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Reabilitação e Reforço de Estruturas

Mestrado em Engenharia Civil

2011 / 2012

1/1272011/2012

Eduardo S. Júlio

Reabilitação e Reforço de EstruturasAulas 11 a 13: Ligações entre betões de diferentes idades.


1. Introdução2. Interfaces Betão-Betão3. Influência de Diferentes Parâmetros4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade5. Notas Finais

Índice

2/1272011/2012


1. Introdução2. Interfaces Betão-Betão

2.1. Expressões de Cálculo2.2. Euro-Código 2 (2004)

3. Influência de Diferentes Parâmetros4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade5. Notas Finais

Índice

3/1272011/2012




3. Influência de Diferentes Parâmetros3.1. Integridade do Substrato3.2. Textura do Substrato3.3. Humidade do Substrato3.4. Agentes de Ligação3.5. Rigidez Diferencial

Índice

4/1272011/2012

3.5. Rigidez Diferencial3.6. Retracção Diferencial

4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade5. Notas Finais





Índice

5/1272011/2012


4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade4.1. Filosofia de Cálculo4.2. Guidelines de Pormenorização4.3. Controlo de Qualidade4.4. Exemplo

5. Notas Finais





Índice

6/1272011/2012


4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade4.1. Filosofia de Cálculo4.2. Guidelines de Pormenorização4.3. Controlo de Qualidade4.4. Exemplo

5. Notas Finais5.1. Investigação em Curso5.2. Desafios e Desenvolvimentos Futuros



Índice

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Introdução

As ligações betão-betão estão presentes em: juntas de betonagem; elementosprefabricados com partes betonadas in situ; e elementos reforçados com umanova camada de betão.

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Índice

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Expressões de Cálculo

Presentemente, é aceite que a resistência ao corte da interface entre betõesde diferentes idades , ννννu, se deve à acção combinada de três factores:

νu = coesão + atrito + efeito de ferrolho

…mas, as primeiras expressões de cálculo propostas foram definidasempiricamente e eram do tipo:

10/1272011/2012

empiricamente e eram do tipo:

νu = ν0 +kρonde νo e k são parametros determinados experimentalmente; e ρ é a percentagem de armadura que atravessa a interface.

(Nota: Coesão, atrito e efeito de ferrolho não eram expl icitamenteidentificados)


Anderson (1960)

νu = 4.41 +229ρ(for a 20.7MPa (3000psi) compressive strength concrete)

νu = 5.52 +276ρ(for a 51.7MPa (7500psi) compressive strength concrete)

Hanson (1960)


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Hanson (1960)

νu = 3.45 +121ρ

Mattock and Kaar (1961)

(where x is the shear span, and d is the effective depth)

( ) ρν 1215

6.18 ++

=dxu



2

18.6 33207

5 6 5u

Xv = + ρ

X + X + X +

−Saemann and Washa (1964)

(where X is the ratio: shear span / effective depth)

Gaston and Kriz (1964)

ν = 0.30 +0.78σ

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νu = 0.30 +0.78σn

(for smooth unbonded interfaces)

νu = 0.76 +0.70σn

(for smooth bonded interfaces)

(being σn is the normal stress to the interface)



Birkeland and Birkeland (1966)Shear Friction Theory

νu = ρ fy µ(where fy is the yield strength of the reinforcement; and µ is thecoefficient of friction (tangent of the internal friction angle)

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coefficient of friction (tangent of the internal friction angle)

The following values were proposed:(a) µ=1.7 for monolithic concrete (59.5º);(b) µ=1.4 for artificially roughened construction joints (54.5º); and(c) µ=0.8 to 1.0 for ordinary construction joints and for concrete to

steel interfaces (38.7º to 45.0º).

(Notes: o atrito é considerado explicitamente;

coesão e efeito de ferrolho são negligenciados)



Mast (1968)

νu = ρ fy µThe following values were proposed:(a) µ=1.4 for concrete-to-concrete rough interfaces (54.5º);(b) µ=1.0 for concrete-to-steel composite beams (45.0º);(c) µ=0.7 for concrete-to-steel field-welded inserts (35.0º);(d) µ=0.7 for concrete-to-concrete smooth interfaces (35.0º).

14/1272011/2012

Birkeland (1968)

(Note: this is the first non-linear expression proposed)

yu fρν 78.2=



Mattock and Hawkins (1972)Modified Shear Friction Theory

νu = 1.38 + 0.8 ( ρ fy + σn )

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(Notas: a coesão é considerada explicitamente (igual a 1.38MPa); o coeficientede atrito é assumido constante e igual a 0.8; as tensões de compressão devidasàs acções exteriores são consideradas)

waviness roughness



Mattock (1974)νu = 2.76 + 0.8 ( ρ fy + σn )(Note: The first expression (Mattock and Hawkins 1972) represented a lower bound for test results; whereas this expression represents experimental mean values.)

Mattock (1974)νu = 2.76 sin2θ + ρ fs (0.8 sin2θ – 0.5 sin 2θ)

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νu = 2.76 sinθ + ρ fs (0.8 sinθ – 0.5 sin 2θ)(Notes: Mattock proposed this modified design expression to include the orientation of the reinforcement crossing theinterface; the parameter fs was defined from experimentaltests, considering a coefficient of friction of 0.8)

Hermansen and Cowan (1974)νu = 4.0 + 0.8 ρ fy(for uncracked concrete interfaces)



Mattock, Li and Wang (1976)νu = 1.38 + 0.8ρ fy(for all lightweight reinforced concrete)

νu = 1.72 + 0.8ρ fy(for sanded lightweight reinforced concrete)

Raths (1977)

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Raths (1977)

(for a monolithic interface)

(for a smooth interface, with a coefficient of friction of 0.6)

