mechanically Fastened and Externally Bonded Reinforcement, na nomenclatura inglesa).
Com esta “nova” técnica alarga-se o campo de aplicação dos laminados de FRP colados
externamente a elementos estruturais de betão. Enquanto com a técnica EBR a aplicação
destes era essencialmente feita em lajes e vigas no reforço ao corte e/ou flexão, com a
técnica MF-EBR estes passam a poder ser aplicados, por exemplo, na reparação e/ou
reforço de nós de pórticos de betão armado, conduzindo a um aumento da capacidade de
carga e da ductilidade do nó.
A presente dissertação divide-se em duas partes, uma primeira parte relativa ao
desenvolvimento e caracterização geométrica e mecânica do novo laminado multidireccional de CFRP e uma segunda parte com uma campanha de ensaios de arranque
realizada com vista à caracterização do comportamento da ligação laminado/betão de
provetes de betão reforçados com recurso à técnica MF-EBR.
A componente experimental presente nesta dissertação foi realizada no Laboratório de
Estruturas do Departamento de Engenharia Civil da Universidade do Minho.
1.2 OBJECTIVOS
O presente trabalho tem como principais objectivos:
a) Revisão bibliográfica sobre alguns aspectos relacionados com os laminados multidireccionais e as técnicas de reforço abordadas;
b) Desenvolvimento de um laminado multi-direccional de CFRP (MDL-CFRP);
c) Caracterização geométrica e mecânica do MDL-CFRP;
d) Caracterização da ligação entre laminados de MDL-CFRP e o betão, quando estes
se encontram simultaneamente ancorados e colados;
e) Simulação numérica de alguns ensaios.
2
Comportamento da ligação de laminados multi-direccionais colados e ancorados ao betão
1.3 ESTRUTURA DA DISSERTAÇÃO
No Capítulo 2, são apresentados alguns conceitos gerais sobre cada um dos constituintes
dos FRPs. São também apresentadas algumas das principais normas utilizadas na
caracterização mecânica dos FRP’s, com particular enfoque na caracterização do
comportamento destes ao esmagamento, por se tratar de um aspecto crucial no âmbito
deste trabalho.
No Capítulo 3, é abordado o desenvolvimento do novo laminado multi-direccional.
Começa por se apresentar uma descrição geral do modo como se chegou à solução final
apresentada. De seguida é definido um programa de ensaios, incluindo todos os parâmetros
em estudo e variáveis de partida para as várias séries de ensaios a realizar. É também
referida a instrumentação usada e, por fim, apresentam-se e analisam-se os resultados
obtidos.
No Capitulo 4, é definida uma campanha de ensaios de arranque com vista a
caracterização do comportamento da ligação colada e ancorada entre o laminado multidireccional e provetes de betão. É feita a caracterização dos materiais usados na campanha
de ensaios, nomeadamente, o betão e o adesivo, já que o laminado já foi caracterizado no
Capítulo 3. Faz-se a descrição das várias etapas de preparação dos provetes para o ensaio.
É também descrita a aplicação do reforço nos provetes de betão. São ainda apresentados e
analisados os resultados dos ensaios efectuados.
No Capítulo 5, são apresentadas simulações numéricas de alguns dos ensaios
realizados e descritos no Capítulo 3. Para a realização dessas simulações foi necessário
implementar um critério de rotura no código computacional. Através destas simulações foi
possível ter uma melhor percepção e interpretação dos resultados obtidos por via
experimental.
Por fim, no Capitulo 6, são apresentadas as principais conclusões a retirar deste
trabalho.
3
2
CONCEITOS INTRODUTÓRIOS
2.1 NOÇÕES GERAIS SOBRE FRP’S
Os polímeros reforçados com fibras (FRP, Fibre Reinforced Polymers) são constituídos por
duas ou mais fases (materiais) distintas que são pensadas de modo a que o resultado final,
i.e. o FRP, tenha propriedades superiores às dos seus constituintes individualmente. De
notar que, as propriedades aqui referidas, incluem não só as mecânicas, como também as
físicas e funcionais do produto final. Um exemplo do que se acaba de afirmar é o caso da
resistência mecânica à tracção, pois neste caso o produto final revela-se menos resistente
que um dos seus constituintes, nomeadamente, as fibras, conforme se pode constatar na
Figura 2.1 (CNR-DT 200: 2004). Por norma podem ser identificadas nos FRP’s as seguintes
fases: o reforço (fibras), a matriz (elemento de ligação) e a interface entre os dois anteriores.
f fib,max
Fibra
FRP
Matriz
f m,max
εfib,max
εm,max
Figura 2.1: Relação Tensão versus Extensão da fibra, da matriz e do FRP final (adaptado de CNRDT 200: 2004)
Capítulo 2 – Conceitos Introdutórios
As fibras apresentam-se normalmente sob a forma de pequenos filamentos, têm
elevado módulo de elasticidade e resistência à tracção, baixa densidade e comportamento
tipicamente frágil. Esta fase é responsável pela rigidez e resistência do produto final. Em
função da orientação destas, os FRP’s podem ser unidireccionais (fibras orientadas numa só
direcção) ou multi-direccionais (fibras orientadas em várias direcções). Em função do tipo de
fibra usado, os FRP’s podem ser classificados como: GFRP – Glass Fiber Reinforced
Polymer, CFRP – Carbon Fiber Reinforced Polymer ou AFRP – Aramid Fiber Reinforced
Polymer, entre outros.
As fibras mais usadas em aplicações de Engenharia Civil são as de carbono, vidro e
aramida. De entre estas, as mais usadas no contexto do reforço de estruturas são as de
carbono pois apresentam melhores propriedades mecânicas (mais resistentes à acção de
agentes químicos, imunes à corrosão e não absorvem água), seguindo-se as fibras de vidro
(têm menor custo mas maior peso específico além de apresentarem grande sensibilidade a
meios alcalinos e serem menos resistentes a acções de fadiga) e, por último, as de aramida
(devido às dificuldades de moldagem, à baixa resistência à compressão e a serem sensíveis
à fluência, à acção dos raios ultra-violeta e às temperaturas elevadas) (Barros 2004). Na
Tabela 2.1 apresentam-se algumas propriedades típicas dos três tipos de fibra acima
referidos (FIB 2007).
Tabela 2.1: Propriedades típicas das fibras usadas nos FRP’s (FIB 2007)
E-vidro
Carbono
(alta resistência)
Aramida
(Kevlar 49)
Densidade [kg/m3]
2500
1750
1440
Resistência à tracção [MPa]
3450
3500
3620
Módulo de elasticidade
longitudinal [GPa]
72
240
124
Extensão última à tracção [%]
2,4
1,1
2,2
5
-0,6…-0,2
-2,0 longitudinal
59 radial
0,22
0,20
0,35
Propriedade
Coeficiente de expansão
térmica [10-6/ºC]
Coeficiente de Poisson
A matriz é normalmente contínua, menos rígida e resistente, sendo a sua principal
função, garantir que as fibras funcionem em conjunto, protegendo-as das agressões
ambientais, dos danos mecânicos e dos fenómenos de instabilidade e garantir a
transferência local de tensões entre reforços (Santiago 1998). Assim sendo, em termos de
comportamento estrutural, as suas propriedades mecânicas mais relevantes são a
resistência ao corte e à tracção. Existem diversos tipos de matriz entre as quais se
destacam as seguintes no fabrico de compósitos: poliméricas, metálicas, cerâmicas e de
6
carbono. No campo da Engenharia Civil as mais utilizadas são as matrizes poliméricas.
Estas podem ser divididas em termoendurecíveis e termoplásticas. Os compósitos de matriz
termoplástica apresentam um ponto de saturação mais baixo que os compósitos de matriz
termorrígida (também designadas de termofixas ou termoendurecíveis). No caso dos
primeiros o ponto de saturação é atingido para uma absorção de aproximadamente 1% do
seu peso em água, já nos segundos esse valor é de aproximadamente 10% (Selzer e
Friedrich 1997).
Destes dois tipos de matriz, as termoendurecíveis são as mais aplicadas,
nomeadamente, as resinas do tipo polyester e epoxy, devido às suas excelentes
propriedades em termos de aderência à maior parte dos materiais e de resistência mecânica
e física às agressividades do meio ambiente. Em relação a este último aspecto verifica-se
que a humidade exerce menor efeito do que a temperatura na tensão de rotura dos
compósitos, sobretudo nos compósitos com matriz de resina epoxy (Shen e Springer 1981).
Na Tabela 2.2 identificam-se algumas das principais propriedades desses dois tipos de
resina (FIB 2007).
Tabela 2.2: Propriedades de resinas utilizadas em materiais compósitos (FIB 2007)
Matriz
Propriedade
Polyester
Densidade [kg/m3]
Epoxy
1200-1400 1200-1400
Resistência à tracção [MPa]
34,5-104
55-130
Módulo de elasticidade longitudinal [GPa]
2,1-3,45
2,75-4,10
0,35-0,39
0,38-0,40
55-100
45-65
0,15-0,60
0,08-0,15
Coeficiente de expansão térmica [10-6/˚C]
Teor de humidade [%]
Por último, falta referir a terceira das três fases que constituem os FRP’s, isto é, a
interface ou interfase, como também é designada. Esta é geralmente constituída por uma
camada muito fina (por vezes de apenas um único átomo) existente entre a fibra e a matriz.
A interface existe como consequência das interacções químicas entre a matriz e o reforço e
controla os mecanismos de rotura (CNR-DT 200: 2004).
Muito do que foi acima descrito para os FRP’s em geral é aplicável ao caso particular
do CFRP. Este tipo específico de FRP tem vindo a registar grande crescimento em termos
de procura arrastando igual aumento na investigação sobre os mesmos, e vice-versa.
7
Como meio de comparação e justificação da escolha do CFRP para a realização deste
trabalho, em detrimento de FRP’s com outro tipo de fibra, na Tabela 2.3 apresentam-se as
propriedades mecânicas típicas dos três principais tipos de FRP’s usados na Engenharia
Civil (FIB 2007). Para além dos parâmetros presentes na tabela, refere-se ainda que a fibra
de carbono é menos sensível à rotura por fluência e/ou fadiga e revela uma redução da
resistência à tracção a longo prazo menor que as restantes (CNR-DT 200: 2004).
Tabela 2.3: Propriedades mecânicas típicas do GFRP, AFRP e CFRP (FIB 2007)
Propriedade
Fracção de volume em fibras
E-vidro/ Kevlar 49/ Carbono/
epoxy
epoxy
epoxy
0,55
0,60
0,65
2100
1380
1600
Módulo de elasticidade longitudinal [GPa]
39
87
177
Módulo de elasticidade transversal [GPa]
8,6
5,5
10,8
Módulo de corte no plano [GPa]
3,8
2,2
7,6
Coeficiente de Poisson maior
0,28
0,34
0,27
Coeficiente de Poisson menor
0,06
0,02
0,02
Resistência à tracção longitudinal [MPa]
1080
1280
2860
Resistência à tracção transversal [MPa]
39
30
49
Resistência ao corte no plano [MPa]
89
49
83
Extensão última à tracção longitudinal [%]
2,8
1,5
1,6
Extensão última à tracção transversal [%]
0,5
0,5
0,5
Resistência à compressão longitudinal [MPa]
620
335
1875
Resistência à compressão transversal [MPa]
128
158
246
3
Densidade [kg/m ]
Os FRP’s, tal como todos os materiais, seguem um percurso de desenvolvimento,
desde a obtenção da matéria-prima até à conclusão do produto final. A compreensão do
comportamento do material ao longo de todo este processo é essencial para depois se
perceber o funcionamento e o desempenho do mesmo na fase de exploração. Nesse
contexto importa situar os FRP’s utilizados neste trabalho nessa cadeia de desenvolvimento.
Na Figura 2.2 apresenta-se um esquema elucidativo dos vários níveis de
desenvolvimento que podem existir quando se fala em FRP’s, bem como a escala de
análise que conduz à transição entre os vários níveis.
8
Matriz
Lamina
Fibra
Micromecânica
Macromecânica
Estrutura
Análise Estrutural
Laminado
Figura 2.2: Níveis e tipo de análise utilizados em materiais compósitos (adaptado de Daniel e Ishai
1994)
O presente trabalho, conforme já foi dito, compreende duas fases, uma primeira em
que será desenvolvido um novo tipo de laminado multi-direccional e uma segunda em que
se procura compreender o comportamento da ligação colada e ancorada entre o laminado
multi-direccional desenvolvido e o betão. Assim, a primeira fase deste trabalho situa-se entre
os níveis da lâmina e do laminado (macromecânica), e serão realizados ensaios de
caracterização geométrica e mecânica, quer das lâminas de fibras contínuas e
unidireccionais, quer do laminado resultante do empilhamento destas. Na segunda fase, o
trabalho situa-se entre o nível do laminado e da estrutura, uma vez que, embora não se
analise um produto acabado constituído exclusivamente por FRP (estrutura), é analisado um
sistema estrutural do qual o laminado desenvolvido é parte integrante.
Ao nível do laminado a designação normalmente atribuída está associada ao tipo de
FRP que constitui as várias lâminas. Se as lâminas não forem todas do mesmo tipo de
material, o laminado designa-se de híbrido. Se a orientação destas variar, então o laminado
é designado de multi-direccional. Adicionalmente, os laminados são designados pela sua
sequência de empilhamento. Na Tabela 2.4 apresentam-se alguns exemplos da forma como
a sequência de empilhamento é usualmente representada.
No caso em estudo o laminado é multi-direccional, apenas constituído por CFRP e tem
a sequência de empilhamento [45/-45/0/-45/45] ou de forma mais reduzida [±45/0]S.
9
Tabela 2.4: Exemplos de designação da forma de empilhamento dos laminados (adaptado de Daniel
e Ishai 1994)
Tipo de laminado
Configuração de empilhamento
Laminado
unidireccional com 6
camadas
[ 0 / 0 / 0 / 0 / 0 / 0 ] = [ 06 ]
Laminado ortogonal
simétrico
Laminado angular
simétrico
Laminado angular
assimétrico
Laminado multidireccional
Laminado híbrido
[0 / 90 / 90 / 0] = [0 / 90]S
[0 / 90 / 0] = [0 / 90]S
[ +45 / −45 / −45 / +45] = [ ±45]S
[30 / −30 / 30 / −30 / −30 / 30 / −30 / 30] = [ ±30]2S
[30 / −30 / 30 / −30 / 30 / −30 / 30 / −30] = [ ±30]4
[0 / 45 / −45 / −45 / 45 / 0] = [0 / ±45]S
[0 / 0 / 45 / −45 / 0 / 0 / 0 / 0 / −45 / 45 / 0 / 0] = [02 / ±45 / 02 ]S
[0 / 15 / −15 / 15 / −15 / 0] = [0 / ±15 / ±15 / 0]T = 0 / ( ±15 )2 / 0T
G
 0K / 0K / 45C / −45C / 90G / −45C / 45C / 0K / 0K  = 0K2 / ±45C / 90 

 S
T
Notas: número subscrito = número de camadas ou grupo de camadas; S = Sequência simétrica; T =
Total de camadas; = camada que define o plano de simetria; K, C e G = Kevlar, Carbono e Vidro,
respectivamente.
2.2 NORMAS PARA CARACTERIZAÇÃO DE COMPÓSITOS
Em qualquer trabalho de carácter experimental é necessária a caracterização dos materiais
intervenientes pois só assim se pode interpretar correctamente os resultados obtidos e
retirar conclusões com vista a generalização de comportamentos e procedimentos em
situações idênticas. Essa caracterização deve ser, sempre que possível, efectuada de
acordo com regras internacionais (normas), de modo a que, por exemplo, caracterizações
feitas em laboratórios diferentes sejam comparáveis.
Assim sendo, no âmbito do presente trabalho revela-se crucial definir desde o início as
características dos materiais utilizados, nomeadamente, as propriedades geométricas e
mecânicas do laminado multi-direccional de CFRP (MDL), bem como as normas através das
quais essas propriedades foram obtidas, uma vez que é pouco recomendável comparar
propriedades obtidas por normas diferentes.
Na Tabela 2.5 apresentam-se algumas normas, ASTM (American Society for Testing
and Materials) e ISO (International Organization for Standardization), que permitem
determinar algumas propriedades mecânicas de materiais compósitos de matriz polimérica.
Em termos de propriedades mais genéricas, como sejam as propriedades associadas
ao comportamento em tracção, compressão, flexão, fadiga e fluência, são apresentadas as
duas normas (ASTM e ISO), para as restantes, por se tratar de propriedades mais
10
específicas e cuja equivalência entre normas não é tão directa, apenas se apresentam as
versões ASTM, uma vez que estas normas são mais frequentemente utilizadas nesses
casos.
Tabela 2.5: Normas usadas na caracterização mecânica de materiais compósitos
Parâmetro em análise
ASTM
Regras de acondicionamento de plásticos para ensaios
D618-05
ISO
291:2008
Propriedades à tracção de materiais compósitos de
D3039/D3039M
matriz polimérica
527:1993
Propriedades à compressão de materiais compósitos de
D 3410/D3410M–03
matriz polimérica
14126:1999
Resistência à tracção de compósitos de matriz
D5766/5766M-02a
polimérica com furo aberto ou entalhe
Resistência à compressão de compósitos de matriz
D6484/6484M-02
polimérica com furo aberto
Resistência à tracção e compreensão de compósitos de
D6742/6742M-02
matriz polimérica com furo preenchido
Propriedades em flexão
D790–03
178:2001
Resistência ao esmagamento de laminados compósitos
D5961/D5961M-05
de matriz polimérica
Comportamento à fadiga por esmagamento
laminados compósitos de matriz polimérica
Comportamento em fluência
de
D6873-03
13003:2003
D2990–01
899-1:2003
Resistência ao arranque dos parafusos de compósitos
D7332/D7332M-07
de matriz polimérica reforçados com fibras
2.3 RESISTÊNCIA AO ESMAGAMENTO DE MATERIAIS COMPÓSITOS
O uso de FRP’s na reparação e/ou reforço de estruturas de betão tem vindo a assumir-se
como alternativa às técnicas tradicionalmente usadas, nomeadamente, encamisamento com
betão, aplicação de pré-esforço externo ou utilização de chapas metálicas. Esta situação
deve-se sobretudo às vantagens consideráveis que o uso dos FRP’s fornecem,
nomeadamente, maior resistência mecânica, maior durabilidade, excelente resistência à
corrosão, elevado rácio rigidez/peso e força/peso quando comparados com os materiais de
construção convencional, baixa expansão térmica, bom desempenho à fadiga e tolerância
ao dano, propriedades não magnéticas, facilidade de transporte e manuseio, baixo consumo
de energia durante a fabricação da matéria-prima e da estrutura final, e ainda o potencial
para a monitorização em tempo real. A maior vantagem dos FRP’s para aplicação em
11
Engenharia Civil, para além das referidas, é a capacidade de adaptabilidade geométrica, isto
é, o reforço de FRP pode ser organizado de acordo com as condições de carregamento de
modo a que este possa ser optimizado para o desempenho pretendido (ACI COMMITTEE
440 2002, Dias et al. 2004, Hejll et al. 2005).
No contexto do presente trabalho pretende-se explorar essa capacidade de adaptação
geométrica dos FRP’s. Para isso será necessária a colocação de ancoragens, tal como
atrás referido, para melhorar a ligação do material de reforço ao substrato de betão. É neste
contexto que se coloca a necessidade de avaliação da resistência ao esmagamento do
material. Para melhor compreender o comportamento dos FRP’s ao esmagamento, neste
capítulo são apresentados alguns aspectos que influenciam esse mesmo comportamento.
A resistência ao esmagamento depende essencialmente dos seguintes parâmetros:
rácio e/d, rácio w/d, área de ancoragem, momento de aperto das ancoragens, sequência de
empilhamento e rácio camadas a 0/±α˚ do FRP (Collings 1977, Akay e Kong Ah Mun 1995,
Thoppul et al. 2009). Na Figura 2.3 são apresentados os parâmetros geométricos referidos,
nomeadamente, o diâmetro (d), a distância ao bordo (e), a largura (w) e a espessura (t).
w
d
t
e
(a)
(b)
Figura 2.3: Definição dos parâmetros geométricos com influência na resistência ao esmagamento:
(a) planta; (b) vista lateral
Os três principais modos de rotura associados ao colapso de materiais compósitos
quando solicitados por esforços de esmagamento são a tracção, o corte e o esmagamento.
A rotura por tracção pura, está associada à rotura à tracção das fibras e da matriz devido a
concentrações de tensões nas proximidades do furo e ocorre sobretudo quando o rácio w/d
é pequeno. A rotura por corte é facilmente identificável pelas linhas de corte paralelas à
direcção do carregamento que surgem desde a zona do furo até ao bordo (ao longo da
dimensão e) e ocorre sobretudo quando o rácio e/d é muito pequeno e/ou em materiais
altamente ortotrópicos. A rotura por esmagamento surge quando o diâmetro é pequeno
relativamente aos valores de w e e, sendo uma rotura gradual e progressiva enquanto as
anteriores são catastróficas (frágeis). As roturas por corte e esmagamento resultam
essencialmente da rotura por corte e compressão das fibras e da matriz.
Na Tabela 2.6 apresentam-se imagens dos modos de rotura referidos bem como as
formulas que permitem a obtenção da resistência última em cada caso.
12
Tabela 2.6: Modos de rotura por esmagamento (ASTM D5961, 2005)
Tracção
σ un =
Corte
Pu
(w − d ) t
σ uxy =
Pu
2et
Esmagamento
σ ubr =
Pu
dt
Notas: = resistência última à tracção; = resistência última ao corte; = resistência última ao
esmagamento; = Força última; os restantes parâmetros estão definidos na Figura 2.3.
Para além destes três principais modos de rotura, podem surgir outros modos
secundários como o “tearout” (rasgar do laminado) e o “cleavage” (rachadura do laminado).
Estes modos só ocorrem após ocorrer esmagamento pelo que, por exemplo, na
caracterização da resistência ao esmagamento de laminados compósitos de matriz
polimérica, sempre que estes modos de rotura surjam os resultados desses ensaios são
considerados como inválidos. Normalmente o aparecimento destes modos secundários está
relacionado com valores inadequados de w e e, i.e., são grandes ao ponto de mobilizarem o
esmagamento do material, mas não suficientemente grandes, pelo que uma ligeira
diminuição de uma destas dimensões (devido ao esmagamento) altera o modo de rotura.
Tal como já foi referido, existem vários parâmetros que influenciam a resistência ao
esmagamento dos materiais compósitos. A maior dificuldade na compreensão da influência
destes parâmetros prende-se com o facto de não ser possível analisar cada um deles em
separado uma vez que a resistência ao esmagamento varia conforme a combinação destes.
Ainda assim, independentemente dos restantes parâmetros, pode dizer-se que a
resistência ao esmagamento é directamente proporcional ao rácio e/d, isto é, quanto maior
for a distância à extremidade ortogonal à direcção de carregamento (e), maior será a
resistência. Mais ainda, verifica-se a existência de um valor critico para os rácios e/d e w/d a
partir do qual o modo de rotura passa de rotura por tracção ou corte (modos indesejados por
serem muito frágeis) para uma rotura por esmagamento (modo desejado por ser mais dúctil)
(Thoppul et al. 2009).
O valor destes rácios, tal como referido, depende de outros parâmetros pelo que só é
possível definir estes rácios caso a caso. Na Tabela 2.7 apresenta-se um exemplo destes
para o caso específico de um laminado de CFRP com diferentes configurações de
empilhamento mantendo constantes os restantes parâmetros, nomeadamente, diâmetro
(d=6,35 mm), momento de aperto no parafuso ( σ z =22 MPa), número de camadas (12
13
camadas) e consequentemente igual espessura (t=3 mm). As únicas variáveis em estudo
eram os rácios e/d e w/d (Collings 1977).
Tabela 2.7: Rácios mínimos que conduzem a rotura por esmagamento (Collings 1977)
Configuração de Empilhamento Rácio e/d Rácio w/d
0°/90° >5
≥4
∓45° >4
≥8
0/±45° ≥3
≥4
0/±60° ≥3
≥5
Outro parâmetro referido que influencia a resistência ao esmagamento é a existência
ou não de pré-esforço e o seu valor. Os estudos existentes que abordam este parâmetro
normalmente recorrem a pernos (elementos sem zona roscada), nos casos em que não é
aplicado qualquer tipo pré-esforço, ou parafusos, nos casos em que este é aplicado.
Existem resultados experimentais que permitem afirmar que, para laminados de
carbono/epoxy, a resistência ao esmagamento de ligações com parafusos que apenas são
ajustados à “mão livre” é muito superior à resistência de ligações efectuadas com pernos
(sem qualquer tipo de aperto) (Collings 1977, Thoppul et al. 2009). Com o aumento do préesforço no parafuso a resistência ao esmagamento aumenta, chegando por vezes a ser
quase o dobro da resistência de delaminação por esmagamento. Esta situação pode ser
devida ao facto de o início da delaminação ser retardado pelo pré-esforço inicial, o que faz
com que o modo de rotura seja progressivo e não catastrófico conforme se verifica nas
ligações com pernos.
Na ausência de travamento lateral, a resistência ao esmagamento é inversamente
proporcional ao rácio d/t para a maioria dos materiais. Teoricamente, a máxima resistência
ao esmagamento é atingida para d/t=1; sendo que a probabilidade de rotura por corte no
perno/parafuso aumenta para d/t<1 (Akay e Kong Ah Mun 1995).
Em laminados de CFRP, dependendo do tamanho do furo, foram registados aumentos
de 60 a 170% na resistência ao esmagamento em ligação aparafusadas com momento de
aperto nos parafusos que conduzem a uma tensão normal de confinamento de 22 MPa
(Collings 1977). Ficou também demonstrado que o acréscimo de resistência para valores de
momento de aperto superiores é residual e que o risco de o laminado ficar danificado
aumenta, isto é, existe em cada caso um valor óptimo de momento de aperto acima do qual
não se obtêm benefícios em termos de resistência. Tendo em conta que os materiais
compósitos existentes hoje em dia resultam de métodos construtivos melhores que os
usados à data em que estes resultados foram obtidos (década de 70) verifica-se que o valor
14
do pré-esforço de aperto para o qual se obtém a máxima resistência ao esmagamento sem
danificar o laminado é superior a 22 MPa (Akay e Kong Ah Mun 1995).
Dos parâmetros referidos, no âmbito deste trabalho, nomeadamente na campanha de
ensaios de esmagamento em provetes de MDL, será dado especial enfoque à influência do
pré-esforço na resistência ao esmagamento.
2.4 COMPORTAMENTO DA LIGAÇÃO DE FRP’s COLADOS AO BETÃO
Conforme já foi referido, o presente trabalho tem como um dos objectivos a melhoria da
técnica de reforço EBR através da aplicação de ancoragens mecânicas em adição à
colagem. Neste capítulo apresentam-se alguns aspectos relacionados com ligação colada
de laminados de FRP, com destaque para o problema do destacamento precoce desta,
justificando-se assim a motivação deste trabalho.
Desprezando outras acções externas, a resistência de uma ligação colada está
associada à forma como se consegue garantir uma boa aderência entre os materiais
envolvidos nessa ligação, coincidindo a máxima resistência da ligação com o menor valor de
aderência entre as várias partes.
O destacamento (perda de adesão) na ligação de FRP’s colados a elementos de betão
pode assim ocorrer ao nível do betão, do adesivo e/ou do FRP (ver Figura 2.4). Em
princípio, sendo este último o mais resistente dos três, a resistência ao destacamento da
ligação não será condicionada pelo FRP. Contudo esta pode ocorrer, por exemplo, no caso
de laminados multi-direccionais em que ocorra o destacamento na interface entre duas
camadas consecutivas cujas fibras tenham diferente orientação (delaminação). Este
problema em princípio não deverá ser colocado, se o material de reforço aplicado for
correctamente fabricado.
O destacamento ao nível do adesivo pode manifestar-se em três zonas distintas,
nomeadamente, na interface entre este e o FRP, na interface entre este e o betão ou ainda
no próprio adesivo. Os primeiros dois casos só ocorrem se o tratamento das superfícies não
for devidamente executado. O aparecimento do último caso, de acordo com a pesquisa
bibliográfica efectuada, ainda não foi reportado pelo que se pode considerar como um caso
teórico.
O destacamento ao nível da camada superficial de betão será, em princípio, o mais
frequente, uma vez que este será o elo mais fraco no conjunto dos três constituintes da
ligação, até porque, no cenário de aplicação deste tipo de sistemas de reforço, o material de
base (betão) apresenta-se normalmente com propriedades inferiores às que tinha no estado
virgem, devido ao desgaste proveniente da sua utilização, enquanto o material de reforço e
o adesivo estarão ainda com as suas propriedades máximas.
No âmbito do presente trabalho não são apresentadas considerações mais
aprofundadas sobre o comportamento da ligação entre o FRP e o betão, visto que nos
últimos anos este assunto tem sido substancialmente aprofundado. Informação relevante
15
nesta área poderá ser encontrada em vários documentos (e.g. FIB 2001, CNR-DT 200:2004,
ACI 2008).
Desintegração do betão
de recobrimento
Destacamento na interface
adesivo-betão
Destacamento do Adesivo
Betão
Adesivo
FRP
Destacamento do FRP
Figura 2.4: Zonas de destacamento em ligações FRP/betão coladas (adaptado de CNR-DT
200:2004)
Juvandes (1999) apresentou um resumo bastante abrangente dos principais tipos de
ensaios já realizados com vista a caracterização, por via experimental, da aderência entre
provetes de betão e placas de laminado de FRP. Os ensaios foram separados e designados
de acordo com o tipo de carregamento principal do ensaio, nomeadamente, corte, flexão ou
tracção, resultando três grupos de ensaios de aderência – ensaios de corte, de flexão ou
ensaios directos de tracção e/ou torção (ensaios de arrancamento), respectivamente.
No contexto do presente trabalho considerou-se que os sistemas mais eficazes e
representativos do comportamento real da ligação FRP/betão são os ensaios de corte.
Estes, segundo o mesmo autor, podem ser divididos em dois tipos de ensaios, de acordo
com o número de superfícies de corte existentes nos provetes de betão. Surgem assim os
modelos de junta simples ou de junta dupla.
O sistema de ensaio adoptado neste trabalho trata-se de um modelo de corte com
junta simples adaptado de um outro trabalho (Täljsten 1997).
16
3
DESENVOLVIMENTO DO MDL-CFRP
3.1 INTRODUÇÃO
Conforme anteriormente referido, no âmbito do projecto em que este trabalho se insere foi
necessário desenvolver um novo tipo de laminado multi-direccional. Foi também dito que os
laminados de fibras de carbono são os que apresentam melhores propriedades mecânicas.
Assim, ficou desde logo definido que o material de base para o novo laminado seria o
CFRP.
Dos vários métodos de produção de laminados existentes, aquele que revelou ser o
mais vantajoso nesta fase foi o método de fabrico por autoclave. Embora existam outros
métodos de fabrico mais competitivos em termos económicos, nomeadamente a pultrusão, o
fabrico de laminados por autoclave, conduz a um produto final esbelto, com superfícies
exteriores de acabamento regular e a nível interno bem consolidado, isto é, com índice de
vazios relativamente baixo (Akay e Kong Ah Mun 1995).
Collings (1977) desenvolveu um trabalho de investigação de modo a procurar
determinar a configuração de laminado (orientação de cada lamina e número de lâminas)
que melhor comportamento apresentasse para o caso de ligações aparafusadas. Verificouse que o melhor empilhamento de camadas a 0˚ e ±45˚, em termos de comportamento ao
esmagamento, teria ente 30 a 50% de camadas a ±45˚. Assim sendo, tendo em conta as
propriedades geométricas e mecânicas dos materiais seleccionados para fabricar o MDLCFRP optou-se pela configuração de empilhamento quasi-isotrópica apresentada na Figura
3.1. Com esta configuração consegue-se uma percentagem de camadas a ±45˚, em termos
de volume, de cerca de 30 a 35%.
O MDL-CFRP produzido é então constituído por duas camadas de pré-impregnado
unidireccional de carbono/epoxy (SEAL, TEXIPREG® HS 160 REM) orientadas a ±45˚ em
ambas as faces de uma camada de laminado unidireccional de carbono/epoxy (S&P, CFK®
150/2000) orientada a 0˚. No que se segue deste trabalho estes dois tipos de laminados
serão referidos como HS e CFK, respectivamente, e o MDL-CFRP será abreviado para
MDL.
Com esta configuração pretende-se obter um material com propriedades ortotrópicas,
isto é, um material que revele elevadas propriedades mecânicas na direcção das fibras de
Capítulo 3 – Desenvolvimento do MDL-CFRP
Secção Transversal
CFK e, ao mesmo tempo, consiga mobilizar alguma resistência na direcção ortogonal a esta,
de modo a absorver a concentração de tensões provenientes das ligações aparafusadas.
+45º
TEXIPREG® HS 160 REM
-45º
0º
CFK® 150/2000
-45º
TEXIPREG® HS 160 REM
+45º
Figura 3.1: Sequência de empilhamento das camadas que constituem o MDL
Os dois constituintes do MDL eram fornecidos em rolo, tendo 600 mm e 120 mm de
largura os rolos de HS e CFK, respectivamente. De acordo com os respectivos fabricantes,
as propriedades destes dois materiais são as apresentadas na Tabela 3.1.
Tabela 3.1: Propriedades dos materiais que constituem o MDL
Propriedade
Espessura [mm]
CFK
HS
1,4
0,15
Resistência tracção [MPa]
2000 1700
Modulo elasticidade [GPa]
165
150
3.2 PROGRAMA EXPERIMENTAL
O programa experimental foi definido tendo como objectivo a caracterização geométrica e
mecânica do MDL. Na Tabela 3.2 apresenta-se o programa experimental desenvolvido, bem
como a designação de cada série, número de provetes e correspondente geometria.
Tabela 3.2: Programa experimental
Tipo Ensaio
UDL
MDL
18
Designação
Nº Provetes Geometria [mm3]
Propriedades Tracção 0˚
CFK-TP_d0
6
250 x 25 x 1.4
CFK-TP_d90
6
120 x 25 x 1.4
CFK-TP_d45
HS-TP_d45
6
6
140 x 25 x 1.4
120 x 25 x 1.4
Propriedades Flexão 0˚
CFK-FS_d0
6
60 x 20 x 1.4
MDL-TP_d0
6
250 x 25 x 1.4
MDL-TP_d90
6
120 x 25 x 1.4
Resistência Esmagamento MDL-BS_d0
6
175 x 60 x 2.2
Propriedades Flexão 0˚
6
60 x 20 x 1.4
MDL-FP_d0
De acordo com as necessidades materiais definidas no programa de ensaios foram
produzidas três placas de MDL das quais seriam extraídos os provetes de ensaio. Estes
foram obtidos por corte a jacto de água das placas produzidas, tendo-se definido várias
orientações do corte de acordo com o programa de ensaios definido.
A produção das placas realizou-se no INEGI – Instituto de Engenharia Mecânica e
Gestão Industrial da Universidade do Porto. De acordo com as dimensões atrás referidas foi
necessário fazer um arranjo geométrico nas camadas unidireccionais de modo a obter-se o
empilhamento definido na Figura 3.1. Na Figura 3.2 é apresentada a forma como o arranjo
geométrico foi realizado. No momento de cortar os provetes necessários das placas de MDL
produzidas, excluiu-se a zona central destas por aí existir uma zona de sobreposição de HS.
HS [+45º]
HS [+45º]
HS [-45º]
HS [-45º]
CFK [0º]
HS [-45º]
HS [-45º]
HS [+45º]
HS [+45º]
Figura 3.2: Arranjo geométrico utilizado no fabrico das placas de MDL
A análise do material incluiu a inspecção visual aos provetes, antes e depois dos
ensaios, e os resultados obtidos a partir destes, nomeadamente os valores na rotura de
força, tensão e extensão, e ainda o módulo de elasticidade.
3.3 PRODUÇÃO DO MDL
O laminado multi-direccional foi produzido a partir de dois laminados diferentes que
necessitaram de tratamentos diferenciados no momento da produção. O pré-impregnado de
matriz epoxy é fornecido na forma de “tape” protegida com duas camadas de papel ou
plástico. Enquanto não for utilizado deverá permanecer numa câmara climática a uma
temperatura próxima dos -18˚C e ser retirado desta cerca de seis horas antes da sua
utilização. Após o período de aquecimento à temperatura ambiente definido pelo fabricante,
19
o pré-impregnado foi cortado a 45˚. As películas protectoras foram removidas apenas no
momento do empilhamento.
O laminado unidireccional CFK é fornecido na forma de rolo sem qualquer tipo de
protecção pelo que necessitou de cuidados adicionais. Primeiro foram cortadas do rolo três
faixas com 1300 mm. Este comprimento foi essencialmente condicionado pelas dimensões
operacionais do autoclave. De seguida estas foram lixadas com lixa fina (ver Figura 3.3a). A
lixagem tem dois propósitos, remover quaisquer resíduos superficiais que pudessem
dificultar o empilhamento e facultar alguma rugosidade à superfície do laminado de modo a
melhorar a adesão entre as camadas. Por fim as placas foram limpas com acetona para
remover os resíduos gerados na lixagem.
O empilhamento das camadas foi efectuado numa maca própria para depois ser
colocada no autoclave (Figura 3.3c). Na face da maca em contacto com o HS foi aplicado
desmoldante e na sua periferia foi aplicada uma fita adesiva para funcionar como vedante.