(Note: Cs is a constant that depends on the concrete density.This expression is similar to the one proposed by Birkeland in1968, but applicable to both normal and lightweight concretes)

3.11u s yv = C ρf

2.03u s yv = C ρf



Shaikh (1978)νu = φ ρ fy µe

(where φ is a capacity reduction factor equal to 0.85 forshear and µe is an effective coefficient of friction)

Loov (1978)

y nρf + σv

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(where fc is the concrete compressive strength, and k is aconstant, equal to 0.5, for initially uncracked interfaces)

(Nota: a resistência à compressão do betão é explicitamente considerada)

y nu

c c

ρf + σv= k

f f



Vecchio and Collins (1986)

(where νcimax is the maximum shear stress that a crack canresist, fci is the positive compressive stress due to internaland external loads, w is the average crack width, and a is the maximum aggregate size)

2

0.18 1.64 0.82 ciu cimax ci

cimax

fv = v + f

v−

19/1272011/2012

Walraven, Frénay and Pruijssers (1987)

(being and )

Mattock (1988)

( ) 21

C

u yv = C ρf

0.4061 0.878cC = f 0.303

2 0.167 cf=C

( )nycu ff σρν ++= 8.0467.0 545.0


Mau and Hsu (1988)

Tsoukantas and Tassios (1989)

(for smooth interfaces)


c

y

c

u

f

f

f

ρν66.0=

0.40u nv = σ

20/1272011/2012

(for smooth interfaces)

(for rough interfaces)

Patnaik (1992)

3 25.0 ncu f σν =

( )0.6 0.1u y cv = + ρf f


u coh n c yv = τ + µσ + αρ f f


0.73

3.820y c

u

ρf fv =

Mattock (1994)

Randl (1997)

21/1272011/2012

u coh n c yv = τ + µσ + αρ f f(where τcoh is the concrete cohesion due to aggregate interlockand α is a coefficient to take into account the dowel action)

(Nota: o efeito de ferrolho é explicitamente considerado)

Ali and White (1999)

(where a is a parameter defined according to the density function of the concrete strength)

c

ny

c

u

f

fa

f

σρν += 47.1



Patnaik (2000)

(for monolithic concrete)

(for rough interfaces)

( )0.55 0.25u y cv = + ρf f

( )0.5 0.25u y cv = + ρf f

22/1272011/2012

Patnaik (2001)

(for smooth concrete interfaces)

Kahn and Mitchell (2002)

(for normal and high strength concretes)

0.05 1.4u c yv = f + ρf

0.6u yv = + ρf





Índice

23/1272011/2012


Euro-Código 2 (2004)

6.2.5. Corte na interface entre betões de diferentes i dades

νRdi = c fctd + µ σn + ρ fyd (µ sinα + cosα)

24/1272011/2012



6.2.5. Corte na interface entre betões de diferentes i dadespara α=90º:

νRdi = c fctd + µ ( σn + ρ fyd )

25/1272011/2012



6.2.5. Corte na interface entre betões de diferentes i dades

coesão atrito efeito de ferrolho é negligenciado

para α=90º:


26/1272011/2012



6.2.5. Corte na interface entre betões de diferentes i dadespara α=90º:


PARÂMETROS IGNORADOS

integridade do substrato

PARÂMETROS CONSIDERADOS

rugosidade da superfície (c, µ)

27/1272011/2012

integridade do substrato

humidade do substrato

agentes de ligação

rigidez diferencialretracção diferencial

fluência

fadiga

comportamento dinâmico

rugosidade da superfície (c, µ)

resistência do betão mais fraco (fctd)

tensões de compressão (σn)

armadura (ρ fyd )


1. Introdução2. Interfaces Betão-Betão3. Influência de Diferentes Parâmetros

3.1. Integridade do Substrato3.2. Textura do Substrato3.3. Humidade do Substrato3.4. Agentes de Ligação3.5. Rigidez Diferencial3.6. Retracção Diferencial

4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade

Índice

28/1272011/2012



Integridade do substrato

Antes de aplicar a nova camada de betão, devem ser realizados ensaios (nãodestrutivos) in situ para avaliar a integridade do substrato.

29/1272011/2012

Detecção e medição da largura de fendas



30/1272011/2012

Avaliação da dureza superficial (esclerómetro de Schmidt)



31/1272011/2012

Determinação da resistência à compressão do betão (ensaio de carotes)



32/1272011/2012

R Y G P V

5 7 9 11 13

Determinação da profundidade de carbonatação



33/1272011/2012

Determinação da penetração de cloretos (se relevante)





Índice

34/1272011/2012



Textura da superfície do substratoMesmo com um substrato são, a rugosidade da superfície deve ser aumentadapara melhorar a ligação betão-betão.

35/1272011/2012

Jacto-de-água ou hidro-demolição (é um dos métodos mais eficazes)


Textura da superfície do substrato

36/1272011/2012

Jacto-de-areia (também conduz a resultados muito bons)



37/1272011/2012

Escova de aço (aumenta a rugosidade da superfície sem expor os agregados)



38/1272011/2012

Fresadora (usado em tabuleiros de pontes)



39/1272011/2012

Martelos pneumáticos (podem danificar o substrato)


Textura da superfície do substratoO objectivo principal é sempre aumentar os valores de c e µµµµ , aumentandodsete modo a resistência ao corte da interface.