As camadas previamente cortadas foram empilhadas e compactadas de modo a evitar a
formação de bolsas de ar na interface entre as camadas. Para conferir um acabamento
rugoso, no topo do empilhamento foi ainda aplicada uma camada de peel-ply (Figura 3.3d)
e, por cima desta, foi colocada uma chapa metálica, previamente untada com desmoldante
(Figura 3.3b), para garantir uma distribuição uniforme da pressão ao longo do laminado
durante o processo de cura. Por fim foram aplicados uma manta e um saco de vácuo colado
nas fitas vedantes que haviam sido aplicadas na periferia da maca. No saco de vácuo foram
colocados dois dispositivos que permitiram a ligação ao sistema de vácuo (Figura 3.3e).
Após removido o ar no interior do saco, a maca foi introduzida no autoclave para se
proceder à cura do sistema (Figura 3.3f). Durante este processo, devido ao aumento de
temperatura e pressão, a resina do pré-impregnado fluidifica e espalha-se na interface entre
as várias camadas, solidarizando-as e formando assim o produto final – MDL. O processo
de cura compreende as seguintes etapas:
• Aquecimento à taxa de 3˚C/min até 140 ˚C;
• Patamar de 1 hora a 140 ˚C com 2 bar de pressão;
• Arrefecimento à taxa de 3˚C/min até à temperatura ambiente.
Após retirar a maca da máquina de autoclave desmoldou-se o sistema de modo a
aceder às placas de MDL-CFRP produzidas.
O processo de corte iniciou-se com o desenho em CAD dos provetes que se
pretendiam extrair das placas de MDL-CFRP. Nesta fase foi necessário ter em conta a
espessura da linha de corte gerada pelo jacto de água, de modo a que as dimensões
obtidas coincidissem com a geometria final pretendida para cada provete. Foi necessário
desenvolver um sistema de amarração das placas de MDL-CFRP durante o corte, uma vez
que estas são muito leves e não estando fixas poderiam deslocar-se o que resultaria em
cortes mal realizados.
20
A fase de corte expõe o MDL-CFRP ao contacto com grandes quantidades de água. Assim,
após o corte, os provetes foram colocados numa câmara com ambiente controlado durante
uma semana.
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 3.3: Processo fabrico do MDL: (a) lixagem das placas de CFK; (b) aplicação de desmoldante
nas chapas metálicas; (c) empilhamento das camadas de CFK e HS; (d) aplicação de peel-ply no
topo do empilhamento das camadas CFK e HS; (e) aplicação do saco de vácuo na fita adesiva
aplicada na periferia da maca e aplicação dos dispositivos para fazer a ligação ao sistema de vácuo;
(f) entrada da maca na máquina de autoclave
3.4 PROVETES DE ENSAIO
De acordo com o programa de ensaios definido foi necessário cortar provetes dos três tipos
de material, nomeadamente, HS, CFK e MDL. O processo de corte dos provetes
unidireccionais foi idêntico ao atrás descrito para os provetes multi-direccionais. As
dimensões foram definidas, sempre que possível, de acordo com as normas referentes a
cada um dos ensaios realizados.
Os provetes foram identificados de acordo com a nomenclatura M_E_d_i, em que:
•
M – Tipo de material usado, podendo este ser CFK, HS ou MDL;
•
E – Tipo de ensaio, podendo este ser TP, ensaio à tracção (Tensile Properties,
na nomenclatura inglesa); FP, ensaio à flexão (Flexural Properties, na nomenclatura inglesa)
ou BS, ensaio de esmagamento (Bearing Strength, na nomenclatura inglesa);
21
•
d – Direcção de aplicação da força, em relação à orientação das fibras da
camada de CFK (em graus);
•
i – Número de ordem do provete.
3.4.1 Ensaios de Tracção
Os ensaios de tracção uniaxial efectuados foram definidos de modo a conseguir-se
caracterizar satisfatoriamente o comportamento do MDL. A caracterização foi dividida em
três séries diferentes de acordo com o ângulo definido entre as fibras da camada de CFK
existente no núcleo do MDL e a direcção de aplicação do carregamento, nomeadamente, 0˚,
45˚ e 90˚.
Os ensaios a 0˚ foram efectuados com CFK (uma camada orientada a 0˚ – ver Figura
3.4a) e MDL (ver Figura 3.4b) de modo a verificar a resposta destes para a direcção
principal. De facto, aquando da aplicação do MDL nas faces do betão (elemento a reforçar),
será esta a direcção mais solicitada. Adicionalmente foram também realizados ensaios com
laminados de CFK de modo a determinar a contribuição deste na resistência à tracção a 0˚
do MDL.
Os ensaios a 45˚ foram efectuados com CFK (uma camada orientada a 45˚ – ver
Figura 3.4c) e HS (quatro camadas orientadas a ±45˚ – ver Figura 3.4d) de modo a procurar
entender o comportamento destes para uma situação intermédia entre 0˚ e 90˚.
Os ensaios a 90˚ foram efectuados com CFK (uma camada orientada a 90˚ – ver
Figura 3.4e) e MDL (ver Figura 3.4f) de modo a avaliar o comportamento do MDL nesta
direcção de carregamento e ainda verificar a contribuição da camada de CFK neste caso
comparativamente às de HS avaliadas no cenário anterior.
Na Figura 3.5 apresentam-se de forma esquemática os provetes extraídos de cada
placa.
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 3.4: Séries de ensaio de tracção uniaxial: (a) CFK 0˚; (b) MDL 0˚; (c) CFK 45˚; (d) HS 45˚; (e)
CFK 90˚; (f) MDL 90˚
22
Figura 3.5: Esquema de corte dos provetes de CFK, HS e MDL
Todos os ensaios de tracção foram efectuados de acordo com a ISO 527-4 (1997). Na
Figura 3.6 apresenta-se o esquema tipo dos provetes com indicação das dimensões
relevantes, eixos de referência e “end tabs”. Na Tabela 3.3 apresentam-se os valores das
dimensões recomendadas na norma e das dimensões dos provetes ensaiados.
2
LT
L2
L3
end tab
hT
b1
1
LT
Laminado
h
Figura 3.6: Geometria e eixos dos provetes para os ensaios de tracção
Tabela 3.3: Dimensões dos provetes
Variável
Dimensões referidas na norma [mm] Dimensões dos provetes [mm]
0˚
90˚
0˚
45˚
90˚
L3
L2
250
150±1
250
150±1
250
150
140
80
120
60
b1
15±0,5
25±0,5
25
25
25
h*
1±0,2
2±0,2
̶
̶
̶
LT
≥ 50
≥ 50
50
30
30
hT
0,5 a 2
0,5 a 2
2
2
2
* A espessura h varia conforme se trate de CFK, HS ou MDL.
Para cada um dos provetes foram efectuadas as medições das grandezas
apresentadas na Figura 3.6, nomeadamente os comprimentos L2 e L3, e em três secções S1,
S2 e S3, representadas na Figura 3.7, mediu-se a largura b1 e a espessura h. Todas as
medições foram efectuadas com paquímetro digital, com leitura em [mm] e resolução de
23
0,01 mm. Nas Tabelas 3.4 a 3.7, apresentam-se os resultados das medições dos provetes
para os ensaios de tracção uniaxial.
5
5
S1
S2
S3
Figura 3.7: Secção medidas nos provetes
Tabela 3.4: Medições efectuadas aos provetes de CFK e MDL para os ensaios de tracção a 0˚
Secção S1
Provete
Secção S2
Secção S3
L2
L3
b1
h
b1
h
b1
h
[mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]
CFK-TP_d0_1 140,0 240,0 22,50 1,41 22,49 1,40 22,51 1,41
CFK-TP_d0_2 147,0 247,0 22,65 1,41 22,57 1,40 22,69 1,41
CFK-TP_d0_3 148,5 248,5 22,59 1,42 22,41 1,42 22,43 1,42
CFK-TP_d0_4 147,0 247,0 22,48 1,41 22,52 1,40 22,45 1,41
MDL-TP_d0_1 149,5 249,5 24,56 2,04 24,58 2,07 24,50 2,06
MDL-TP_d0_2 149,0 249,0 24,25 2,02 24,27 2,05 24,30 1,98
MDL-TP_d0_3 149,5 249,5 24,33 2,01 24,40 2,05 24,40 2,05
Dimensões
médias
b1
h
[mm]
[mm]
22,50
1,41
(0,0%)
(0,4%)
22,64
1,41
(0,3%)
(0,4%)
22,48
1,42
(0,4%)
(0,0%)
22,48
1,41
(0,2%)
(0,4%)
24,55
2,06
(0,2%)
(0,7%)
24,27
2,02
(0,1%)
(1,7%)
24,38
2,04
(0,2%)
(1,1%)
Nota: Os valores dentro de parênteses correspondem aos respectivos coeficientes de variação.
Tabela 3.5: Medições efectuadas aos provetes de CFK para os ensaios de tracção a 45˚
Secção S1
Provete
Secção S2
Secção S3
L2
L3
b1
h
b1
h
b1
h
CFK-TP_d45_1 67,5 127,5 22,71 1,40 22,59 1,39 22,50 1,39
CFK-TP_d45_2 66,5 126,5 22,51 1,41 22,40 1,41 22,32 1,40
Dimensões
médias
b1
h
[mm]
[mm]
22,60
1,39
(0,5%)
(0,4%)
22,41
1,41
(0,4%)
(0,4%)
24
Tabela 3.6: Medições efectuadas aos provetes de HS para os ensaios de tracção a 45˚
Secção S1
Provete
Secção S2
Secção S3
Dimensões médias
L2
L3
b1
h
b1
h
b1
h
HS-TP_d45_1 59,0 119,0 24,25 0,66 24,29 0,69 24,30 0,64
HS-TP_d45_2 59,5 119,5 24,32 0,68 24,28 0,66 24,19 0,63
HS-TP_d45_3 57,5 117,5 26,70 0,63 26,90 0,67 26,73 0,66
HS-TP_d45_4 58,0 118,0 25,49 0,66 25,76 0,68 25,77 0,68
HS-TP_d45_5 58,5 118,5 25,67 0,66 25,60 0,69 25,33 0,66
HS-TP_d45_6 58,5 118,5 26,00 0,60 26,04 0,62 25,99 0,64
b1
[mm]
h
[mm]
24,28
0,66
(0,1%)
(3,8%)
24,26
0,66
(0,3%)
(3,8%)
26,78
0,65
(0,4%)
(3,2%)
25,67
0,67
(0,6%)
(1,7%)
25,53
0,67
(0,7%)
(2,6%)
26,01
0,62
(0,1%)
(3,2%)
Tabela 3.7: Medições efectuadas aos provetes de CFK e MDL para os ensaios de tracção a 90˚
Secção S1
Provete
Secção S2
Secção S3
L2
L3
b1
h
b1
h
b1
h
CFK-TP_d90_1 57,5 117,5 26,97 1,48 26,77 1,50 26,80 1,51
MDL-TP_d90_1 59,6
120
24,68 2,39 24,72 2,39 24,79 2,37
MDL-TP_d90_2 58,5
119
24,74 2,07 24,81 2,10 24,68 2,09
MDL-TP_d90_3 58,5
119
24,72 2,08 24,74 2,11 24,61 2,06
MDL-TP_d90_4
58
118
26,48 2,44 26,54 2,42 26,07 2,31
MDL-TP_d90_5
58
118
26,07 2,31 26,10 2,38 26,09 2,36
MDL-TP_d90_6
59
119
25,85 2,15 25,70 2,22 26,58 2,19
Dimensões
médias
b1
h
[mm]
[mm]
26,85
1,50
(0,4%)
(1,0%)
24,73
2,38
(0,2%)
(0,5%)
24,74
2,09
(0,3%)
(0,7%)
24,69
2,08
(0,3%)
(1,2%)
26,36
2,39
(1,0%)
(2,9%)
26,09
2,35
(0,1%)
(1,5%)
26,04
2,19
(1,8%)
(1,6%)
O valor médio da largura b1 de cada provete não sofreu grandes variações sendo o
maior coeficiente de variação de 1,8%. Este dado revela a eficiência do método de corte
adoptado já que se obtiveram provetes uniformes na direcção de maior extensão do corte.
25
O valor médio da espessura h dos provetes de CFK quase não varia uma vez que os
provetes foram cortados directamente do material proveniente do fornecedor. Já os provetes
de HS e MDL revelam algumas variações na espessura, fundamentalmente devido ao
processo de fabrico. Contudo os valores obtidos nunca excederam os 4%.
A zona de fixação dos provetes às amarras da máquina de tracção foi materializada,
tal como atrás referido, através de “end tabs”. Os “end tabs” tinham espessura hT = 2,0 mm
e comprimento LT = 50,0 mm ou LT = 30,0 mm conforme se trata-se de ensaios de tracção
uniaxial a 0˚ ou a 45˚/90˚, respectivamente. O material escolhido para a realização destes foi
uma liga de zinco (ver Figura 3.8). A principal função dos “end tabs” era minimizar a
concentração de tensões na zona das amarras, resultantes do aperto destas, de modo a
induzir a rotura na zona central do provete.
(a)
(b)
Figura 3.8: Exemplo de provete para ensaios de tracção uniaxial (pormenor dos “end tabs”): (a) vista
de cima; (b) vista lateral
3.4.2 Ensaios de Flexão
Os ensaios de flexão foram efectuados em provetes de CFK e MDL. O principal propósito
destes ensaios foi aferir a qualidade da ligação entre as camadas de HS e a camada central
de CFK que constituem o MDL. Adicionalmente obteve-se o valor do módulo de elasticidade
em flexão.
Os ensaios foram realizados de acordo com a ASTM: D 790 – 03 (2006). Na Figura
3.9 apresenta-se a configuração de ensaio com indicação das dimensões relevantes. Os
valores recomendados pela norma foram utilizados, nomeadamente, LT = 60,0 mm e
LS = 40,0 mm, respectivamente, comprimento total do provete e vão do sistema de três
pontos de carga usado no ensaio.
S2
S3
b
S1
LT
(a)
LS
(b)
Figura 3.9: Configuração dos ensaios de flexão: (a) Dimensões dos provetes (vista em planta);
(b) Setup de ensaio (vista lateral)
26
Para cada um dos provetes mediu-se a largura b e a espessura h nas secções dos
apoios e do ponto de carga (meio vão). Os resultados das medições são apresentados na
Tabela 3.8. As medições foram efectuadas com paquímetro digital, com leitura em [mm] e
resolução de 0,01 mm.
Tabela 3.8: Medições efectuadas aos provetes de flexão
Secção S1
Provete
b
Secção S2
h
b
h
Secção S3
b
h
[mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]
Dimensões médias
b
h
[mm]
[mm]
CFK-FP_1 19,95
1,45
20,03
1,44
20,03
1,45
20,00 (0,2%) 1,45 (0,4%)
CFK-FP_2 20,20
1,44
19,90
1,45
19,90
1,46
20,00 (0,9%) 1,45 (0,7%)
CFK-FP_3 19,80
1,45
20,30
1,44
19,90
1,46
20,00 (1,3%) 1,45 (0,7%)
CFK-FP_4 19,90
1,44
20,20
1,45
19,90
1,45
20,00 (0,9%) 1,45 (0,4%)
MDL-FP_1 14,99
2,03
15,00
2,06
15,00
2,05
15,00 (0,0%) 2,05 (0,7%)
MDL-FP_2 15,00
2,03
15,00
2,00
15,01
2,01
15,00 (0,0%) 2,01 (0,8%)
MDL-FP_3 15,00
2,10
14,99
2,09
15,00
2,09
15,00 (0,0%) 2,09 (0,3%)
O valor médio da largura b e da espessura h de cada um dos provetes não sofreu
grandes variações traduzindo a eficácia do método de corte utilizado. Nestes provetes não é
tão evidente a influência do fabrico na espessura dos provetes, uma vez que o comprimento
destes é mais pequeno comparativamente com os provetes dos ensaios de tracção.
3.4.3 Ensaios de Esmagamento
A caracterização do MDL incluiu também a avaliação do seu comportamento mecânico ao
esmagamento através da realização de ensaios de esmagamento. Para tal foram
preparados seis provetes de MDL de acordo com as prescrições incluídas na norma ASTM
D5961 – 05 (2005). Adicionalmente, como forma de verificar a importância da incorporação
do HS, efectuaram-se ensaios de esmagamento em provetes de CFK.
Embora não exista consenso quanto ao método mais eficiente para realizar a furação
dos laminados, existe quanto à necessidade de esta ser bem executada pois tem influência
directa nos resultados obtidos. No âmbito do presente trabalho foram realizados testes
preliminares em partes de laminado que sobraram do corte dos provetes. Desses testes
concluiu-se que o sistema de corte que conduzia a furos com superfície interna mais regular
e com menor delaminação do bordo do furo era constituído por uma broca normal para
madeira com a dimensão final do furo, máquina de furação de base fixa e suporte dos
provetes no meio de duas placas de acrílico. A furação foi realizada de forma gradual de
27
modo a que o desperdício originado pudesse ir saindo da zona do furo em vez de ficar
acumulado neste. As placas de acrílico têm como objectivo diminuir a delaminação
provocada pela entrada (em cima) e pela saída (em baixo) da broca. Foram usadas placas
de acrílico transparentes de modo a se poder localizar a marcação do furo.
Na Figura 3.10 apresenta-se um esquema tipo dos provetes usados nos ensaios de
esmagamento com indicação das dimensões relevantes.
2
1
LT
L2
L3
end tab
hT
Laminado
h
5
a1
w
d
a2
S1
S2
b
S3
Figura 3.10: Geometria, eixos e dimensões dos provetes para os ensaios de esmagamento
Nas Tabelas 3.9 e 3.10 apresentam-se os resultados das medições efectuadas aos
provetes de CFK nas secções S1, S2 e S3, acima definidas, com um paquímetro digital com
0,01 mm de resolução.
Tabela 3.9: Medições efectuadas aos provetes de esmagamento
Secção S1 Secção S2 Secção S3 Dimensões médias
Provete
L2
L3
w
h
w
h
w
h
w
h
[mm]
[mm]
58,73
1,41
CFK-BS_1 124 174 58,85 1,41 58,60 1,41 58,75 1,41
(0,2%)
CFK-BS_2
126
176
59,19 1,41 58,83 1,41 59,20 1,42
CFK-BS_3
128
178
57,76 1,42 58,30 1,42 59,40 1,41
CFK-BS_4
125
175
59,65 1,40 60,30 1,41 59,87 1,42
1,41
(0,4%)
(0,4%)
58,49
1,42
(1,4%)
(0,4%)
59,94
1,41
(0,6%)
(0,7%)
Nota: Os valores dentro de parênteses correspondem ao coeficiente de variação.
28
(0,0%)
59,07
Secção S1 Secção S2 Secção S3 Dimensões médias
Provete
L2
L3
w
h
w
h
w
h
w
h
[mm]
[mm]
59,35
2,09
MDL-BS_1 124 174 59,37 2,08 59,37 2,10 59,32 2,08
(0,0%)
MDL-BS_2
124
174
59,52 2,07 59,37 2,07 59,45 2,14
MDL-BS_3
125
175
59,30 2,06 59,32 2,13 59,38 2,10
MDL-BS_4
125
175
59,41 2,08 59,41 2,06 59,37 2,08
MDL-BS_5
124
174
59,41 2,05 59,22 2,06 59,33 2,05
MDL-BS_6
126
176
59,16 2,08 59,28 2,12 59,30 2,07
(0,6%)
59,45
2,09
(0,1%)
(1,9%)
59,33
2,10
(0,1%)
(1,7%)
59,40
2,07
(0,0%)
(0,6%)
59,32
2,05
(0,2%)
(0,3%)
59,25
2,09
(0,1%)
(1,3%)
Nota: Os valores dentro de parênteses correspondem ao coeficiente de variação.
Na Tabela 3.11 são apresentadas as restantes medições efectuadas, nomeadamente,
os valores de a1, a2 e b, que permitem definir a localização do furo, e ainda dm que é o valor
médio do diâmetro do furo.
Provete
a1
[mm]
Zona do Furo
a2
b
[mm]
[mm]
MDL-BS_1
25,16
24,29
25,42
9,85
MDL-BS_2
24,75
24,53
24,91
10,05
MDL-BS_3
24,44
24,91
24,80
10,00
MDL-BS_4
24,36
25,06
25,86
9,93
MDL-BS_5
25,09
24,34
25,02
9,99
MDL-BS_6
25,42
24,36
25,99
9,94
CFK-BS_1
23,54
25,07
25,89
9,88
CFK-BS_2
25,77
23,86
27,24
9,81
CFK-BS_3
24,86
24,57
29,25
9,85
CFK-BS_4
23,43
26,60
26,82
9,93
dm
[mm]
Pela variação do valor médio da largura b, pode-se dizer que o provete CFK-BS_3
apresenta defeito de corte comparativamente aos restantes, ainda assim não se trata de
uma variação comprometedora dos resultados deste provete.
Os parâmetros de definição do furo revelam alguns provetes com excentricidade do
furo em relação ao eixo principal 1. Nestes houve o especial cuidado de tentar minimizar o
efeito dessa excentricidade colocando-os no dispositivo de amarração de modo a anular a
29
excentricidade existente. Em relação ao furo, verifica-se que este está ligeiramente abaixo
do diâmetro do parafuso utilizado (M10). Assim garante-se desde logo que o parafuso está
em contacto com o laminado desde os primeiros instantes de ensaio.
3.5 CONFIGURAÇÃO DE ENSAIO
A configuração de cada tipo de ensaio teve em conta as recomendações da respectiva
norma nomeadamente no que diz respeito a velocidade de ensaio, parâmetros de aquisição
de dados e setup de ensaio. Nas secções que se seguem é feita uma abordagem mais
detalhada da configuração de ensaio utilizada em cada caso.
Devido ao nível de força expectável em cada uma das três séries de ensaios de tracção,
estes tiveram de ser realizados em equipamentos diferentes. Os ensaios de tracção a 0˚
foram realizados numa prensa universal de fadiga com uma célula de carga de ±200 kN
(precisão 0,5%). O ensaio foi realizado a uma velocidade de 2 mm/min sendo o controlo
efectuado pelo transdutor interno do equipamento. A aquisição de dados incluiu o
deslocamento interno do actuador, a força aplicada por este e, nos ensaios com aquisição
de módulo de elasticidade, o “clip gauge” (precisão 0,2%).
Os ensaios de tracção a 45˚ e 90˚ foram efectuados numa prensa com um servoactuador de tracção/compressão com uma célula de carga de 50 kN. O controlo dos ensaios
foi efectuado com recurso a um transdutor externo (precisão 1,0 µm) colocado no
equipamento de modo a melhorar o controlo já que as forças envolvidas nestes ensaios
eram previsivelmente muito pequenas. A velocidade de ensaio foi igualmente menor, sendo
1 mm/min de acordo com a norma utilizada. As variáveis de aquisição utilizadas foram as
mesmas que nos ensaios de tracção a 0˚, acrescidas do transdutor externo que foi usado
nestes ensaios.
Em ambos os casos, a aquisição dos vários parâmetros atrás referidos foi efectuada
com uma frequência de 10 Hz até à rotura dos provetes com excepção para o caso dos
provetes com “clip gauge”. De modo a não danificar o “clip gauge”, este foi utilizado apenas
até ao instante em que se verificou uma variação do comprimento de referência, L0, de cerca
de 0,30 mm, correspondente a uma extensão de 0,6% (ver Figura 3.11 e Figura 3.12).
2
1
L0
Figura 3.11: Comprimento L0 de medição do “clip gauge”
30
Comportamento da
a ligação de laminados multi-direccionais
multi direccionais colados e ancorados ao betão
Na colocação dos provetes houve especial cuidado em garantir que o eixo do provete
ficasse alinhado com o eixo da máquina e que o valor de força inicial fosse praticamente
nulo. Iniciou-se a fixação do provete pelo aperto das cunhas inferiores e posteriormente
posteriorm
as
superiores. Nos ensaios de tracção a 0˚
0 ass cunhas eram fechadas pela actuação de um
mecanismo hidráulico, garantido uma pressão inicial no “end tab” constante. Nos ensaios de
tracção a 45˚ e 90˚ as cunhas eram fechadas manualmente. Após a conclusão do processo
de fixação procedeu-se
se à colocação do “clip gauge” e de seguida iniciou-se
iniciou
o ensaio.
Figura 3.12: Medição com o “clip gauge”
actuador de tracção/compressão
tr
Os ensaios de flexão foram efectuados com um servo-actuador
dispondo de uma célula de carga de 50 kN. O controlo dos ensaios foi efectuado por um
transdutor externo (precisão 1,0 µm)
m) acoplado ao equipamento. A velocidade de ensaio era
variável, em função da geometria de cada provete, contudo mantinha-se
se constante ao longo
de cada ensaio. Segundo a norma utilizada, a velocidade de aplicação do carregamento
deveria ser tal que a fibra mais externa do provete se deformasse a uma taxa de
0,01 mm/mm/min,, isto é, que a extensão dessa fibra fosse aumentando
aumentando 1%/min. Assim
sendo, de modo a ter em conta a diferente geometria de cada provete, o valor da velocidade
de carregamento seria definido de
d acordo com a expressão (3.1).
R = (0, 0 1L2S ) 6 d
(3.1)
sendo,
provete
d – Espessura do provete;
LS – Vão do ensaio (ver Figura 3.9b);
apresentam se os valores da velocidade de ensaio adoptadas para
Na Tabela 3.12 apresentam-se
cada
a provete calculada de acordo com a expressão (3.1).
1). O valor de LS mantinha-se
31
constante em todos os ensaios uma vez que este dependia do dispositivo utilizado nos
ensaios, não permitindo este que esse valor variasse. As variáveis de aquisição utilizadas
foram
oram o deslocamento interno do actuador, a força medida por este e ainda o deslocamento
do transdutor externo que havia sido acoplado ao actuador.
Tabela 3.12:
3.
Velocidade nos ensaios de flexão
Provete
d [mm]
R [mm/min]
CFK--FP_1
1,45
1,84
CFK--FP_2
1,45
1,84
CFK--FP_3
1,45
1,84
CFK--FP_4
1,45
1,84
MDL--FP_1
2,05
1,30
MDL--FP_2
2,01
1,33
MDL--FP_3
2,09
1,28
3.5.3. Ensaios de Esmagamento
Os ensaios de esmagamento foram realizados num servo-actuador
actuador de tracção/compressão
tracção/compres
com uma célula de carga de 300 kN. Para estes ensaios foi necessário desenvolver um
conjunto de peças metálicas que permitissem a amarração dos provetes e outro que
permitisse a colocação dos transdutores para se efectuar a aquisição de dados.
dados Na Figura
3.13 apresenta-se
se o aparato utilizado onde se pode identificar o sistema de aquisição,
nomeadamente, as peças onde estão fixos os transdutores que lêem o deslocamento
desloc
relativo na zona do furo e as peças que estão fixas ao provete e servem de batente para os
transdutores. Pode-se
se ainda ver o sistema de amarras rotuladas que faz a ligação do
provete ao actuador na zona dos “end tabs”.
1
2
3
4
Legenda:
1 – Laminado
2 – Batentes dos LVDTs
3 – Parafuso M10
4 – Peças que suportam os LVDTs
(a)
(b)
Figura 3.13: Setup
up dos ensaios de esmagamento:
esmagamento (a) fotografia; (b) esquema da instrumentação na
zona do furo
32
Este sistema de amarração foi dimensionado admitindo que a zona crítica deste seria
nos tirantes metálicos que unem as peças que fazem a amarração do provete na zona dos
“end tabs” ao actuador (ver Figura 3.13a). As propriedades do aço utilizado para as peças
que constituem este sistema, de acordo com os dados do fornecedor, são as apresentadas
na Tabela 3.13.
Tabela 3.13: Propriedades do aço utilizado no sistema de amarras rotuladas
Dureza [MPa]
Tensão de rotura
[MPa]
Tensão limite convencional de
proporcionalidade a 0,2% [MPa]
290/330
1000/1150
930
Os tirantes foram modelados com recurso ao software de elementos finitos FEMIX 4.0
(Sena-Cruz et al. 2007). A estrutura foi modelada admitindo um comportamento em estado
plano de tensão. Na Figura 3.14 ilustra-se a malha utilizada para modelar os tirantes. Os nós
da metade inferior do furo de baixo (pontos a negro) foram impedidos de se deslocar
segundo x3 e nos nós da metade superior do furo de cima (entre os pontos A e B) foi
aplicado um carregamento distribuído na face dos elementos equivalente a uma força de
50kN. Na Figura 3.15 apresentam-se os resultados da modelação efectuada para a direcção
em que os tirantes são mobilizados durante os ensaios. Estes revelaram deslocamentos
quase nulos e tensão de cedência e correspondente extensão muito abaixo dos valores
limite de ambos.
A
B
x3
x1
x2
Figura 3.14: Malha e condições de apoio para a modelação dos tirantes
33
(a)
(b)
(c)
Figura 3.15: Resultados da modelação dos tirantes para o sistema de amarras rotulada (direcção
vertical): (a) deslocamentos [mm]; (b) Extensões [mm/mm]; (c) Tensões [MPa]
O controlo dos ensaios foi efectuado por um transdutor externo (precisão 1,0 µm)
acoplado ao equipamento. A velocidade de ensaio utilizada e recomendada na norma é de
2,0 mm/min. As variáveis de aquisição adoptadas foram o deslocamento interno do actuador
e a força medida por este, o deslocamento do transdutor externo que havia sido acoplado ao
actuador e ainda os deslocamentos medidos pelos dois transdutores colocados na zona do
furo.
3.6 RESULTADOS
Nas secções que se seguem são apresentados os principais resultados obtidos nos ensaios
efectuados. Sobre estes são tecidas algumas considerações que ajudam a percebê-los.
A partir dos resultados dos ensaios de tracção uniaxial foi possível calcular algumas
propriedades relevantes para a caracterização do material. Por série são apresentados os
principais resultados obtidos, bem como os valores médios dos parâmetros calculados, e
ainda as curvas que traduzem a relação entre a tensão e a extensão. A extensão aqui
apresentada corresponde ao deslocamento registado pelo transdutor interno dividido pela
distância inicial entre amarras. O referido deslocamento corresponde ao somatório da
34
variação de comprimento do provete com o deslizamento na zona de amarração e ainda
com a deformação interna da máquina, i.e., corresponde ao deslocamento total do sistema.
Conforme se pode constatar, no provete CFK-TP_d0_1 não foi feita aquisição de
dados com o “clip gauge”. A explicação para isto prende-se com o facto de que, numa fase
inicial, existia alguma incerteza quanto ao comportamento do material naqueles ensaios e
não se querer danificar o equipamento. Assim sendo, em alguns casos optou-se por realizar
os primeiros ensaios sem aquisição do “clip gauge”.
Na Tabela 3.14 apresentam-se os resultados obtidos nos provetes de tracção a 0˚. Os
parâmetros envolvidos nesta tabela são apresentados nas expressões (3.2) a (3.4).
Tabela 3.14: Resultados dos ensaios de tracção a 0˚
Provete
Ff ,m ax [kN] ff ,max [MPa] ε f ,f m ax [%] E [GPa]
CFK-TP_d0_1
83,09
2625,39
n.d.
n.d.
CFK-TP_d0_2
76,08
2389,17
1,58
150,79
CFK-TP_d0_3
76,04
2382,33
1,47
161,73
CFK-TP_d0_4
74,05
2341,53
1,45
161,29
Média
77,32
2434,60
1,50
157,94
Desvio Padrão
3,97
128,92
0,07
6,19
CoV (%)
5,13
5,30
4,74
3,92
T-Student
70,99
2229,10
1,39
148,07
MDL-TP_d0_1
89,23
1767,40
1,49
118,73
MDL-TP_d0_2
95,90
1959,17
1,62
121,07
MDL-TP_d0_3
92,94
1872,09
1,64
114,46
Média
92,69
1866,22
1,58
118,08
Desvio Padrão
3,35
96,02
0,08
3,35
CoV (%)
3,61
5,15
5,08
2,84
T-Student
84,38
1627,67
1,38
109,76
Nota: n.d. – não disponível.
O valor da força máxima, Ff ,m ax , foi obtido por leitura directa do valor máximo da força
registada pela célula de carga ao longo de cada ensaio. A tensão normal máxima, ff ,max , foi
calculada através do quociente entre a força máxima e a área média da secção transversal,
A, de cada provete (ver Tabela 3.4):
ff ,max = Ff ,m ax A
(3.2)
35
A extensão de cada provete ao longo do ensaio, ε , para efeitos de determinação do
módulo de elasticidade, foi determinada com base nos deslocamentos medidos pelo “clip
gauge” e no comprimento de referência deste, L0, em que ∆ L 0 corresponde à variação do
comprimento L0:
ε = ∆ L0 L0
(3.3)
A partir desta extensão foi possível determinar o módulo de elasticidade, E, sendo este
igual ao valor do declive da recta obtida por regressão linear da curva em que esta extensão
figura nas abcissas e a tensão nas ordenadas, para o intervalo entre ε 1 = 0,0005 e
ε 2 = 0,0025 . A extensão correspondente ao valor da máxima tensão, ε f ,f m ax , foi determinada
pelo quociente entre a tensão máxima e o módulo de elasticidade, atrás calculados:
ε f ,f max = ff ,max E
(3.4)
Na Figura 3.16 apresenta-se a curva extensão versus tensão para os provetes de CFK
ensaiados à tracção a 0˚ e na Figura 3.17 apresenta-se a mesma curva para os provetes de
MDL também ensaiados à tracção a 0˚.
3000
CFK-TP_d0_1
CFK-TP_d0_2
CFK-TP_d0_3
CFK-TP_d0_4
Tensão, σ [MPa]
2500
2000
1500
1000
500
0
0
1
2
3
4
5
6
Extensão, ∆L/L [%]
Figura 3.16: Resultados dos ensaios de tracção a 0˚ nos provetes de CFK
36
2000
MDL-TP_d0_1
MDL-TP_d0_2
MDL-TP_d0_3
Tensão, σ [MPa]
1500
1000
500
0
0
2
4
6
8
As curvas obtidas variam menos no caso dos provetes de CFK comparativamente com
os de MDL, o que poderá estar associado ao facto de no CFK existir apenas uma camada
de um único material e no MDL isso não acontecer.
Todos os provetes de CFK tiveram um comportamento idêntico sendo este
praticamente linear em termos de resposta tensão versus extensão até à rotura. O momento
da rotura é identificável através do som típico de materiais frágeis que os provetes emitem
instantes antes da rotura.
Em alguns provetes de MDL (ver Figura 3.17) verifica-se a existência de dois “picos”
na rotura contrariamente ao pico único dos provetes de CFK. Este comportamento deve-se
à existência de duas respostas distintas na secção transversal do MDL, sendo o primeiro
pico correspondente à rotura da camada central de CFK e o segundo a rotura das camadas
externas de HS.
O modo de rotura dos provetes de CFK é apresentado na Figura 3.18, sendo o modo
de rotura I (Figura 3.18a) correspondente aos provetes 1 a 3 e o modo de rotura II (Figura
3.18b) correspondente ao provete 4.
Também na Figura 3.18 (c e d) se apresenta o modo de rotura dos provetes de MDL.
Este foi idêntico em todos os provetes e compreende dois instantes distintos, um primeiro
em que ocorre a rotura tipo I já referida nos provetes de CFK, e um segundo instante em
que, ao nível da zona central do provete, se dá a rotura de uma ou ambas as faces de HS.
37
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 3.18: Modos de rotura obtidos nos provetes de tracção a 0˚: (a) CFK, modo I;
(b) CFK, modo II; (c) MDL, vista frente; (d) MDL, perfil
Na Tabela 3.15 apresentam-se os resultados obtidos nos provetes de tracção a 45˚.
Os parâmetros envolvidos foram obtidos de forma idêntica à apresentada para os provetes
de tracção a 0˚.
Os provetes de HS vieram confirmar aquilo que à partida se suspeitava, isto é, que a
resistência à tracção a 0˚ do MDL é praticamente conseguida à custa do CFK. Se
analisarmos em termos de valores médios, a força máxima à tracção a 0˚ do MDL foi de
92,69 kN enquanto a mesma força obtida para as quatro camadas de HS orientadas a ±45˚
foi apenas 2,24 kN, o que corresponde a cerca de 2,5% da força máxima do MDL a 0˚.
Outra conclusão que daqui se retira é a de que, embora a contribuição individual das
camadas externas de HS para a resistência à tracção a 0˚ seja residual, a sua contribuição
em termos de conjunto (CFK + HS) é significativa, já que, comparando também em termos
de valores médios, a força máxima obtidas no MDL (92,69 kN) é superior em cerca de 17%
à soma das forças máximas obtidas no CFK (77,32 kN) e no HS (2,24 kN) individualmente.
Dos seis provetes de CFK previstos para os ensaios a 45˚ apenas dois dos resultados
foram considerados válidos. Este tipo de provetes é muito frágil pelo que alguns nem
chegaram a ser ensaiados por já estarem danificados.
38
Provete
Ff ,m ax [kN]
ff ,max [MPa]
ε f ,f m ax [%]
E [GPa]
CFK-TP_d45_1
1,07
34,08
0,40
8,43
CFK-TP_d45_2
1,13
35,88
0,45
7,93
Média
1,10
34,98
0,43
8,18
Desvio Padrão
0,04
1,27
0,03
0,35
CoV (%)
HS-TP_d45_1
3,72
2,05
3,65
125,93
7,93
13,00*
4,29
n.d.