EC 2 propõe os seguintes valores para c e µµµµ dependendo da rugosidadeda superfície:

a) Muito lisa : a surface cast against steel, plastic or specially prepared woodenmoulds: c=0,25 and µ=0,5

40/1272011/2012

moulds: c=0,25 and µ=0,5

b) Lisa : a slipformed or extruded surface, or a free surface left without furthertreatment after vibration: c=0,35 and µ=0,6

c) Rugosa : a surface with at least 3 mm roughness at about 40 mm spacing,achieved by raking, exposing of aggregate or other methods giving anequivalent behaviour: c=0,45 and µ=0,7

d) Indentada : a surface with indentations complying with Figure 6.9: c=0,50and µ=0,9


A principal desvantagem da abordagem do EC2 é a avaliação qualitativa darugosidade , uma vez que depende do técnico estando portanto sujeita a errohumano .

Fazer depender a caracterização da rugosidade do tratamento d esuperfície adoptado não é solução porque um dado tratamento pode conduzira diferentes valores da rugosidade.


41/1272011/2012

A rugosidade da superfície tem de sermedida .


Os dois métodos mais utilizados para caracterizar a rugosidade de umasuperfície de betão são: perfis standard de rugosidade crescente (ICRI); e osand patch test (ASTM E 965).

Desvantagens : o primeiro é um procedimento qualitativo, estando portantosujeito a erro humano; o segundo só é aplicável a superfícies horizontais depavimentos e não é sensível a rugosidades reduzidas.


42/1272011/2012


O TDIM (Treatment of Digital Image Method) é um método in situ parcialmentedestrutivo que consiste em: (1) extracção de uma carote; (2) limpeza dasuperfície; (3) aplicação de uma resina de epóxido sobre a superfície; (4) corteda carote perpendicularmente à superfície; (5) polimento da superfície cortada;(6) digitalização da superfície polida; (7) determinação do perfil de textura.


43/1272011/2012

SANTOS, P., JÚLIO, E., SILVA, V. D., Correlation between Concrete-to-Concrete Bond Strength and the Roughness of the Substrate Surface,Elsevier, Construction and Building Materials 21 (8): 1688-1695 AUG 2007.


O perfil de textura é designado “perfil primário”, e pode ser filtrado em: “perfil deondulação” e “perfil de rugosidade”.

Podem ser calculados parâmetros de ondulação e de rugosidade a partir dosperfis respectivos ou a partir do perfil primário.


44/1272011/2012


Textura da superfície do substratoForam obtidos elevados coeficientes de correlação entre parâmetros deondulação e de rugosidade da superfície do substrato e a resistência dainterface betão-betão, ao corte e à tracção.

Roughness Parameter

Substrate Treatment(mm)

Coefficient of Correlation(R-squared)

As-Cast Wirebrushed Sandblasted Shear Tension

Average Roughness 0.031 0.099 0.203 0.9283 0.9306

45/1272011/2012

SANTOS, P., JÚLIO, E., SILVA, V. D., Correlation between Concrete-to-Concrete Bond Strength and the Roughness of the Substrate Surface,Elsevier, Construction and Building Materials 21 (8): 1688-1695 AUG 2007.

Average Roughness 0.031 0.099 0.203 0.9283 0.9306Mean peak-to-valley height 0.213 0.403 0.797 0.8966 0.8994Maximum peak-to-valley height 0.370 0.708 0.994 0.9776 0.9789Mean third highest peak-to-valley height 0.118 0.252 0.628 0.8642 0.8673Maximum third highest peak-to-valley height 0.188 0.347 0.825 0.8570 0.8602Ten points height 0.293 0.605 1.088 0.9271 0.9295Total roughness height 0.370 0.847 1.231 0.9805 0.9817Mean peak height 0.083 0.160 0.401 0.8535 0.8567Maximum peak height 0.132 0.282 0.527 0.9219 0.9243Mean valley depth 0.130 0.243 0.396 0.9401 0.9423Maximum valley depth 0.238 0.565 0.704 0.9995 0.9997


O 2D LRAM (2D Laser Roughness Analyser Method), Patente 103988PT , foidesenvolvido para ultrapassar as desvantagens do TDIM (parcialmentedestrutivo; necessidade de processamento laboratorial; trabalhoso; e moroso).

O 2D LRAM consiste em: (1) avaliação do perfil, utilizando um rugosímetrolaser; (2) cálculo dos parâmetros de rugosidade e/ou de ondulação; (3) previsãodos coeficientes de coesão e de atrito.


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SANTOS, P., JÚLIO, E., Development of a Laser Roughness Analyser to Predict In Situ the Bond Strength of Concrete-to-Concrete Interfaces,Thomas Telford, Magazine of Concrete Research 60 (5): 329-337 JUN 2008.


Subsequentemente, tentou-se um upgrade do 2D LRAM, consistindo emsubstituir o rugosímetro laser 2D por um laser scanner comercial 3D, para obteruma amostra 3D da superfície do substrato, em vez de um perfil.

Contrariamente ao esperado, a exactidão dos resultados não aumentou e onovo procedimento revelou-se mais complexo.


47/1272011/2012

SANTOS, P. (PhD student), JÚLIO, E.





Índice

48/1272011/2012



Humidade do Substrato A influência da humidade do substrato na resistência ao corte da interface betão-betão não é uma matéria de consenso.

49/1272011/2012


No entanto, pode-se afirmar que:

Um substrato seco pode absorver demasiada água danova camada de betão, resultando em retracção excessivadesta e em fraca adesão ;

Um substrato saturado com a superfície molhada pode

Humidade do Substrato

50/1272011/2012

Um substrato saturado com a superfície molhada podeimpedir a nova camada de betão de penetrar no substrato,resultando igualmente em fraca adesão .

Um substrato saturado com a superfície secacorresponde à melhor condição de humidade, resultandonuma óptima adesão .





Índice

51/1272011/2012



Agentes de LigaçãoEmbora a aplicação de agentes de ligação para melhorar a adesão entre camadas de betão seja prática corrente em

muitos países, incluindo Portugal, estudos experimentais demonstraram que: a aplicação de um agentede ligação não melhora a resistência da ligação betão-betão desde que seadopte um método de praparação da superfície do substrato que aumenteadequadamente a sua rugosidade.

Situations considered

Substrate surface treatment

Epoxy resin

application

Compressive strengthTensile strength

Pull-off test Slant shear test

original concrete

added concrete

added concrete

Bond strength in

tension

Variation Coefficient

Bond strength in

shear

Variation Coefficient

52/1272011/2012

JÚLIO, E. S., BRANCO, F., SILVA, V. D., Concrete-to-Concrete Bond Strength. Influence of an Epoxy-Based Bonding Agent on a RoughenedSubstrate Surface, Thomas Telford, Magazine of Concrete Research 57 (8): 463-468 OCT 2005.

application concrete [MPa]

concrete [MPa]

concrete [MPa]

tension [MPa]

Coefficient [%]

shear [MPa]

Coefficient [%]

1r as-cast against steel formwork

no 50.95 47.42 3.81 1.30 33.85

1 yes 50.08 45.22 3.75 2.40 14.17 11.20 7.95

2rwire-brushing

no 49.66 46.11 3.78 1.92 13.54 10.67 8.90

2 yes 50.88 49.38 3.97 2.24 12.05 12.63 15.44

3rpartially chipped

no 51.40 45.46 3.69 1.47 7.48 6.24 20.67

3 yes 49.69 46.61 3.86 1.93 19.69 11.16 11.47

4rsand-blasting

no 50.60 45.14 3.58 2.65 6.42 14.13 8.56

4 yes 50.80 45.30 3.64 2.08 21.63 11.57 2.59


Agentes de Ligação

Estudos posteriores corroboraram que: os agentes de ligação comerciais são adequadospara melhorar a ligação entre duas camadas de betão endurecido mas menoseffcientes na ligação de betão fresco a betão endurecido. With this specific aim, and incooperation with the Chemical Engineering Department (FCTUC), new bonding agents are being developed...

53/1272011/2012

BARATA, I. (MSc student), GIL, H. (Chemical Engineering Department, UC), JÚLIO, E.





Índice

54/1272011/2012



Rigidez Diferencial

Estudos experimentais provaram que: a resistência ao corte da interface aumenta com aclasse de resistência do betão adicionado e o modo de rotura dos provetes slantshear passa de adesivo (rotura pela interface) para coesivo (rotura monolítica).

55/1272011/2012

added concrete

substrateconcrete

added concrete

substrateconcrete

JÚLIO, E. S., BRANCO, F., SILVA, V. D., LOURENÇO, J. F., Influence of Added Concrete Compressive Strength on Adhesion to an ExistingConcrete Substrate, Elsevier, Building and Environment 41 (12): 1934-1939 DEC 2006.


Rigidez Diferencial

Uma análise utilizando o método dos elementos finitos substanciou este estudo, revelando que: o aumento dadiferença entre as resistências à compressão das camadas de betão dosprovetes slant shear gera tensões normais mais elevadas na interface, para omesmo nível de tensões de corte.

16

18

20

22S

hear

stre

sses

in th

e in

terfa

ce [M

Pa]

Shear stress versus normal stress in the interface

20

Shear stresses

56/1272011/2012

X

Y

Z

10

12

14

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35

Distance to the top of the interface [m]

She

ar s

tress

es in

the

inte

rface

[MP

a]

30/30 30/50 30/100

8

9

10

11

12

13

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35

Distance to the top of the interface [m]

Nor

mal

str

esse

s in

the

inte

rface

[MP

a]

30/30 30/50 30/100

10

12

14

16

18

8 9 10 11 12

Normal stress [MPa]

She

ar s

tress

[MP

a]

30/30 30/50 30/100

JÚLIO, E. S., BRANCO, F., SILVA, V. D., LOURENÇO, J. F., Influence of Added Concrete Compressive Strength on Adhesion to an ExistingConcrete Substrate, Elsevier, Building and Environment 41 (12): 1934-1939 DEC 2006.

Normal stresses





Índice

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Retracção Diferencial

Estudos experimentais provaram que: o aumento da diferença de idades entre as camadasde betão dos provetes slant shear conduz a uma maior resistência da interface,contrariamente ao esperado.

EC 2

Exterior

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SANTOS, P., JÚLIO, E., Influence of Differential Shrinkage and Stiffness on Concrete-to-Concrete Bond Strength, ACI Structural Journal. (subm)

Exterior

Laboratory


Rigidez Diferencial

Uma análise utilizando o método dos elementos finitos explicou estes resultados: o aumento da diferençade idades entre as camadas de betão do substrato e adicionada conduz atensões na interface mais elevadas , conforme esperado.

Shear stresses

59/1272011/2012


Normal stresses


Rigidez Diferencial

No entanto, uma vez que os provetes slant shear são ensaiados à compressão,as tensões de tracção na interface devidas à retracção diferencial têm umefeito favorável e, como resultado, a tensão de rotura aumenta com adiferença de idades.