HS-TP_d45_2
2,26
141,93
15,80*
n.d.
HS-TP_d45_3
2,30
126,32
9,37*
12,35
HS-TP_d45_4
2,25
130,10
10,67*
9,29
HS-TP_d45_5
2,32
121,25
10,50*
9,60
HS-TP_d45_6
2,16
134,13
9,88*
8,35
Média
2,22
129,94
11,54
9,90
Desvio Padrão
0,10
7,29
2,43
1,72
CoV (%)
4,58
5,61
21,08
17,37
T-Student
2,12
122,29
8,98
8,09
* A resposta nestes casos foi aproximadamente bi-linear pelo que, os
valores das extensões correspondentes à máxima tensão, foram lidos nas
curvas apresentadas na Figura 3.20.
Na Figura 3.19 apresenta-se a curva extensão versus tensão para os provetes de CFK
ensaiados à tracção a 45˚ e na Figura 3.20 apresenta-se a mesma curva para os provetes
de HS também ensaiados à tracção a 45˚.
40
CFK-TP_d45_1
CFK-TP_d45_2
Tensão, σ [MPa]
30
20
10
0
0.0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
39
150
Tensão, σ [MPa]
125
100
75
HS-TP_d45_1
HS-TP_d45_2
HS-TP_d45_3
HS-TP_d45_4
HS-TP_d45_5
HS-TP_d45_6
50
25
0
0
5
10
15
20
Figura 3.20: Resultados dos ensaios de tracção a 45˚ nos provetes de HS
Na Figura 3.21 apresenta-se o modo de rotura tipo obtido nos provetes de CFK e de
HS.
Estas imagens vêm corroborar aquilo que os gráficos mostram, isto é, como os
provetes de CFK só têm uma camada de material, assim que esta rompe a curva da força
cai de forma abrupta. No caso dos provetes de HS, como existem quatro camadas de
material a resistir, a primeira quebra na curva coincide com a rotura das duas camadas
externas e a queda total da curva coincide com a rotura das camadas mais interiores.
(a)
(b)
Figura 3.21: Modos de rotura obtidos nos provetes de tracção a 45˚: (a) CFK – vista frente; (b) CFK
– perfil; (c) HS – vista frente; (d) HS – perfil
40
Na Tabela 3.16 apresentam-se os resultados obtidos nos provetes de tracção a 90˚.
Os parâmetros envolvidos foram obtidos de forma idêntica à apresentada para os provetes
de tracção a 0˚.
Tal como nos ensaios de tracção a 45˚, os ensaios a 90˚ revelaram-se muito difíceis
de executar pois os provetes, para além de serem de dimensões reduzidas, são muito
frágeis e requerem cuidado especial no seu manuseamento.
Na Figura 3.22 apresentam-se as curvas extensão versus tensão para os provetes de
MDL e CFK ensaiados à tracção a 90˚.
Da análise destas curvas retiram-se duas conclusões importantes: a resistência do
MDL a 90˚ é residual e a contribuição do CFK para a pouca resistência que o MDL revela a
90˚ é praticamente nula. Este último aspecto pode estar associado ao facto de as fibras
criarem superfícies de descontinuidade na matriz, caso contrário, seria espectável que a
resistência do CFK nesta direcção fosse próxima do valor da resistência à tracção da matriz,
que é muito superior ao valor obtido.
Na Figura 3.23 apresentam-se os modos de rotura verificados nos ensaios de tracção
a 90˚. No MDL o modo de rotura é muito similar ao obtido caso anterior (provetes a 45˚), i.e.,
a capacidade de carga é esgotada em duas fases. A primeira fase, que corresponde à
tensão máxima, ocorre na iminência da rotura da camada de CFK; na segunda fase, com a
rotura da camada de HS, dá-se o esgotamento da capacidade de carga do provete. Tal
comportamento é devido ao facto de, para a direcção a 90˚, o material CFK ter menor
resistência que o material HS.
Provete
Ff ,m ax [kN] ff ,max [MPa] ε f ,f m ax [%] E [GPa]
MDL-TP_d90_1
2,89
48,98
n.d.
n.d.
MDL-TP_d90_2
2,57
49,73
n.d.
n.d.
MDL-TP_d90_3
2,31
45,00
n.d.
n.d.
MDL-TP_d90_4
2,54
40,30
0,57
7,08
MDL-TP_d90_5
3,50
57,13
0,72
7,93
MDL-TP_d90_6
3,40
59,69
0,63
9,54
Média
2,87
50,13
0,64
8,18
Desvio Padrão
0,49
7,28
0,08
1,25
CoV (%)
17,00
14,52
11,96
15,31
T-Student
2,36
42,50
0,45
5,07
CFK-TP_d90_1
0,13
3,52
0,14
2,54
41
60
MDL-TP_d90_1
MDL-TP_d90_2
MDL-TP_d90_3
MDL-TP_d90_4
MDL-TP_d90_5
MDL-TP_d90_6
Tensão, σ [MPa]
50
40
30
20
10
0
0
5
10
15
20
(a)
4
CFK-TP_d90_1
Tensão, σ [MPa]
3
2
1
0
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
(b)
Figura 3.22: Resultados dos ensaios de tracção a 90˚: (a) provetes de MDL; (b) provete de CFK
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 3.23: Modos de rotura obtidos nos provetes de tracção a 90˚: (a) MDL – vista frente; (b) MDL –
perfil; (c) CFK – vista frente; (d) CFK – perfil
42
A partir dos resultados dos ensaios de flexão calcularam-se algumas propriedades
importantes para a caracterização do material de acordo com as expressões indicadas na
norma ASTM: D 790 – 03 (2006). Na Tabela 3.17 são apresentados os principais resultados
obtidos, bem como os valores médios dos parâmetros calculados. Os parâmetros envolvidos
nesta tabela são apresentados nas expressões (3.5) a (3.7).
Tabela 3.17: Resultados dos ensaios de flexão
Provete
Ff ,m ax [N] ff ,max [MPa] ε f ,m ax [%] EB [GPa]
CFK-FP_1
1098,00
1566,71
1,29
125,12
CFK-FP_2
1244,00
1775,03
1,44
130,16
CFK-FP_3
1218,00
1737,93
1,34
125,85
CFK-FP_4
1049,00
1496,79
1,35
124,40
Média
1152,25
1644,11
1,35
126,38
Desvio Padrão
93,71
133,71
0,06
2,58
CoV (%)
8,13
8,13
4,53
2,04
T-Student
1003,16
1431,38
1,25
122,27
MDL-FP_1
905,00
861,39
1,97
45,61
MDL-FP_2
865,00
856,41
1,70
48,75
MDL-FP_3
960,00
879,10
2,04
43,60
Média
910,00
865,64
1,90
45,99
Desvio Padrão
47,70
11,92
0,18
2,60
CoV (%)
5,24
1,38
9,39
5,65
T-Student
791,50
836,01
1,46
39,53
registada ao longo de cada ensaio. A tensão normal máxima, ff ,max , na fibra mais exterior,
corresponde ao máximo valor da tensão ff nessa fibra, calculado através da seguinte
expressão:
ff = 3 PL 2 bd
2
(3.5)
sendo,
P – Força registada pelo actuador em cada instante;
L – Comprimento do vão de ensaio;
b – Largura do provete;
d – Espessura do provete.
43
A extensão máxima, ε f ,m ax , na fibra mais exterior, corresponde ao máximo valor da
extensão nessa fibra, ε f , foi determinada da seguinte forma:
ε f = 6 Dd L2
(3.6)
sendo,
D – Máxima deflexão registada no centro do provete;
d – Espessura do provete;
L – Comprimento do vão de ensaio.
O valor do módulo de elasticidade em flexão, EB , foi calculado da seguinte forma:
E B = L3 m 4 bd 3
(3.7)
sendo,
L – Comprimento do vão de ensaio;
m
– declive da recta inicial do gráfico deflexão/carregamento;
b – Largura do provete;
d – Espessura do provete.
Na Figura 3.24 apresentam-se as curvas extensão versus tensão obtidas no CFK.
2000
CFK-FP_1
CFK-FP_2
CFK-FP_3
CFK-FP_4
Tensão, σ [MPa]
1500
1000
500
0
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
Extensão, ε [mm/mm]
Figura 3.24: Resultados dos ensaios de flexão nos provetes de CFK
44
Na Figura 3.25 apresentam-se as curvas extensão versus tensão obtidas nos provetes
de MDL.
1000
MDL-FP_1
MDL-FP_2
MDL-FP_3
Tensão, σ [MPa]
750
500
250
0
0.00
0.01
0.02
0.03
0.04
0.05
0.06
Extensão, ε [mm/mm]
Figura 3.25: Resultados dos ensaios de flexão nos provetes de MDL
As curvas obtidas são muito similares, quer ao nível dos provetes numa mesma série,
quer entre séries. De acordo com o referido na norma, o valor do módulo de elasticidade
determinado deveria ser semelhante ao valor do módulo de elasticidade longitudinal obtido
nos ensaios de tracção a 0˚. Contudo isso não se verifica. Se no caso dos provetes de CFK
essa diferença é significativa (cerca de 20%), nos provetes de MDL a diferença é ainda mais
considerável (cerca de 60%). Da inspecção visual efectuada aos provetes de MDL (ver
Figura 3.26), após a realização dos ensaios, foi possível concluir que a rotura prematura e o
menor módulo de elasticidade (quando comparado com o obtido nos ensaios de tracção
uniaxial) se devem fundamentalmente ao menos eficiente comportamento mecânico da
interface HS/CFK para acções de flexão. Adicionalmente, o efeito de "cunha" do CFK na
zona de aplicação da força promoveu, também, esta menor performance.
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 3.26: Modos de rotura obtidos nos provetes de flexão: (a) MDL – vista superior; (b) MDL –
vista frente; (c) CFK – vista superior; (d) CFK – vista frente
45
3.6.3 Ensaios de Esmagamento
Os ensaios de esmagamento, conforme atrás referido, foram divididos em três séries. Uma
série de três provetes de MDL sem pré-esforço no parafuso, uma série de três provetes de
MDL com um pré-esforço resultante da aplicação de um momento de aperto de 20Nxm e
uma série de quatro provetes de CFK sem pré-esforço no parafuso.
Por dificuldades técnicas, nas séries MDL apenas se obtiveram os valores de força e
tensão de esmagamento máxima. Nos ensaios de CFK foi possível obter adicionalmente o
valor da extensão de esmagamento correspondente ao ponto de ocorrência da tensão de
esmagamento máxima. Os parâmetros referidos foram calculados de acordo com as
expressões indicadas na norma ASTM D5961 – 05 (2005).
Na Tabela 3.18 apresentam-se os resultados das séries com MDL sem (1 ao 3) e com
(4 ao 6) pré-esforço de 20Nxm. Na Tabela 3.19 apresentam-se os resultados da séria com
CFK.
registada ao longo de cada ensaio. Os restantes parâmetros foram calculados de acordo
com as indicações da norma na qual os ensaios se basearam, nomeadamente, a ASTM
D5961 – 05 (2005).
Assim, a tensão de esmagamento máxima, ff ,bru , corresponde ao máximo valor da
tensão, ff ,br , calculado da seguinte forma:
ff ,br = P kDt
(3.8)
sendo,
P – Força registada pelo actuador em cada instante;
k – Factor que entra em conta com o numero de parafusos utilizados no ensaio,
sendo k=1,0 se for usado um parafuso e k=2,0 no caso de serem utilizados dois parafusos;
D – Diâmetro do furo;
t – Espessura do provete.
A extensão correspondente ao valor da máxima tensão, ε f ,fbru , corresponde ao valor da
extensão, ε f ,fbr , calculada para o mesmo instante em que ff ,bru ocorre. Essa extensão foi
calculada da seguinte forma:
εf ,fbr = (δ1 + δ2 ) 2 kD
46
(3.9)
sendo,
δ – Deslocamento medido pelos transdutores 1 e 2 colocados nas faces laterais do
provete na zona do parafuso;
k – Factor que entra em conta com o numero de parafusos utilizados no ensaio,
sendo k=1,0 se for usado um parafuso e k=2,0 no caso de serem utilizados dois parafusos;
D – Diâmetro do furo.
Tabela 3.18: Resultados dos ensaios de esmagamento em provetes de MDL
Ff ,m ax [kN] ff ,bru [MPa]
Provete
MDL-BS_d0_1
8,17
397,40
MDL-BS_d0_2
8,05
382,55
MDL-BS_d0_3
6,63
316,30
Média
7,62
365,41
Desvio Padrão
0,86
43,18
CoV (%)
11,25
11,82
T-Student
5,49
258,14
MDL-BS_d0_4
13,27
644,38
MDL-BS_d0_5
12,12
590,70
MDL-BS_d0_6
12,01
578,11
Média
12,47
604,40
Desvio Padrão
0,70
35,19
CoV (%)
5,60
5,82
T-Student
10,73
516,96
Tabela 3.19: Resultados dos ensaios de esmagamento em provetes de CFK
Provete
Ff ,m ax [kN] ff ,bru [MPa] ε f ,f m ax [%]
CFK-BS_1
1,40
68,10
0,06
CFK-BS_2
1,96
93,14
0,11
CFK-BS_3
1,50
71,56
0,05
CFK-BS_4
2,19
106,34
0,10
Média
1,76
84,79
0,08
Desvio Padrão
0,38
18,15
0,03
CoV (%)
21,28
21,40
36,04
T-Student
0,83
39,70
0,01
47
Na Figura 3.27 apresentam-se as curvas que traduzem a relação entre a força e o
deslocamento no transdutor de controlo para as três séries de ensaios.
14,0
MDL-BS_1
MDL-BS_2
MDL-BS_3
MDL-BS_4
MDL-BS_5
MDL-BS_6
Força [kN]
10,5
7,0
3,5
0,0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
Deslocamento [mm]
(a)
3,0
CFK-BS_1
CFK-BS_2
CFK-BS_3
CFK-BS_4
2,5
Força [kN]
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
Deslocamento [mm]
(b)
Figura 3.27: Resultados dos ensaios de esmagamento: (a) provetes de MDL; (b) provetes de CFK
Pela análise dos resultados é possível concluir que o MDL apresenta uma resistência
ao esmagamento cerca de quatro vezes superior à que se obtém no CFK. Por outro lado, a
aplicação de pré-esforço à ancoragem conduziu a um aumento significativo da resistência
48
Comportamento da
a ligação de laminados multi-direccionais
multi direccionais colados e ancorados ao betão
ao esmagamento, podendo-se
podendo
concluir que a aplicação de pré-esforço
esforço às ancoragens
conduz a benefícios importantes.
Na Figura 3.28 apresentam-se
apresentam se os modos de rotura obtidos. Em todos os ensaios
efectuados ocorreu um modo de rotura misto com corte (“shearout”) e esmagamento
(“bearing”). A componente de esmagamento ocorreu essencialmente nas camadas de HS,
enquanto a rotura por corte se observou apenas na camada de CFK. Também se constatou
que com a aplicação de pré-esforço
pré
à ancoragem, a “cunha” de rotura por corte é mais larga
(ver Figura 3.28 b e Figura 3.28
3. c), corroborando os resultados numéricos
méricos obtidos.
(a)
(b)
(c)
Figura 3.28: Modos de rotura obtidos nos ensaios de esmagamento: (a) vista global de todos os
provetes; (b) provete (MDL-BS_1)
(MDL
sem aplicação de pré-esforço;
esforço; (c) provete (MDL-BS_6)
(MDL
com
aplicação de pré-esforço
49
4
REFORÇO COM MDL-CFRP
4.1 INTRODUÇÃO
O objectivo do projecto em que esta dissertação se insere é o reforço de nós de pórticos de
betão armado com laminados multi-direccionais de CFRP (MDL-CFRP) através da técnica
de reforço MF-EBR, mais à frente explicada. O programa experimental que aqui se
apresenta é relativo ao programa de ensaios preliminar realizado com vista a averiguar se a
configuração de ensaio proposta é adequada para a caracterização da ligação entre
laminados de MDL-CFRP e o betão. Adicionalmente pretende-se averiguar a importância de
algumas propriedades, nomeadamente, o número de ancoragens e o nível de pré-esforço.
Assim sendo, achou-se pertinente realizar uma campanha preliminar de ensaios de
arranque, por estes serem representativos do tipo de comportamento expectável nos
ensaios de grande dimensão previstos.
O programa experimental teve como objectivo a caracterização do comportamento da
ligação MDL/betão em provetes de betão reforçados com placas de MDL com diferentes
configurações de reforço. Para isso foram betonados 10 provetes cúbicos com 200 mm de
aresta e foram fabricadas 10 placas de MDL de acordo com a campanha experimental
definida na Tabela 4.1.
Tabela 4.1: Programa experimental de reforço com MDL
Técnica
Nº
Largura MDL
Momento Aperto
Nº
Designação
de reforço
Provetes
[mm]
Ancoragens
[Nxm]
EBR
EBR
2
60
̶
̶
MF-EBR
MF1-T0
3
60
1
0
MF-EBR
MF1-T20
3
60
1
20
MF-EBR
MF2-T0
1
60
2
0
MF-EBR
MF2-T20
1
60
2
20
Capítulo 4 – Reforço com MDL-CFRP
A análise do comportamento da ligação incluiu a inspecção visual aos provetes, antes
e depois dos ensaios, e os resultados obtidos a partir destes, nomeadamente os valores na
rotura e imediatamente após a rotura da força e do deslocamento.
4.2 PROVETES DE ENSAIO
Os provetes de betão foram obtidos através da betonagem de moldes cúbicos com 200 mm
de aresta de acordo com os procedimentos normais usados no fabrico de elementos de
betão simples. Foram betonados 6 cilindros com 150 mm e 300 mm de diâmetro e altura,
respectivamente, para caracterização do betão, e os 10 cubos com 200 mm x 200 mm x
200 mm, para a campanha experimental. Todos os provetes (cilíndricos e cúbicos) foram
compactados com um vibrador de 2110 W de potência durante 30 segundos. Por fim, a
superfície superior dos provetes foi manualmente regularizada. Os provetes foram deixados
a curar à temperatura e humidade ambiente do laboratório e, uma semana depois foram
descofrados.
Para caracterizar a resistência à compressão (Figura 4.1a) e o valor do módulo de
Young (Figura 4.1b) do betão foram realizados ensaios de compressão uniaxial aos 28 dias
de idade do betão nos provetes cilíndricos de acordo com as indicações das normas NP EN
12390-3:2009 (2009) e LNEC E397-1993 (1993), respectivamente. Os ensaios de
compressão foram realizados em controlo de força à velocidade de 0,5 MPa/s.
(a)
(b)
Figura 4.1: Caracterização das propriedades mecânicas do betão: (a) ensaio para obtenção do
módulo de elasticidade; (b) ensaio para obtenção da resistência à compressão do betão
Para determinar o módulo de elasticidade, foram efectuados 5 ciclos de
carga/descarga em cada provete cilíndrico (ver Figura 4.2). O valor do módulo de
elasticidade foi obtido considerando apenas as zonas em carga (tramos rectos do gráfico em
que o deslocamento aumenta). Para cada tramo, o critério de validação da leitura usado foi
ε a − ε b ≤ 1× 10−5 , sendo ε a o valor da extensão média no ponto máximo da recta em carga
(zona em patamar), e ε b o valor da extensão no ponto mínimo da recta em carga (ponto de
52
inflexão da recta em descarga para a recta em carga). Para os tramos válidos, o valor do
módulo de elasticidade foi obtido através do quociente entre a diferença de tensões e
extensões nos pontos extremos desse tramo, ME = (σ a − σ b ) ( ε a − ε b ) .
O valor final do módulo de elasticidade para cada provete é igual ao obtido da forma
acima descrita, para o segundo de dois tramos consecutivos válidos.
A variação do comprimento da zona central dos provetes foi registada com a
colocação de três LVDTs, espaçados 120º entre si (Figura 4.1b).
Deslocamento [mm]
0,6
0,4
0,2
0,0
0
200
400
600
800
Ciclos
Figura 4.2: Carregamento tipo usado na quantificação do módulo de elasticidade
A classe de resistência do betão seleccionado foi a C20/25 por se tratar de uma classe
média representativa dos cenários em que o sistema de reforço em estudo poderá ser
aplicado. Os ensaios de caracterização do betão à compressão revelaram valores médios
de 28,4±1.6 MPa e 29,8±0,29 GPa para resistência à compressão e módulo de elasticidade,
respectivamente. Na data de realização dos ensaios de arranque estimou-se, de acordo
com as expressões (3.1) e (3.2) da EN 1992-1-1:2004 (2004), o valor da resistência à
compressão do betão, tendo-se obtido o valor de 32,8 MPa.
As placas de MDL foram obtidas por corte, a jacto de água em placas de MDL
produzidas e caracterizadas mecanicamente de acordo com o definido no Capitulo 3.
O adesivo epoxy usado neste trabalho é do tipo S&P®Resin 220 epoxy adhesive. Este
é fornecido em dois componentes separados, A e B, sendo depois misturados no momento
da aplicação. A razão de mistura recomendada, em volume e em peso, é de 4 unidades de
componente A por cada unidade de componente B. As propriedades indicadas pelo
fornecedor para o adesivo usado são as apresentadas na Tabela 4.2.
53
Tabela 4.2: Propriedades do adesivo Resin 220 epoxy adhesive
Propriedade
3
Valor
Densidade [g/cm ]
1,75
Resistência Compressão [MPa]
> 90
Resistência Tracção por Flexão [MPa]
> 30
Resistência do Adesivo – betão; 3 dias; 20°C [MPa]
3
Resistência do Adesivo – Laminado CFK da S&P [MPa]
3
Validade do adesivo pronto [minutos]
> 60
Idade mínima do betão antes aplicar adesivo [semanas]
3a6
Razão de mistura [A/B]
4/1
No âmbito do presente trabalho utilizou-se um sistema de ancoragens químicas Hilti®,
constituído pelo químico HIT-HY 150, varões roscados M10 de classe 5.8 e anilhas de aba
larga DIN9021. No anexo II encontram-se as propriedades de cada um dos componentes
deste sistema, bem como as indicações de aplicação e dimensionamento do fabricante.
A aplicação do reforço com recurso à técnica EBR compreendeu as seguintes
principais etapas:
• Marcação, na superfície do betão, da zona onde o MDL seria colado;
• Tratamento dessa zona com recurso a um martelo de agulhas de modo a conferir
alguma rugosidade e facilitar a aderência;
• Limpeza da superfície com jacto de ar para remover os resíduos gerados na etapa
anterior;
• Aplicação de uma máscara com fita adesiva em torno da zona de colagem de modo a
garantir que a área de colagem fosse a pretendida. Este procedimento realizava-se no
betão e no MDL;
• Aplicação do adesivo epoxy na zona de colagem dos dois materiais;
• Colocação do MDL na zona de colagem e aplicação de uma pressão manual de modo
a que este fique nivelado e a espessura da camada de epoxy seja aproximadamente 1
a 2 mm.
A aplicação do reforço com recurso à técnica MF-EBR consistiu nas seguintes
principais etapas:
• Marcação, na superfície do betão, da zona onde o MDL seria colado;
• Marcação do furo e realização do mesmo. A furação é feita a dois tempos, primeiro
com recurso a uma broca de 6 mm até à profundidade recomendada e depois com
uma broca de 12 mm para se obter o diâmetro final exigido. Durante a furação tentouse garantir a verticalidade do furo;
• Tratamento da zona de colagem com recurso a um martelo de agulhas de modo a
conferir alguma rugosidade e facilitar a aderência;
54
• Limpeza da superfície e do furo com jacto de ar para remover os resíduos gerados
anteriormente;
• Aplicação da ancoragem. Primeiro introduz-se o químico de acordo com a dosagem
definida pelo fornecedor do mesmo, e de seguida aplica-se o parafuso até à
profundidade pretendida. O químico aplicado necessitou de pelo menos uma semana
de cura;
• Marcação do furo no MDL, em função da posição final do furo no betão. A furação do
MDL foi realizada numa máquina de furação de base fixa de modo a garantir que o
furo ficasse onde desejado;
• Aplicação de uma máscara com fita adesiva em torno da zona de colagem de modo a
garantir que a área de colagem fosse a pretendida. Este procedimento realiza-se no
betão e no MDL;
• Aplicação do adesivo epoxy na zona de colagem dos dois materiais. No MDL houve
especial cuidado para não obstruir o furo;
• Colocação do MDL na zona de colagem através do parafuso e aplicação de uma
pressão manual de modo a que este fique nivelado e a espessura da camada de
epoxy seja aproximadamente 1 a 2 mm.
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 4.3: Aplicação do reforço de MDL nos provetes de betão simples: (a) aspecto dos provetes
para EBR antes da aplicação do adesivo epoxy; (b) aplicação do adesivo epoxy nos provetes para
EBR; (c) aspecto dos provetes para MF após aplicação do parafuso e cura do químico; (d) aplicação
do adesivo epoxy nos provetes para MF; (e) aplicação do MDL já furado na zona definida pela
máscara de fita adesiva; (f) aspecto final dos provetes já reforçados
55
Os provetes utilizados na presente campanha de ensaios foram identificados de
acordo com a nomenclatura Rn-T_i, em que:
•
Rn – Técnica de reforço aplicada, podendo esta ser EBR ou MF-EBR; o índice n
traduz o número de ancoragens aplicadas em cada caso;
•
T – Valor do pré-esforço aplicado nas ancoragens, representado pelo
correspondente momento de aperto (em Nxm);
•
i – Número de ordem do provete.
Na Figura 4.4 apresenta-se o esquema tipo dos provetes da série EBR com indicação
das dimensões relevantes, eixos de referência e “end tabs”. Para cada provete foram
efectuadas as medições apresentadas na Figura 4.4, nomeadamente os comprimentos L1 e
L3, e em três secções S1, S2 e S3, mediu-se a largura b e a espessura h. Todas as medições
foram efectuadas com paquímetro digital, com leitura em mm e resolução de 0,01 mm. Na
Tabela 4.3, apresentam-se os resultados das medições efectuadas nos provetes da série
EBR.
2
LT
b
1
L2
L1
L3
end tab
hT
Laminado
h
5
5
2
1
S1
S2
S3
Figura 4.4: Geometria, eixos e dimensões dos provetes para os ensaios da série EBR
Tabela 4.3: Resultados das medições efectuadas nos provetes da série EBR
Secção S1
Provete
L1
L3
b
h
Secção S2
b
h
Secção S3
b
h
Dimensões médias
b
h
[mm]
[mm]
EBR_1 199,5 385,0 60,00 2,11 59,82 2,15 60,07 2,18 59,96 (0,2%) 2,15 (1,6%)
EBR_2 200,0 386,0 60,17 2,10 60,17 2,14 60,03 2,14 60,12 (0,1%) 2,13 (1,1%)
Nota: Os valores dentro de parêntesis correspondem aos respectivos coeficientes de variação.
56
Na Figura 4.5 apresenta-se o esquema tipo dos provetes da série com uma
ancoragem (MF1) com indicação das dimensões relevantes, eixos de referência e “end
tabs”. Para cada provete foram efectuadas as medições apresentadas na Figura 4.5,
nomeadamente os comprimentos L1 e L3, e em quatro secções S1, S2, S3 e S4, mediu-se a
largura b e a espessura h. Todas as medições foram efectuadas com paquímetro digital,
com leitura em mm e resolução de 0,01 mm. Nas tabelas 4.4 e 4.5, apresentam-se os
resultados das medições efectuadas nos provetes da série MF1.
2
LT
b
1
L2
L1
L3
end tab
hT
Laminado
h
5
5
a1
d
2
b
1
a2
S1
S2
S3
S4
Figura 4.5: Geometria, eixos e dimensões dos provetes para os ensaios da série MF1
Tabela 4.4: Resultados das medições efectuadas nos provetes para a série MF1
Secção S1
Provete
b
h
Secção S2
b
h
Secção S3
b
h
Secção S4 Dimensões médias
b
h
MF1-T0_1 58,01 2,02 58,71 2,01 59,00 2,05 58,98 2,01
MF1-T0_2 59,34 2,06 59,38 2,04 59,32 1,98 59,38 1,98
MF1-T0_3 58,88 2,06 59,91 2,10 60,58 2,07 61,32 2,10
MF1-T20_1 57,64 2,09 58,01 2,12 58,79 2,07 59,51 2,06
MF1-T20_2 59,67 2,09 59,75 2,08 59,62 2,08 59,96 2,05
MF1-T20_3 60,08 1,98 59,53 1,99 59,29 2,02 59,25 2,01
b
h
[mm]
58,68
[mm]
2,02
(0,8%)
59,36
(0,1%)
60,17
(1,7%)
58,49
(1,4%)
59,75
(0,3%)
59,54
(0,6%)
(0,9%)
2,02
(2,0%)
2,08
(1,0%)
2,09
(1,3%)
2,08
(0,8%)
2,00
(0,9%)
Nota: Os valores dentro de parêntesis correspondem aos respectivos coeficientes de variação.
57
Tabela 4.5: Resultados das medições efectuadas nos provetes para a série MF1 (continuação)
Zona do Furo
Provete
L1
[mm]
L3
[mm]
a1
[mm]
a2
[mm]
b
[mm]
dm
[mm]
MF1-T0_1
200,0
399,5
24,56
24,74
93,93
9,95
MF1-T0_2
200,0
399,0
24,38
25,10
94,84
9,90
MF1-T0_3
200,0
399,0
24,51
26,04
93,97
9,89
MF1-T20_1
200,0
398,5
24,84
24,08
98,81
9,98
MF1-T20_2
199,5
399,0
24,11
25,79
93,04
9,87
MF1-T20_3
199,5
399,0
24,39
25,13
94,67
9,90
Na Figura 4.6 apresenta-se o esquema tipo dos provetes para a série MF com duas
ancoragens (MF2) com indicação das dimensões relevantes, eixos de referência e “end
tabs”. Para cada provete foram efectuadas as medições apresentadas na Figura 4.6,
nomeadamente os comprimentos L1 e L3, e em cinco secções S1 a S5, mediu-se a largura b
e a espessura h. Todas as medições foram efectuadas com paquímetro digital, com leitura
em mm e resolução de 0,01 mm. Nas tabelas 4.6 e 4.7, apresentam-se os resultados das
medições efectuadas nos provetes para a série MF2.
2
LT
b
1
L2
L1
L3
hT
end tab
Laminado
h
a1
d1
2
b1
1
a2
S1
S2
a3
d2
b2
a4
S3
S4
Figura 4.6: Geometria, eixos e dimensões dos provetes para os ensaios da série MF2
Tabela 4.6: Resultados das medições efectuadas nos provetes para a série MF2
Dimensões médias
Provete
L1
L3
[mm] [mm]
58
b
h
[mm]
[mm]
MF2-T0_1
199
400
59,4
2,0
MF2-T20_1
191
399
59,6
2,0
S5
Tabela 4.7: Resultados das medições efectuadas nos provetes para a série MF2 (continuação)
Zona do Furo 1
Provete
a1
a2
b1
Zona do Furo 2
d1m
a3
a4
b2
d2m
MF2-T0_1
28,2
21,5
70,0
9,8
21,8
27,3
53,6
10,7
MF2-T20_1
24,2
24,4
47,5
11,5
25,3
24,4
66,2
9,9
4.3 CONFIGURAÇÃO DE ENSAIO
Os ensaios foram realizados num pórtico com um servo-actuador de tracção/compressão
com uma célula de carga de 300 kN. Neste tipo de ensaio foi utilizado o sistema de amarras
rotuladas concebido e utilizado nos ensaios de esmagamento. O controlo dos ensaios foi
efectuado por um transdutor externo (precisão 1,0 µm) acoplado ao equipamento. A
velocidade de ensaio utilizada foi de 1 µm/s por se tratar de ensaios com betão nos quais se
deve adoptar velocidades baixas e ainda por se estar a fazer o controlo fora da zona de
carregamento e só com velocidades baixas se conseguir obter o máximo de informação nas
zonas instrumentadas.
A aquisição de dados incluiu o deslocamento interno do actuador e a força medida por
este, o deslocamento do transdutor externo que havia sido acoplado ao actuador e ainda os
deslocamentos medidos pelos transdutores colocados em diferentes zonas do provete
consoante o tipo de ensaio. Nos ensaios da série EBR (ver Figura 4.7a) foram colocados
dois transdutores, um em cada extremidade da ligação laminado/betão de modo a ler o
comportamento da ligação nas duas extremidades, carregada e livre. Nos ensaios da série
MF1 (ver Figura 4.7b) foram adoptados três transdutores, sendo dois colocados nas
extremidades como no caso do EBR, e o terceiro colocado na zona da ancoragem. No caso
da série MF2 (ver Figura 4.7c) foram adoptados quatro transdutores, sendo tudo idêntico à
série MF1 com o quarto transdutor a servir para registar os deslocamentos na segunda
ancoragem.
Nas séries em que houve necessidade de aplicar pré-esforço, este foi aplicado em
duas fases. Um primeiro aperto (20 Nxm) foi efectuado um dia antes da realização do
respectivo ensaio e um segundo aperto foi dado no dia do ensaio, com o mesmo valor de
momento de aperto. Para tal recorreu-se a uma chave dinamométrica com amplitude de 10
a 110 Nxm.
Conforme já foi referido atrás e se poderá constatar mais à frente, o valor do préesforço tem influência nos resultados obtidos.
59
60
60
60
LVDT2
LVDT4
80
100
LVDT1
60
LVDT2
LVDT2
LVDT3
60
LVDT3
100
LVDT1
200
LVDT1
80
F
80
F
80
F
200
200
200
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 4.7: Configuração de ensaio: (a) Esquema da série EBR; (b) Esquema da série MF1;
(c) Esquema da série MF2; (d) Foto da série EBR; (e) Foto da série MF1; (f) Foto da série MF2
De modo a perceber e ter controlo sobre o pré-esforço foram realizados alguns testes
de calibração da chave dinamométrica usada. Estes testes consistiram no aperto de um
parafuso igual aos usados na campanha de ensaios, estando este colocado no interior de
uma célula de carga de 50 kN. Foram aplicados valores de momento de aperto de 10, 20, 30
e 40 Nxm no parafuso e, para cada um destes valores, foi registado o valor do pré-esforço
(em kN) no parafuso que era lido pela célula de carga. Chegando ao valor máximo
desaparafusava-se tudo e repetia-se o teste com um novo parafuso. Na Tabela 4.8
apresentam-se os resultados dos testes efectuados. Para cada teste apresenta-se a
variação do valor do pré-esforço no parafuso em função da variação do momento de aperto
aplicado.
60
Tabela 4.8: Resultados dos testes de calibração da chave dinamométrica
Momento de aperto [Nxm]
Teste
10
20
30
40
1
2,74
4,64
7,14
8,50
2
3,02
5,40
8,60
9,60
3
5,00
6,60
8,30
10,03
4
2,30
4,40
6,23
8,30
5
2,70
4,44
5,78
9,00
Média
3,15
5,10
7,21
9,09
Desvio Padrão
1,06
0,93
1,24
0,73
CoV
33,8%
18,3%
17,2%
8,0%
Na Figura 4.8 apresentam-se os mesmos resultados sob a forma de um gráfico
modo a facilitar a interpretação dos resultados. Conforme se pode constatar o grau
incerteza na aplicação do pré-esforço nos parafusos é considerável para valores
momento de aperto baixos. Conforme este valor vai aumentando, diminui a variação
valor do pré-esforço nos parafusos de teste para teste.
12
10
20
30
40
9
Força [kN]
de
de
de
do
6
3
0
0
1
2
3
4
5
6
Teste
Figura 4.8: Resultados dos testes de calibração da chave dinamométrica
4.4 RESULTADOS
Os ensaios de arranque com ancoragens, conforme atrás referido, foram divididos em três
séries. Uma série de três provetes com apenas uma ancoragem sem pré-esforço (série
61
MF1-T0), uma série de três provetes com apenas uma ancoragem com pré-esforço
equivalente a um momento de aperto de 20 Nxm (série MF1-T20) e uma série de dois
provetes com duas ancoragens, um com e outro sem pré-esforço, MF2-T0 e MF2-T20,
respectivamente.
Para cada provete são de seguida apresentadas as curvas que traduzem a relação
entre a força registada pela célula de carga e o deslizamento relativo entre o MDL e o betão
nas zonas onde foram colocados LVDT’s (Curvas F-s). Nestas só se apresenta o
comportamento até ao ponto de carga máxima. No anexo III é possível ver a totalidade do
comportamento de cada provete. Por série são também apresentadas fotos relativas aos
modos de rotura obtidos, uma vez que estes são idênticos em cada série.
Na Figura 4.9 são apresentadas as curvas F-s dos provetes da série EBR. Constatase que a resposta nos dois provetes é bastante similar e quase linear até cerca de meio da
carga máxima que cada um suporta. Constatou-se no final do ensaio que a camada de
adesivo no provete EBR_1 era ligeiramente mais espessa que a camada de adesivo no
provete EBR_2. Tal facto poderá ter contribuído para uma maior capacidade de carga do
sistema.
25
Força [kN]
20
15
10
5
0
0,0
EBR_1
EBR_2
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
Deslocamento [mm]
Figura 4.9: Curvas F-s (extremidade carregada) dos provetes da série EBR
Na série MF1-T0 não são apresentados os resultados do provete MF1-T0_1 pois,
tendo este sido o primeiro provete ensaiado, experimentou-se fazer o controlo do ensaio
pelo transdutor colocado na extremidade carregada da ligação. Esta opção, embora
teoricamente desejável, revelou-se na prática pouco fiável devido ao comportamento
62
25
25
20
20
15
15
Força [kN]
Força [kN]
catastrófico da ligação perto da rotura. Na Figura 4.10 apresentam-se as curvas F-s para os
provetes da série MF1-T0.