Shear stresses

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Normal stresses


1. Introdução2. Interfaces Betão-Betão3. Influência de Diferentes Parâmetros4. Cálculo, Pormenorização e Controlo de Qualidade

4.1. Filosofia de Cálculo4.2. Guidelines de Pormenorização4.3. Controlo de Qualidade4.4. Exemplo

5. Notas Finais

Índice

61/1272011/2012

5. Notas Finais


Filosofia de Cálculo

PASSO 1 - Inspecção e ensaios in situ

– Caracterização geométrica (comprimento dos elementos; altura e larguradas secções transversais relevantes; localização das armaduras; número ediâmetro dos varões; espessura do betão do recobrimento) e condições deapoio

– Diagnóstico do estado de conservação do substrato: betão (fissuração;carbonatação; penetração de cloretos; etc) e armaduras (corrosão)

62/1272011/2012

carbonatação; penetração de cloretos; etc) e armaduras (corrosão)

– Determinação da resistência dos materiais (fc e fy) e de outraspropriedades mecânicas (e.g., Ec, avaliado com o ensaio PUNDIT emcarotes extraídas do substrato)



PASSO 1 - Inspecção e ensaios in situ

– Avaliação de propriedades estruturais (e.g., frequências próprias e modosde vibração obtidos por medição da vibração ambiente)

– Comparação dos dados obtidos com o especificado no projecto

63/1272011/2012



PASSO 2 – Verificação da Segurança

– Determinação dos valores de cálculo dos esforços actuantes em secçõescríticas (NEd, VEd, MEd, TEd)

– Determinação dos valores de cálculo dos esforços resistentes em secçõescríticas (NRd, VRd, MRd, TRd)

– Comparação entre os valores de cálculo dos esforços resistentes e

64/1272011/2012

– Comparação entre os valores de cálculo dos esforços resistentes eactuantes em secções críticas; se R<E → é necessário reforçar



PASSO 3 - Verificação aos Estados Limite de Serviço

– Determinação do valor característico da largura de fendas em secçõescríticas, wk

– Comparação entre o valor característico e o valor limite da largura defendas; se w k>w lim → é necessário reforçar

65/1272011/2012

– Determinação da flecha estimada em secções críticas, yt

– Comparação entre o valor estimado value e o valor limite da flecha emsecções críticas; se y t>y lim → é necessário reforçar



PASSO 4 – Dimensionamento do Reforço

– Estudo de diferentes soluções de reforço

(assumindo a técnica de reforço por adição de uma nova camada de betão:)

– Dimensionamento da camada adicional de betão , considerando:(a) comportamento monolítico do elemento reforçado; (b) contribuiçãototal ou parcial do elemento original (dependendo do estado de

66/1272011/2012

total ou parcial do elemento original (dependendo do estado deconservação); (c) o estado de tensão do elemento original, a menos queseja previsto um escoramento activo ;

– Dimensionamento da armadura que atravessa a interface de acordo coma secção 6.2.5. do Eurocódigo 2 (EN 1992-1-1:2004);

– Determinação de efeitos específicos (retracção diferencial, gradiente detemperatura, etc), sempre que relevante, considerando camadasindependentes e conditições de compatibilidade.




5. Notas Finais

Índice

67/1272011/2012

5. Notas Finais


Guidelines de Pormenorização

PASSO 1 – Superfície do Substrato

– Especificação da profundidade a remover , no caso de betão degradado,incluindo o equipamento a usar e o procedimento recomendado;

– Especificação do tratamento da superfície , incluindo o equipamento a usare o procedimento recomendado e a caracterização da superfície pretendida.

68/1272011/2012



PASSO 2 – Conectores Metálicos

– Especificação da execução do furo , incluindo a geometria do furo (diâmetroe comprimento) e procedimento de limpeza

– Especificação da aplicação dos conectores metálicos , incluindo o agentede ligação a usar, o procedimento recomendado e os timings aceitáveis

69/1272011/2012



PASSO 3 – Camada de Betão

– Especificação do betão: requisitos da mistura (e.g., dimensão máxima dosagregados); requisitos do estado fresco (classe de consistência; velocidadede espalhamento, no caso dos betões autocompactáveis; etc); e requisitosdo estado endurecido (classe de resistência; classe de densidade, no casode betões leves; retracção permitida; permeabilidade; etc)

– Especificação da betonagem da nova camada, incluindo requisitos de

70/1272011/2012

– Especificação da betonagem da nova camada, incluindo requisitos dehumidade para o substrato (substrato saturado / superfície seca), e osprocedimentos de cura




5. Notas Finais

Índice

71/1272011/2012

5. Notas Finais


Controlo de Qualidade

PASSO 1 – Superfície do Substrato

– Verificação da textura da superfície do substrato, preferencialmente:conformidade dos parâmetros de textura, medidos com o 2D LRAM, comvalores especificados no projecto de reabilitação

72/1272011/2012



PASSO 2 – Conectores Metálicos

– Verificação da ancoragem dos conectores metálicos, através da realizaçãode ensaios pull-out

73/1272011/2012



PASSO 3 – Camada de Betão

– Verificação da ligação betão-betão, através da realização de ensaios pull-off

74/1272011/2012




5. Notas Finais

Índice

75/1272011/2012

5. Notas Finais


Exemplo (*)

Pretende-se reabilitar uma ponte rodoviária com 50 anos (Fig. 6), classe II deacordo com o RSA, de forma a poder acomodar acções da classe I.

76/1272011/2012

(*) adaptado de um trabalho de consultoria.


4.4. Example - Design

STEP 1 - Inspection and on-site testing

77/1272011/2012




– Assessment of deck geometry (length, l=12.00m; width, w=8.0m; height,h=0.60m); reinforcement (top and bottom: #10φ20/m; effective depth,d=0.55m; cover, c=0.04m) and support conditions (built in at both ends)

a=0.05m

78/1272011/2012

h=0.60m

b=1.00m

a=0.05m




– Diagnosis of the state of conservation of the substrate: concrete is sound(relevant cracking not observed, w=0.2mm<0.3mm; carbonation OK,pH=11>10; chloride content OK, 0.3%<0.4%) and reinforcement withoutcorrosion

– Evaluation of the compressive strength of concrete (fck=20MPa) and of theyielding strength of steel (f =400MPa; ε >50‰)

79/1272011/2012

yielding strength of steel (fyk=400MPa; εuk>50‰)

– Estimation of structural properties (not performed)

– Analysis of original design project (not available)