10
10
Carregada
Ancoragem
Livre
5
0
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
5
Ancoragem
Livre
0
-0,02
0,4
0,00
30
25
25
20
20
15
10
Carregada
Ancoragem
Livre
5
0,0
0,1
0,2
0,3
Deslocamento [mm]
(c)
0,04
0,06
(b)
Força [kN]
Força [kN]
(a)
30
0
-0,1
0,02
Deslocamento [mm]
Deslocamento [mm]
0,4
15
10
5
0,5
0
-0,04
Ancoragem
Livre
-0,02
0,00
0,02
0,04
Deslocamento [mm]
(d)
Figura 4.10: Curvas F-s: (a) MF1-T0_2 (Pico); (b) MF1-T0_2 (Pormenor); (c) MF1-T0_3 (Pico);
(d) MF1-T0_3 (Pormenor)
Como é possível observar nas curvas acima apresentadas, a resposta é não linear até
ao pico. O facto de existir uma ancoragem a meio do comprimento de aderência fez com
que a resposta tenha sido diferente da que normalmente ocorre nos casos típicos de reforço
de acordo com a técnica EBR. A perda significativa de rigidez ocorre quando a “onda” de
transferência de tensões tangenciais intercepta a ancoragem e está associada à
perturbação do campo de tensões tangenciais criada por esta ancoragem. Esse aspecto é
corroborado pelo facto de até esse nível de carga os deslizamentos nas zonas livre e da
ancoragem serem praticamente nulos. É também possível observar que o deslizamento
registado ao nível da zona de ancoragem sofre uma perturbação significativa, apresentando
numa fase intermédia (aquando do evento referido anteriormente), um deslizamento
contrário ao do resto das restantes zonas monitorizadas.
63
Nas figuras 4.11 a 4.13 apresentam-se as curvas F-s para os provetes da série MF1T20. Devido à dificuldade em garantir exactamente o mesmo pré-esforço em todos os
provetes, não se verifica um comportamento tão regular como nos provetes da série MF1T0.
30
30
25
25
20
20
Força [kN]
Força [kN]
Com a série MF1-T20 é possível adicionar uma conclusão àquelas que foram atrás
referidas. Verifica-se agora que, em termos gerais, a resposta é similar nas séries com e
sem pré-esforço. A principal diferença é que esta resposta é mais suave nas séries com préesforço, não sendo tão vincado o ramo da curva a partir do qual a ancoragem entra em
funcionamento. A principal razão para este comportamento está directamente ligada ao
facto de o pré-esforço na ancoragem conduzir a um estado de tensão no laminado e,
consequentemente na ligação, que reduz o efeito da descontinuidade física induzida pela
ancoragem.
15
10
Carregada
Ancoragem
Livre
5
0
-0,1
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
15
10
5
0
-0,03
0,6
Ancoragem
Livre
-0,02
-0,01
0,00
0,01
0,02
0,03
0,04
Deslocamento [mm]
Deslocamento [mm]
(a)
(b)
30
30
25
25
20
20
Força [kN]
Força [kN]
Figura 4.11: Curvas F-s: (a) MF1-T20_1 (Pico); (b) MF1-T20_1 (Pormenor)
15
10
Carregada
Ancoragem
Livre
5
0
-0,1
0,0
0,1
Deslocamento [mm]
(a)
0,2
15
10
5
0,3
0
-0,02
Ancoragem
Livre
-0,01
0,00
0,01
Deslocamento [mm]
(b)
64
0,02
0,03
25
25
20
20
15
15
Força [kN]
Força [kN]
10
5
Carregada
Ancoragem
Livre
5
0
-0,05
0,00
0,05
10
0
-0,04
0,10
Ancoragem
Livre
-0,02
0,00
0,02
0,04
Deslocamento [mm]
Deslocamento [mm]
(a)
(b)
Na Figura 4.14 apresentam-se as curvas F-s para os provetes da série MF2. Nestes
casos não se apresentam gráficos com o pormenor do deslizamento relativo aos LVDT’s da
extremidade livre e das ancoragens, uma vez que o deslizamento até se atingir o pico é
muito baixo.
40
35
35
30
30
25
Força [kN]
Força [kN]
25
20
15
5
0
-0,05
0,00
0,05
Deslocamento [mm]
(a)
0,10
15
10
Carregada
Ancoragem Cima
Ancoragem Baixo
Livre
10
20
Carregada
Ancoragem Cima
Livre
5
0,15
0
-0,05
0,00
0,05
0,10
0,15
Deslocamento [mm]
(b)
Figura 4.14: Curvas F-s: (a) MF2-T0_1; (b) MF2-T20_1
Para a série MF2 verifica-se que, além do aumento da capacidade de carga se
observa que o deslizamento no início da zona carregada sofre variações consideráveis. Tal
comportamento poderá ser devido a singularidades provocadas pelas ancoragens, bem
como ao facto do MDL ser constituído por diferentes camadas e direcções, com eventuais
deformações distintas.
Na Figura 4.15 apresenta-se o modo de rotura típico observado em todos os ensaios
de arranque efectuados, nomeadamente, o estado do provete de betão e de MDL no final do
65
ensaio. A partir destas fotos constata-se que a rotura ocorre na interface betão/epoxy. Na
vizinhança das ancoragens é possível observar uma cor distinta das restantes zonas. Tratase do químico usado nas ancoragens. Refira-se ainda que se observou o esmagamento do
laminado junto às zonas de ancoragem.
(a)
(b)
(c)
(d)
(e)
(f)
Figura 4.15: Modo de rotura tipo dos provetes dos ensaios de arranque: (a) provete de betão EBR_2;
(b) provete de betão MF1_T20_1; (c) provete de betão MF2_T20_1; (d) laminado MDL da série MF1 –
vista de frente; (e) laminado MDL da série MF2 – vista de frente; (f) laminado MDL-CFRP – vista de
lado (pormenor da camada superficial de betão arrancada)
Na Tabela 4.9 sintetizam-se os principais resultados obtidos a partir dos ensaios de
arranque efectuados. Assim, para cada provete inclui-se a força máxima obtida, Fmax, a força
residual (após o pico), Fr, e os modos de rotura.
66
Tabela 4.9: Principais resultados obtidos na campanha de ensaios de arranque
Provete
Fmax [kN]
Fr [kN]
Modo de rotura
EBR_1
22,88
̶
D
EBR_2
20,34
̶
D
MF1-T0_1
26,08
1,50 (5,8%)
D+E
MF1-T0_2
23,56
4,27 (18,1%)
D+E
MF1-T0_3
28,36
4,51 (15,9%)
D+E
MF1-T20_1
28,50
17,04 (59,8%)
D+E
MF1-T20_2
27,76
7,45 (26,8%)
D+E
MF1-T20_3
23,57
12,64 (53,6%)
D+E
MF2-T0_1
35,76
25,73 (72,0%)
D+E
MF2-T20_1
33,51
28,64 (85,5%)
D+E
Nota 1: D = destacamento ao nível da interface betão/epoxy; D+E = destacamento ao nível da
interface betão/epoxy + esmagamento do laminado ao nível da ancoragem.
Nota 2: Os valores dentro de parênteses correspondem ao valor percentual de Fmax que Fr
representa.
Tal como seria de esperar, a inclusão de ancoragens conduziu a um acréscimo da
capacidade de carga do sistema de reforço e também a um aumento significativo da
resistência pós-pico. Os acréscimos médios de capacidade resistente, quando comparados
com a técnica EBR, são de 20%, 23% e 60% para o caso das séries MF1_T0, MF1_T20 e
MF2, respectivamente
A partir destes resultados não é conclusivo que a aplicação de ancoragens préesforçadas conduza a maiores valores de resistência máxima, pois em termos médios
verifica-se um acréscimo marginal. Tal facto poderá estar associado ao facto de haver
alguma dificuldade em controlar, com rigor suficiente, o valor do momento de aperto
aplicado. Por outro lado, após a conclusão dos ensaios os provetes foram analisados,
tendo-se verificado que a aplicação do adesivo epoxy não foi feita de forma uniforme, o que
poderá ter contribuído para uma maior dispersão dos resultados.
67
5
MODELAÇÃO NUMÉRICA
5.1 INTRODUÇÃO
A utilização de ferramentas numéricas, nomeadamente a análise não linear material
suportada no método dos elementos finitos, na simulação de estruturas ensaiadas
experimentalmente apresenta inúmeras vantagens, destacando-se o facto de permitir uma
melhor interpretação/análise dos resultados experimentais e a calibração de leis
constitutivas para análises numéricas.
Assim, neste capítulo detalham-se os resultados das simulações numéricas
efectuadas relativamente a alguns dos ensaios experimentais realizados no âmbito da
presente dissertação. Para tal foram seleccionados quatro dos ensaios realizados,
nomeadamente, os ensaios de caracterização das propriedades à tracção do laminado
unidireccional de CFK, do pré-impregnado unidireccional de HS e do MDL, e ainda os
ensaios de caracterização do comportamento ao esmagamento do MDL.
As simulações numéricas foram realizadas no software de elementos finitos FEMIX 4.0
(Sena-Cruz et al. 2007). Recorreu-se a elementos finitos do tipo casca plana (formulação de
Reissner-Mindlin), com os seguintes principais pressupostos de cálculo (Barros 1995):
•
Os deslocamentos normais ao folheto médio da casca, de qualquer ponto da estrutura
são pequenos quando comparados com a espessura desta e as inclinações do plano
médio são pequenas quando comparadas com a unidade (hipótese das pequenas
deformações);
•
Admite-se que as tensões normais ao folheto médio são nulas;
•
Uma “fibra” normal à superfície média do elemento indeformado mantêm-se rectilínea
(não necessariamente ortogonal) a esta durante a deformação do elemento;
•
A espessura do elemento é dividida num determinado número de camadas, sendo a
variação de cada propriedade, na espessura do elemento, avaliada pelos valores
determinados na superfície média de cada camada. Em cada camada é admitido
comportamento em estado plano de tensão.
Foi implementado um modelo constitutivo no software FEMIX para a simulação de
FRP’s, dado que este não dispunha de tal funcionalidade. A selecção do modelo baseou-se
Capitulo 5 – Modelação Numérica
na pesquisa efectuada na qual se concluiu que existem essencialmente três grupos de
critérios de rotura para FRP's (Daniel e Ishai 1994):
•
Critérios de variáveis independentes (critério da tensão e extensão máxima);
•
Critérios quadráticos (Tsai-Wu, Hoffman e Tsai-Hill);
•
Critérios de interacção parcial (Puck simples, Puck modificado e Hashin).
Por ser o critério de rotura mais simples de se implementar e apresentar resultados
bastante razoáveis optou-se pelo critério de Tsai-Wu. A expressão geral deste critério de
rotura bem como os coeficientes de Tsai-Wu (f1, f11, f2, f22, f6 e f66), admitindo comportamento
em estado plano de tensão é definido pelas seguintes equações:
2
f = f11σ12 + f22σ 22 + f66τ12
+ 2f12σ1σ 2 + f1σ1 + f2σ 2 + f6τ12 = 1
(5.1)
f1 =
1
1
−
F1t F1c
(5.2)
f11 =
1
F1t F1c
(5.3)
f2 =
1
1
−
F2t F2c
(5.4)
f22 =
1
F2 t F2c
(5.5)
f66 =
1
F62
(5.6)
f6 = 0
(5.7)
Os parâmetros F1t, F1c, F2t, F2c e F6 presentes na formulação dos coeficientes de TsaiWu são as resistências elementares do material à tracção longitudinal (direcção da
orientação das fibras), à compressão longitudinal, à tracção transversal, à compressão
transversal e ao corte, respectivamente, definidas no sistema coordenado material.
As restantes variáveis envolvidas na formulação (σ1, σ2 e τ12) correspondem às
tensões normais (σ1, σ2) e de corte (τ12) em estado plano de tensão definidas no sistema
coordenado material.
70
O parâmetro f12 da expressão geral pode ser obtido por duas formas. Se for possível
realizar ensaios de tracção em que as fibras do material estejam orientadas 45˚ em relação
à direcção de carregamento, obtendo-se assim o valor de F45t, usa-se a seguinte expressão
(Daniel e Ishai 1994):
f12 =
2
F425t
 F45t
1 −
2

 1
1
1
1  F452 t
−
+
−

−
4
 F1t F1c F2t F2c 
 1
1
1 
+
+ 2 

 F1t F1c F2t F2c F6  
(5.8)
No caso de não ser possível obter a resistência à tracção a 45˚ e/ou no caso de este
parâmetro não ser critico, pode-se utilizar a seguinte fórmula simplificada:
f12 ≈ −
1
1
( f11f22 ) 2
2
(5.9)
Na Figura 5.1 apresentam-se, os sistemas coordenados intervenientes neste tipo de
análise: sistema coordenado global (x1, x2, x3), sistema coordenado local (l1, l2, l3) e sistema
coordenado material (m1, m2, m3). No sistema coordenado global é definida a geometria da
estrutura em análise e o campo de deslocamentos generalizado, excepto as rotações de nós
coplanares (Barros 2000). A formulação pelo método dos elementos finitos do elemento de
casca plano no espaço é desenvolvida ao nível do sistema coordenado local (Barros 2000).
O sistema coordenado material é utilizado para a definição da matriz constitutiva da lâmina
(camada) e verificação do critério de rotura.
m3
l3
m2
x3
l2
x2
θ
m1
l1
x1
Figura 5.1: Sistemas coordenados utilizados
Dado que o FEMIX já incluía todas as funcionalidades para inclusão de leis
constitutivas em materiais ortotrópicos, apenas foi necessário implementar o critério de
rotura atrás referido. Assim, na determinação das forças nodais equivalentes
(Sena-Cruz 2005), quando num determinado ponto de integração e para uma determinada
camada (lâmina) o critério era violado, i.e., f > 0, esta deixava de ter contribuição para os
esforços internos no elemento finito em causa. Ao nível da matriz de rigidez optou-se, por
71
razões de estabilidade numérica, por considerar uma matriz constitutiva residual de 0.1% da
matriz constitutiva elástica ortotrópica.
5.2 CONSIDERAÇÕES GERAIS SOBRE AS MODELAÇÕES EFECTUADAS
Em todas as simulações efectuadas recorreu-se a elementos de casca plana (formulação de
Reissner-Mindlin), sendo as malhas de elementos finitos definidas no plano x2, x3 (do
sistema coordenado global x1, x2, x3). Utilizaram-se elementos finitos tipo Serendipity de
quatros nós e uma integração numérica de Gauss-Legendre com 2×2 pontos de integração
devido à estabilidade numérica que estes apresentam em análise não linear material.
Para evitar instabilidades numéricas, todos os nós das malhas de elementos finitos,
foram impedidos de se deslocar na direcção x1. Em todas as simulações a estrutura foi
solicitada na direcção x2.
No processo incremental iterativo utilizou-se o método Newton-Raphson geral para
resolver o sistema de equações não lineares. Adoptou-se o critério de convergência em
força, com uma tolerância de 1×10-3 (Sena-Cruz 2005). As simulações foram realizadas sob
controlo de deslocamento prescrito até à rotura, definida como sendo o incremento a partir
do qual não se obteve convergência.
Optou-se por realizar a modelação numérica de forma faseada, começando pelos
ensaios em que só existe um tipo de material envolvido (ensaios de tracção com CFK e HS)
e, com as propriedades materiais calibradas nesses ensaios, avançando para os restantes
casos.
5.3 ENSAIO DE TRACÇÃO UNIAXIAL DO LAMINADO CFK
Para se modelar a série CFK-TP_d0 (ver Capítulo 3) adoptou-se uma malha de elementos
finitos constituída por 96 elementos (24×4), simplesmente apoiada na direcção x2 nas
extremidades esquerda e direita, como se ilustra Figura 5.2. De modo a garantir simetria e a
isostaticidade da estrutura, ao longo do alinhamento horizontal intermédio, os nós foram
impedidos de se deslocar na direcção x3.
x3
x1
x2
Figura 5.2: Malha de elementos finitos adoptada para os ensaios de tracção uniaxial do CFK
(série CFK-TP_d0)
72
A espessura da casca foi simulada com recurso a uma única camada com espessura
constante de 1,4 mm. Devido à dificuldade em avaliar com rigor suficiente, não foram
simuladas as condições reais de apoio, nomeadamente os end tabs, o efeito da pressão
exercida pelas amarras e o escorregamento entre o laminado e os end tabs. Assim, o
provete simulado tinha 150 mm × 25 mm (geometria inicial do provete descontando as
zonas dos end tabs). Todavia, dado que os resultados numéricos são apenas comparados
com os valores obtidos pelo clip gauge, colocado na zona central do provete, durante a
realização dos ensaios experimentais, estes efeitos não têm qualquer significado.
As propriedades mecânicas utilizadas para a simulação do laminado unidireccional de
CFK são apresentadas na Tabela 5.1. Os valores de resistência à tracção longitudinal,
módulo de elasticidade longitudinal e módulo de elasticidade transversal, foram obtidos com
base nos resultados experimentais detalhados no Capítulo 3. Os restantes parâmetros
foram adaptados de bibliografia existente com propriedades de laminados unidireccionais de
carbono/epoxy (Daniel e Ishai 1994).
Tabela 5.1: Propriedades do laminado unidireccional de CFK
Propriedade
Sigla Unidade
Resistência à tracção
longitudinal
Resistência à compressão
longitudinal
Resistência à tracção
transversal
Resistência à compressão
transversal
Resistência ao corte
Módulo de Young
longitudinal
Módulo de Young
transversal
ν 12
Módulo de corte
G12
Experimental
Bibliografia Adoptado
F1t
MPa
2434,60 ±
128,92
-
2435
F1c
MPa
-
1440
1440
F2t
MPa
-
57
57
F2c
MPa
-
228
228
F6
MPa
-
71
71
E1
GPa
157,94 ± 6,19
-
158
E2
GPa
2,54
-
3
-
0,28
0,28
-
7,2
7
GPa
Na Figura 5.3 inclui-se a evolução do critério de rotura adoptado tendo por base as
propriedades definidas na Tabela 5.1. Nesta figura o parâmetro k é dado pela relação τ12/F6.
Na Figura 5.4 apresenta-se a curva extensão versus tensão obtida numericamente,
bem como a envolvente experimental obtida nos ensaios de tracção uniaxial com CFK.
Conforme se pode verificar a resposta é muito similar em termos de rigidez, resistência e
deformação.