STEP 2 - Safety check

– Combination of actions for ULS

To simplify the example, it is only considered the effect of one load case,corresponding to the dead weight action, DW=22.5kN/m, combined with the action of atriple axle load of 200kN (100kN) per axle, for class I (II), positioned at middle span ofeach lane, Q = 200(100) x 2 vehicles / 8m = 50 (25) kN

80/1272011/2012

1.35DW1.5Q1.5Q 1.5Q




– Applied internal forces and moments (VEd, MEd) for ULS, class II:

VEd[kN]

81/1272011/2012

MEd[kNm]




– Applied internal forces and moments (VEd, MEd) for ULS, class I:

VEd[kN]

82/1272011/2012

MEd[kNm]




– Design value of resistant moment ,

εc=3.5‰

ε’

Fc

F’

A’s=31.42cm2/m

( )−+ == RdRdRd MMM

x

83/1272011/2012

ε’s F’s

Fs

As=31.42cm2/m

εs




– Design value of resistant moment , MRd

xxfxF cdc 106670.1133338.00.18.0 =⋅⋅=⋅⋅=

−⋅=××××−××=′⋅′⋅=′ −−

xx

xAEF ssss

05.0121991042.31105.3

05.010200 436ε

84/1272011/2012

mxxxFFFF ssci

i 062.001101106106670 2 =⇒=−+⇒=′+⇒=∑

xx

kNAfF syds 10931042.3110348 43 =×××=⋅= −



yds εε =×<×=××−=′ −−− 333 1074.11068.0105.3062.0

05.0062.0


– Design value of resistant moment , MRd

εc=3.5‰

85/1272011/2012

( ) kNmMMM Rdi

Rdi 55950.0425062.04.055.0661 =×+×−×=⇒=∑

kNFs 425062.0

05.012199 =

−⋅=′

uds εε =×<×=××−= −−− 333 100.45105.27105.3062.0

062.055.0

kNFc 661062.010667 =×=




– Comparison between design values of resistant and applied internal forcesand moments at critical cross-sections

therefore, the bridge is safe for class II traffic loads; but:

)(527559 max, IIclassMkNmkNmM EdRd =>=

86/1272011/2012

therefore, the bridge is safe for class II traffic loads; but:

therefore strengthening is needed , near the supports, for class I trafficloads.

)(688559 max, IclassMkNmkNmM EdRd−=<=

)(422559 max, IclassMkNmkNmM EdRd+=>=



STEP 3 - SLS check

– Combination of actions for SLS

DW0.2Q0.2Q0.2Q

87/1272011/2012



STEP 3 - SLS check

– Applied internal forces and moments (VEd, MEd) for SLS, class II:

VEd[kN]

88/1272011/2012

MEd[kNm]



STEP 3 - SLS check

– Applied internal forces and moments (VEd, MEd) for SLS, class I:

VEd[kN]

89/1272011/2012

MEd[kNm]



STEP 3 - SLS check

– Characteristic value of crack width , wk

23 6060100 ×moment of inertia of uncracked cross-section:

αe=Es/Ecm=200/30=6.67

90/1272011/2012

( ) 423

202268952

6042.31167.62

12

60100cmI =

−××−×+×=

SLSEdctmcr MkNmkNm

v

IfM =<=×××=⋅=

−

6.29114830.0

10227.20102.2

33

cracking moment:



( ) ( ) ( )xxx

x −××=−××−+⋅⋅ 5542.3167.6542.31167.62

100

location of neutral axis of the cracked cross-section:

cmxxx 1201241738850 2 =⇒=−+⇒

STEP 3 - SLS check


91/1272011/2012

cmxxx 1201241738850 2 =⇒=−+⇒

( ) ( ){ } { } cmhxhdhh efc 5.120.30;0.16;5.12min2;3;5.2min, ==−−=calculation of maximum crack spacing:

2, 12505.12100 cmA effc =×=

%5.21250

42.31

,, ===

effc

seffp A

Aρ



mmkkkcks effpr 272,4213max, =+= ρφk1=0.8; k2=0.5; k3=3.4; k4=0.425; c=40mm;φ=20mm

STEP 3 - SLS check


92/1272011/2012

( ) ( ) ( ) 4223

453830125542.3167.651242.31167.63

120.1cmI =−××+−××−+×=

moment of inertia of cracked cross-section:

( ) MPas 18412.055.010453830

106.29167.6

8

3

=−××

××= −

−

σ

stress in the tension reinforcement:



( )s

effpeeffp

effctts

fk

σρα

ρσ

εε1 ,

,

,

≥+−

=−

kt=0.4; fct,eff=fctm=2.2MPa

STEP 3 - SLS check


93/1272011/2012

s

s

s

effpcmsm EE

σρεε 6.0, ≥=−

( )33

3106.0107.0

10200

025.067.61025.02.2

4.0184−− ×>×=

×

×+−=− cmsm εε

( ) OKmmmmsw cmsmrk ,3.02.0107.0272 3max, <=××=−⋅= −εε

crack width:



STEP 3 - SLS check

– Deflection at mid-span cross-section, at(1)

mac3

6

3

6

4

105.2018.01030

1215

192

1

018.01030

125.22

384

1 −×=××

××+××××=

basic deflection:

94/1272011/2012

kNmM D 6.291=design moment:

45.0132102.26

6.00.1 32

=⇒=×××=D

rDrD M

MkNmM

cracking moment:

(1) calculations according to CEB Design Manual on “Cracking and Deformations”, EPFL, 1985.



0.1;038.055100

42.3167.6;9.0;5.2 =

′=

××===

ρραρϕ

h

d

STEP 3 - SLS check

– Deflection at mid-span cross-section, at(1)

95/1272011/2012

(1) calculations according to CEB Design Manual on “Cracking and Deformations”, EPFL, 1985.

85.0;0.5 == ηtkglobal correction coefficients:

( ) OKlmmmmaka ctt ⇒<=××=⋅⋅= 100012115.20.585.0ηprobable deflection:



STEP 4 - Strengthening Design

– Design of additional RC layer , considering:

a) monolithic behaviour of the strengthened RC member;

b) total contribution of the original RC member , taken into account itsgood state of conservation;

96/1272011/2012

good state of conservation;

c) the stress state of the original RC member, since an active shoring isnot previewed




– Design of additional RC layer

stress state of the original RC member during the strengthening work, assuming SLS (class II):

ε

As=31.42cm2/m

97/1272011/2012

εc

εs

ε’sx

Fc

Fs

F’s

A’s=31.42cm2/m





33

1092.010200

184 −×=×

==s

ss E

σεfrom x=0.12m; σs=184MPa:

98/1272011/2012

33

1026.01255

1092.0

12−

−

×=⇒

−×= c

c εε

33

1015.01255

1092.0

512−

−

×=′⇒

−×=

−′

ss εε





design of the concrete overlay :

∆ε0.92‰

99/1272011/2012

∆εc

∆εs

∆ε’sx

0.92‰

0.15‰0.26‰

∆εc,co

+

∆ε’ s,co





design of the concrete overlay , assuming a=0.05m<x<toverlay:

∆ε ε0.92‰ F

100/1272011/2012

∆εc

∆εs

∆ε’sx

∆εc,co

+

∆ε’ s,co

εs0.92‰

0.15‰0.26‰

=

∆εcε’s

εc,co

ε’ s,co

εc

Fc,co

Fs

F’s

F’s,co





design of the concrete overlay , adopting toverlay=0.10m:

3, 105.3 −×=cocε

x 41075.105.0 −×−

101/1272011/2012

xx

xcos

433

,

1075.1105.3105.3

05.0 −−− ×−×=××−=′ε

( )xx

xs

4333 1025.5

1065.3105.310.005.0

1015.0−

−−− ×+×−=××−++×−=′ε

( )xx

xs

3333 1028.2

1058.2105.355.010.0

1092.0−

−−− ×+×−=××−++×=ε





design of the concrete overlay , adopting C40/50 and S500 #10φ10/m:

xxF coc ⋅=××= 21334266670.18.0,

41075.1 − ×

102/1272011/2012

, assuming

, assuming

, assuming

44

36, 1085.7

1075.1105.310200 −

−− ××

×−×××=′x

F cos

kNFs 10931042.3110348 43 =×××=′ −

3, 1017.2 −×=≤′ ydcos εε

31074.1 −×=>′ yds εε

kNFs 10931042.3110348 43 =×××= − 31074.1 −×=> yds εε





static equilibrium:

⇒+′=′+⇒=∑ coccosssi

i FFFFF ,,0

1075.1 4 × −

103/1272011/2012

xx

213341085.71075.1

105.31020010931093 44

36 +××

×−×××=+⇒ −−

−

048.275.163621334 2 =+−⇒ xx

mx 09.0=⇒





checking assumptions:

× −41075.1

mtmxma co 10.009.005.0 =<=<=

104/1272011/2012

ydcos εε =×<×=×−×=′ −−−

− 334

3, 1017.21056.1

09.0

1075.1105.3

yds εε =×>×=×+×−=′ −−−

− 334

3 1074.11018.209.0

1025.51065.3

ud

yds ε

εε=×<=×>

×=×+×−= −

−−

−−

3

33

33

100.45

1074.11075.22

09.0

1028.21058.2





resultants and corresponding lever arms (relative to the reinforcement of the concrete overlay):

mzkNFcocFcoc 014.009.04.005.0;192009.021334,, =×−==×=

mzkNF 10.005.005.010.0;1093 =+−==′ ′

105/1272011/2012

resistant moment:

mzkNFsFs 10.005.005.010.0;1093 =+−==′ ′

mzkNFsFs 60.005.055.010.0;1093 =−+==

( )IclassMkNmkNmzFM Edi

FiRd i

−=>=⋅=∑ max,688792




– Definition of the strengthening zone

mxxxM Ed 45.05592.159.2942.688 2 =⇒−=−+−=

max l 10.165.045.0 =+=+

106/1272011/2012

( ) MPakNmmxM SdsEd 6.20710038.12.38210.1 3 =⇒×=⇒−== − σε

mf

lbd

Sdrqdb 40.0

63.2

6.207

4

020.0

4, =⋅=⋅= σφ

MPaff ctdbd 63.25.1

5.20.17.025.225.2 21 =×××=⋅⋅⋅= ηη

mlax bdl 50.140.065.045.0 =++=++




– Design of reinforcement crossing the interface

Fs,rFs,l

MEd,l MEd,rεεεεEd,l εεεεEd,r>

107/1272011/2012

Fs,rFs,l

F’s,l

Fc,co,l

Fc,lF’s,co,l

F’s,r

Fc,co,r

Fc,rF’s,co,r





108/1272011/2012

Fc,co,l

F’s,co,lFc,co,r

F’s,co,r

νEdi





x M F c,co F' s,co ∆∆∆∆ F A i νννν Edi A s /s As /s

(m) (kNm) (kN) (kN) (kN) (m2 ) (kN/m2 ) (cm2 /m) (cm2 /m)

0,000 -688 -1157 -119

0,500 -545 -681 -70 525 0,500 1050 23 37

1,000 -409 -511 -53 187 0,500 374 -1 13

109/1272011/2012

Fc,co,l

F’s,co,lFc,co,r

F’s,co,r

νEdi

yd

ctdEdis

f

fc

s

A

⋅⋅−≥

µν

c= 0,40 0,00

µ= 0,65

fctd= 1000 kN/m2

fyd= 435000 kN/m2

1,000 -409 -511 -53 187 0,500 374 -1 13

1,500 -280 -350 -36 178 0,500 356 -2 13




– Design of reinforcement crossing the interfaceConsidering 16mm diameter connectors:

(adopting 2x0.20min the other direction)

ms 20.023.037

2 →=≤ ( ) ms 30.038.020.0213

2 →=××

≤

110/1272011/2012





111/1272011/2012

localization of design steel connectors


4.4. Example - Detailing

STEP 1 - Substrate surface

– Concrete does not need to be removed

– The roughness of the substrate surface has to be increased, using shot-blasting or sand-blasting , in order to obtain c=0.45 and µµµµ=0.7, assessedwith the 2D LRAM .