73
100
50
0
σ 2 [MPa]
-50
-100
-150
-200
k=0,00
k=0,50
k=0,75
k=1,00
-250
-300
-3000
-2000
-1000
0
1000
2000
3000
σ1 [MPa]
Figura 5.3: Critério de rotura adoptado para a simulação do laminado CFK, para diferentes
valores de k
2500
Tensão, σ [MPa]
2000
1500
1000
500
0
0.0
Experimental
Numérico
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
1.6
Extensão, ε [%]
Figura 5.4: Gráfico extensão versus tensão para os ensaios de tracção uniaxial com CFK
(comparação com o valor numérico obtido)
74
5.4 ENSAIO DE TRACÇÃO UNIAXIAL DO LAMINADO HS
Para modelar a série HS-TP_d45 (ver Capítulo 3) adoptou-se uma malha de elementos
finitos constituída por 90 elementos (15×6) ilustrada na Figura 5.5. Adoptaram-se condições
de apoio idênticas às da série anterior.
x3
x1
x2
Figura 5.5: Malha de elementos finitos adoptada para os ensaios de tracção uniaxial do HS
A espessura da casca foi simulada com recurso a quatro camadas com espessura
constante de 0,15 mm. Os end tabs não foram simulados tal como no caso anterior. Assim,
o provete simulado tinha 60 mm × 25 mm (geometria inicial do provete descontando as
zonas dos end tabs).
As propriedades mecânicas utilizadas para a simulação do laminado unidireccional de
HS são apresentadas na Tabela 5.2. Estas foram adaptadas de um outro trabalho em que
este material também é utilizado e extensivamente caracterizado (Tavares 2003). A única
propriedade alterada foi a resistência à tracção transversal (F2t), cujo valor foi aumentado de
45 MPa para 80 MPa de modo a permitir melhor ajustar o resultado numérico ao
experimental. O modelo de casca plana utilizado não consegue captar na totalidade a
interacção entre as várias lâminas que constituem o laminado de HS, além disso, estando
estas orientadas a ±45˚, esta limitação ainda se torna mais evidente. Para colmatar esta
situação foi necessário aumentar a resistência à tracção transversal sendo que, apesar de
não ser o valor de referência, é um valor bastante razoável para laminados pré-impregnados
com teores de fibras usuais (60% a 70%).
Na Figura 5.6 inclui-se a evolução do critério de rotura adoptado tendo por base as
propriedades definidas na Tabela 5.1. Nesta figura o parâmetro k tem o mesmo significado
que o definido na secção anterior.
75
Tabela 5.2: Propriedades do laminado unidireccional de HS
Propriedade
Sigla Unidade
Bibliografia
Adoptado
Resistência à tracção longitudinal
F1t
MPa
2406 ± 93
2406
Resistência à compressão longitudinal
F1c
MPa
697 ± 56
697
Resistência à tracção transversal
F2t
MPa
44,55 ± 2,8
80
Resistência à compressão transversal
F2c
MPa
140,9 ± 13,8
141
Resistência ao corte
F6
MPa
43,3 ± 7,0
43
Módulo de Young longitudinal
E1
GPa
131,6 ± 8,26
132
Módulo de Young transversal
E2
GPa
8,68 ± 0,32
8
ν 12
0,332 ± 0,042
0,33
Módulo de corte
G12
3,53 ± 0,34
3
GPa
200
σ 2 [MPa]
100
0
-100
-200
-1000
k=0,00
k=0,50
k=0,75
k=1,00
0
1000
2000
3000
σ1 [MPa]
Figura 5.6: Critério de rotura adoptado para a simulação do laminado HS, para diferentes
valores de k
Na Figura 5.7 apresenta-se a envolvente experimental em termos de extensão versus
tensão obtida nos ensaios de tracção uniaxial com HS, e registada pelo clip gauge, e a
curva obtida através do modelo numérico utilizado. Conforme apresentado no Capítulo 3, as
curvas obtidas nos ensaios com HS a ±45˚ eram bi-lineares. O modelo computacional
utilizado neste trabalho apenas permite obter a resposta para o primeiro tramo até ao
momento em que ocorre a primeira não linearidade.
76
100
Tensão, σ [MPa]
80
60
40
20
0
0.0
Experimental
Numérico
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
1.4
Extensão, ε [%]
Figura 5.7: Gráfico Extensão versus Tensão para os ensaios de tracção uniaxial com HS
5.5 ENSAIO DE TRACÇÃO UNIAXIAL DO LAMINADO MDL
Tendo por base as propriedades definidas nos dois casos anteriores (CFK e HS), foi
modelado um provete de MDL para simular um ensaio de tracção uniaxial deste a 0˚. A
geometria, a malha de elementos finitos utilizada e condições de apoio, para este caso eram
iguais às anteriormente apresentadas para os provetes de CFK à tracção uniaxial (ver
Figura 5.2). A espessura da casca foi simulada através de cinco camadas, quatro de HS
com espessura igual a 0,15 mm e uma de CFK com 1,4 mm. A disposição das camadas foi
a mesma que nos ensaios experimentais, i.e., uma camada de CFK na zona central com
duas camadas de HS a ±45˚ em cada uma das suas faces.
Uma vez que o modelo não consegue captar a interacção entre as diferentes
camadas, a resposta do MDL será previsivelmente a soma das respostas numéricas obtidas
no caso do CFK a 0˚ e das quatro camadas de HS a ±45˚, pelo que será ligeiramente
inferior, em termos de rigidez, à resposta obtida em laboratório, como se pode constatar a
partir da Figura 5.7.
77
2000
1750
Tensão, σ [MPa]
1500
1250
1000
750
500
Experimental
Numérico
250
0
0.00
0.25
0.50
0.75
1.00
1.25
1.50
1.75
Extensão, ε [%]
Figura 5.8: Gráfico Extensão versus Tensão para os ensaios de tracção uniaxial com MDL
5.6 ENSAIO DE ESMAGAMENTO DO LAMINADO MDL
Para se modelar a série MDL-BS (ver Capítulo 3) adoptou-se uma malha de elementos
finitos constituída por 392 elementos simplesmente apoiada na direcção x2, na extremidade
esquerda e na zona do furo, como se ilustra na Figura 5.9. De modo a garantir a simetria e a
isostaticidade da estrutura, ao longo do alinhamento horizontal intermédio, os nós foram
impedidos de se deslocar na direcção x3. Nesta figura os nós apoiados estão representados
por círculos pretos.
A espessura da casca e as propriedades dos materiais são as mesmas que no caso
anterior, Secção 5.5, uma vez que se trata do mesmo material. A geometria da malha é igual
à dos provetes ensaiados subtraindo os end tabs, tal como nos casos anteriores.
Para simular o ensaio de esmagamento foi aplicado um deslocamento prescrito
segundo x2 nos apoios definidos na zona do furo (ver Figura 5.9).
Por haver alguma incerteza quanto à melhor forma de simular as condições reais de
carregamento foi realizada uma análise comparativa entre três cenários distintos. Um
primeiro cenário em que foram bloqueados todos os nós da zona do furo indicados com um
círculo negro na Figura 5.9 (CA_1), um segundo caso em que, comparativamente ao caso 1,
se retiram os apoios A e B (CA_2) e um terceiro caso em que se retiram os apoios A a D
(CA_3).
78
AB
CD
x3
x2
x1
Figura 5.9: Malha de elementos finitos adoptada para os ensaios de esmagamento do MDL
Na Figura 5.10 apresentam-se os resultados das simulações efectuadas para os três
casos referidos. Conforme se pode verificar, a resposta é, em termos globais, muito similar
nos três casos. As principais diferenças surgem em alguns parâmetros notáveis como sejam
o ponto de força máxima, que é bastante superior no caso CA_2 comparativamente aos
restantes, e a rigidez, que é um pouco menor que no caso CA_1. Não foi efectuada uma
comparação destas simulações com os resultados experimentais obtidos devido ao facto de
nestes ensaios não ter sido possível utilizar a informação resultante da instrumentação que
permitiria avaliar as deformações na zona do furo (ver Capítulo 3). Contudo, comparando o
valor da força máxima obtido numericamente (5,7 kN) com o valor médio registado
experimentalmente (7,6 kN) constata-se que a diferença é de cerca de 32%.
6000
CA_1
CA_2
CA_3
5000
Força [N]
4000
3000
2000
1000
0
0,0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Deslocamento [mm]
Figura 5.10: Gráfico deslocamento versus força para os ensaios de esmagamento com MDL
(comparação entre os três casos com diferentes condições de apoio)
79
Uma das razões para esta significativa diferença pode ser constatada através das
deformadas obtidas nos três casos. Em qualquer dos casos verifica-se o avanço do material
da periferia do furo para o interior do mesmo, sendo este avanço maior conforme se passa
do caso CA_1 (ver Figura 5.11) para o CA_2 (ver Figura 5.12) e depois para o CA_3 (ver
Figura 5.13). Tal situação constitui uma impossibilidade, visto que aí existe o parafuso.
Contudo, a opção deste tipo de simulação deveu-se às limitações existentes no FEMIX.
Figura 5.11: Deformada segundo x2 CA_1
80
Na Figura 5.14 representam-se os referenciais materiais para a camada de HS e para
a camada de CFK de modo a facilitar a interpretação dos diagramas de tensões que
posteriormente se apresentam para os três casos estudados.
m2
m1
σ2
σ1
HS
m2 σ 2
m1
CFK σ 1
Figura 5.14: Referencial material da camada de HS e da camada de CFK
Na Figura 5.15 apresentam-se os digramas das tensões normais segundo o eixo
material m1 (σ1) para as camadas de HS e CFK. Conforme se pode verificar, o valor desta
tensão no CFK é muito superior comparativamente ao HS.
81
(a)
(b)
Figura 5.15: Tensão normal σ1: (a) Camadas de HS; (b) Camada de CFK
Na Figura 5.16 apresentam-se os digramas das tensões normais segundo o eixo
material m2 (σ2) para as camadas de HS e CFK. Neste caso o valor maior diz respeito ao
82
HS, o que confirma que, tal como esperado, na direcção transversal o contributo do HS é
muito significativo.
(a)
(b)
Figura 5.16: Tensão normal σ2: (a) Camadas de HS; (b) Camada de CFK
83
Na Figura 5.17 apresentam-se os digramas das tensões de corte (τ12) para as
camadas de HS e CFK. Conforme se pode verificar, o valor desta tensão no CFK é muito
superior ao verificado no HS.
(a)
(b)
Figura 5.17: Tensão de corte τ12: (a) Camadas de HS; (b) Camada de CFK
84
6
CONCLUSÕES
6.1 CONSIDERAÇÕES FINAIS
O presente trabalho insere-se num projecto de investigação que visa estudar o
comportamento de laminados multi-direccionais de CFRP (MDL-CFRP) ancorados e colados
ao betão, no reforço de estruturas existentes de betão armado.
Neste contexto e no âmbito da presente dissertação, foi desenvolvido e caracterizado o
MDL-CFRP, bem como o comportamento da ligação entre este e o betão através de
campanhas de ensaios experimentais.
O MDL-CFRP é constituído por um laminado pré-fabricado unidireccional de carbono CFK
150/2000 (CFK) localizado ao nível do folheto médio e com as fibras a 0º. Em ambas as
faces deste laminado são aplicadas duas camadas a ±45º de um pré-impregnado
unidireccional de carbono/epoxy TEXIPREG HS 160 REM (HS). A espessura total do MDL
é de 2.04 mm, dos quais 69% são relativos ao CFK. O processo de cura do MDL-CFRP foi
realizado com recurso a autoclave.
Efectuou-se a caracterização mecânica do MDL-CFRP através de ensaios para a avaliação
das propriedades em tracção, flexão e esmagamento. Dos ensaios de tracção uniaxial
efectuados obtiveram-se valores médios de resistência à tracção, módulo de elasticidade e
extensão última iguais a 1866 MPa, 118 GPa e 1.58%, respectivamente. Nestes ensaios
obtiveram-se modos de rotura típicos, nomadamente rotura das fibras do CFK e HS a meio
do provete. Ainda no âmbito da caracterização uniaxial à tracção através de ensaios ao HS
e CFK, verificou-se que este se funcionasse separadamente apenas de obteria cerca de
85% da capacidade que resulta do funcionamento em conjunto (MDL-CFRP). Da avaliação
das propriedades à flexão foram obtidos os valores médios de tensão máxima e módulo de
elasticidade de 866 MPa e 46 GPa, respectivamente. Estes valores ficaram aquém do
expectável devido, fundamentalmente, ao menos bem conseguido comportamento da
interface entre o HS e o CFK. Nestes casos a rotura iniciou-se na interface. Dos ensaios de
Capitulo 6 – Conclusões
resistência ao esmagamento, efectuados com parafusos com 10 mm de diâmetro, obteve-se
uma tensão de esmagamento média de 316 MPa para os casos em que o aperto foi apenas
manual. Nos casos em que se recorreu à aplicação de pré-esforço da ligação, obteve-se um
valor médio de 604 MPa.
A caracterização mecânica da ligação entre MDL-CFRP e o betão, através de um processo
de fixação que recorre a ancoragens e colagem, foi efectuada através de ensaios de
arranque directo. Procurou estudar-se a influência no comportamento da ligação em termos
da técnica de reforço usada (EBR – Externally bonded reinforcement ou MF-EBR –
Mechanically Fastened and Externally Bonded Reinforcement), do número de ancoragens e
do nível de pré-esforço aplicado nestas.
De uma forma geral poder-se-á dizer que, quando comparada com a técnica EBR, a
utilização de ancoragens conduz a aumentos que variam entre os 20% (para uma única
ancoragem) e os 60% (para duas ancoragens). A aplicação de pré-esforço às ancoragens
não conduziu a aumentos significativos da capacidade de carga comparativamente ao uso
de ancoragens sem pré-esforço. Contudo, com pré-esforço observou-se um aumento
significativo da resistência pós-pico (um acréscimo de cerca de 60%). A resposta do sistema
de reforço em termos de força de arranque versus deslizamento (F – s) é vincadamente não
linear, marcada pela existência de ancoragens, observando-se aquando da entrada em
serviço destas um ligeiro patamar nas curvas F – s. Tal patamar é muito menos expressivo
nos casos em que a ancoragem é pré-esforçada. Por último será de referir que, com a
geometria adoptada para o provete observou-se que ocorriam alguns movimentos de
rotação não negligenciáveis, pelo que em futuros ensaios a geometria destes deverá ser
revista.
As simulações numéricas realizadas permitiram desde logo adicionar um novo modelo
constitutivo à biblioteca do código computacional utilizado. Com base nos resultados
experimentais obtidos na caracterização dos laminados (unidireccionais e multi-direccional)
procurou-se calibrar e/ou validar a aplicação do modelo de casca plana para o cálculo de
compósitos de matriz polimérica em estado plano de tensão. De um modo geral pode dizerse que o modelo apresenta algumas limitações na consideração da interacção entre várias
camadas. No caso particular da lei constitutiva do material pode dizer-se que esta se ajusta
bem traduzindo-se esse ajuste por valores das resistências na rotura bastante próximos do
valor médio dessas mesmas resistências obtido experimentalmente.
6.2 FUTUROS DESENVOLVIMENTOS
Habitualmente, os trabalhos de investigação procuram dar resposta a diversas perguntas
que surgem ao longo dos mesmos. Contudo, na presente dissertação, face ao carácter
inovador do tema no qual se insere, surgiram diversas perguntas para as quais ainda não
86
existem respostas. Assim, considera-se fundamental que este trabalho tenha continuidade
dando especial enfoque nos seguintes tópicos:
•
•
•
Desenvolvimento de campanhas de ensaios experimentais adicionais e completares de
caracterização do laminado unidireccional em termos de propriedades à tracção e
resistência ao esmagamento. No caso particular da resistência ao esmagamento,
deverão ser desenvolvidas campanhas de ensaios de modo a avaliar os rácios
geométricos críticos (e/d e w/d) e permitir determinar as tensões de rotura por tracção,
corte e esmagamento;
Realização de um programa experimental mais extenso de estudo da ligação de
laminados multi-direccionais de CFRP colados e ancorados ao betão de modo a avaliar
a influência do valor do momento de aperto na ancoragem (pré-esforço), da disposição e
número de ancoragens. Adicionalmente, deverá ser previsto o desenvolvimento de um
provete mais alongado de modo a minimizar os efeitos de rotação do mesmo;
No que respeita aos estudos numéricos, deverão ser adicionadas novas funcionalidades
ao FEMIX de modo a que seja possível efectuar simulações numéricas com elementos
de volume e ainda a implementação de elementos de interface adequados à simulação
do comportamento real de ensaios de esmagamento.
87
REFERÊNCIAS
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matrix composite laminates” Vol.15.03. Composite Materials, ASTM International, West
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Referências
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90
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91
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92
ANEXO I
FICHA TÉCNICA DO LAMINADO UNIDIRECCIONAL CFK E DO PRÉ-IMPREGNADO HS
Anexo I
95
Anexo I
96
Anexo I
97
Anexo I
98
ANEXO II
FICHA TÉCNICA DO SISTEMA DE ANCORAGEM QUÍMICA UTILIZADO
Anexo II
102
Anexo II
103
Anexo II
104
Anexo II
105
Anexo II
106
Anexo II
107
Anexo II
108
Anexo II
109
ANEXO III
RESULTADOS TOTAIS DOS ENSAIOS DE ARRANQUE
Anexo III
Gráficos Totais da Série EBR
25
EBR_1
Força [kN]
20
15
10
5
0
0,0
0,5
1,0
1,5
Deslocamento [mm]
EBR_1
25
EBR_2
Força [kN]
20
15
10
5
0
0,0
0,5
1,0
1,5
Deslocamento [mm]
EBR_2
113
Anexo III
Gráficos Totais da Série MF1
25
30
Carregada
Ancoragem
Livre
20
Carregada
Ancoragem
Livre
25
Força [kN]
Força [kN]
20
15
10
5
15
10
5
0
0
-1
0
1
2
3
4
5
-1
0
1
2
Deslocamento [mm]
MF1-T0_2
5
6
30
Carregada
Ancoragem
Livre
25
Carregada
Ancoragem
Livre
25
20
20
Força [kN]
Força [kN]
4
MF1-T0_3
30
15
10
15
10
5
5
0
0
-1
0
1
2
3
4
5
-1
6
0
1
Deslocamento [mm]
Deslocamento [mm]
MF1-T20_1
MF1-T20_2
25
Força [kN]
20
15
10
Carregada
Ancoragem
Livre
5
0
-1
0
1
2
3
Deslocamento [mm]
MF1-T20_3
114
3
Deslocamento [mm]
4
5
6
2
3
Anexo III
Gráficos Totais da Série MF2
40
35
30
Força [kN]
25
20
15
Carregada
Ancoragem Cima
Ancoragem Baixo
Livre
10
5
0
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
Deslocamento [mm]
MF2-T0_1
35
30
Força [kN]
25
20
15
10
Carregada
Ancoragem Cima
Livre
5
0
-0,5
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Deslocamento [mm]
MF2-T20_1
115

Mário Rui Freitas Coelho Comportamento da ligação de laminados

Transcrição

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