112/1272011/2012



STEP 2 - Steel connectors

– Holes drilled with 20mm diameter and130mm length

– Holes must be cleaned using water jetand, after drying, compressed air

– Bonding agent, type Hilti HIT-RE 500, is125mm

20mm

130mm

113/1272011/2012

– Bonding agent, type Hilti HIT-RE 500, isneeded to apply the steel connectors

– 191 S500 steel connectors with 16mmdiameter

– connector geometry (see figure) aimingboth to improve the anchorage of connectors to theconcrete overlay and to hang the reinforcement

50mm


STEP 3 - Concrete overlay

– mixture requirements: a shrinkage reduction admixture (SRA) should beincluded, as well as an addition of silica fume , for enhanced durability

– strength class : C40/50

– casting requirements: a saturated substrate / dry surface condition shouldbe assured; shotcrete should be adopted, since the concrete overlay is to be applied


114/1272011/2012

be assured; shotcrete should be adopted,on the lower part of the bridge deck and also due to its reduced thickness


4.4. Example - Quality control

STEP 1 - Substrate surface

– Texture checking of the substrate surface, using the 2D LRAM, to verify ifc=0.45 and µµµµ=0.7, as specified

STEP 2 - Steel connectors

– Anchorage checking of steel connectors, by performing 8 pull-out tests in the

115/1272011/2012

– Anchorage checking of steel connectors, by performing 8 pull-out tests in theareas indicated with yellow circles on the next slide figure

STEP 3 - Concrete overlay

– Concrete-to-concrete bond checking, by performing 6 pull-off tests in theareas indicated with green circles on the next slide figure


4.4. Example - Quality control

116/1272011/2012

localization of design steel connectors pull-out tests pull-off tests



5.1. Investigação em Curso5.2. Desafios e Desenvolvimentos Futuros

Índice

117/1272011/2012


Investigação em Curso

Numerical Modeling of Cracking in 2-Layers-RC MembersD. Dias da Costa (PhD student), E. Júlio (UC), J. Alfaiate (UTL), P. Areias (UE)

118/1272011/2012



Substrate Characterization by Combining Laser-Scanning, Multi-Spectral Analysis and Signal ProcessingJ. Valença (PhD student), E. Júlio (UC), H. Araújo (Electrical Eng., UC), J. C. Príncipe (Electrical Eng., U. Florida)

119/1272011/2012

Argamassa de reparação

Colonização biológica

Betão original



Innovative Methods for Quality Control of Concrete-to-Concrete InterfacesP. Santos (Construction Physics, UC), E. Júlio (UC), J. Santos (Electrical Engineering, UC)

5 mm

Receptores

Carga de impacto

y

x

2,5 mm

5 mm

5 mm

AR

0.02

Interface Rugosa

120/1272011/2012

0.20

0.20

BETÃO 2

BETÃO 1

AR

0.20Linhas de Receptores

Interface Betão-Betão

0.02

Ou

Interface Lisa



HSLWAC Overlay for Strengthening Bridge Decks and Building SlabsH. Costa (PhD student), E. Júlio (UC), J. Lourenço (IPC)

121/1272011/2012



Time-Dependent Behaviour of Concrete-to-Concrete Interfaces P. Fernandes (IPLeiria), E. Júlio (UC), P. Tiago (IPC; EC+A)

122/1272011/2012

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

defo

rmad

as

[mm

]

t=-0 - inst t=+0 - inst t=1 h - inst t=7 d - inst t=21 d - inst t=42 d - instt=90 d - inst t=-0 - foto t=1 h - foto t=90 d - foto t=-127 d - num t=-0 - numt=+0 - num t=1 h - num t=7 d - num t=21 d - num t=42 d - num t=90 d - numt=-127 d - calc t=-0 - calc t=+0 - calc t=90 d - calc



FRP Strengthening of RC columns, Pre-Stressed with Expansive MortarM. Agante (PhD student), E. Júlio (UC), J. Barros (UM), J. Santos (Central de Projectos)

123/1272011/2012



Strengthening of Foundations with Mortar-Connected Steel Micro-PilesJ. Veludo (PhD student), E. Júlio (UC), P. L. Pinto (Geotechnics, UC)

calda

1) rugosidade dofuro

2) diâmetro dofuro

4) textura dotubo

3) comprimento deselagem

5) confinamentolateral

furo

tubo

varãopoliestirenoexpandido

denteação

450x450

prato deancoragem

varãodywidag

124/1272011/2012

pórtico

células decarga

LVDT 25

LVDT 25

bloco

planta

perfil perfil

actuadorhidráulico

vigas dereacção

varõesdywidag

células decarga

laje



5.1. Investigação em Curso5.2. Desafios e Desenvolvimentos Futuros

125/1272011/2012


Desafios e Desenvolvimentos Futuros

Recobrimento de UHPFRC para Aumento da Durabilidade

126/1272011/2012

E. Brühwiler (EPFL)


Desafios e Desenvolvimentos Futuros

Reforço de Túneis em Betão com FRC Resistente ao Fogo

127/1272011/2012

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