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DESEMPENHO AO FOGO DE ELEMENTOS ESTRUTURAIS METÁLICOS E
MISTOS AÇO-CONCRETO PARA UTILIZAÇÃO EM REFINARIAS DE PETRÓLEO
Thiago da Cruz Colonese
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-graduação em Engenharia
Civil, COPPE, da Universidade Federal do Rio
de Janeiro, como parte dos requisitos necessários
à obtenção do título de Mestre em Engenharia
Civil.
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Alexandre Landesmann
Rio de Janeiro
Junho de 2011
DESEMPENHO AO FOGO DE ELEMENTOS ESTRUTURAIS METÁLICOS E
MISTOS AÇO-CONCRETO PARA UTILIZAÇÃO EM REFINARIAS DE PETRÓLEO
Thiago da Cruz Colonese
DISSERTAÇÃO SUBMETIDA AO CORPO DOCENTE DO INSTITUTO ALBERTO
LUIZ COIMBRA DE PÓS-GRADUAÇÃO E PESQUISA DE ENGENHARIA
(COPPE) DA UNIVERSIDADE FEDERAL DO RIO DE JANEIRO COMO PARTE
DOS REQUISITOS NECESSÁRIOS PARA A OBTENÇÃO DO GRAU DE MESTRE
EM CIÊNCIAS EM ENGENHARIA CIVIL.
Examinada por:
________________________________________________ Prof. Romildo Dias Toledo Filho, D.Sc.
________________________________________________ Prof. Alexandre Landesmann, D.Sc.
________________________________________________ Prof. Luiz Fernando Lomba Rosa, D.Sc.
________________________________________________ Prof. Eduardus Aloysius Bernardus Koenders, Ph.D.
________________________________________________ Prof. Ricardo Azoubel da Mota Silveira, D.Sc.
RIO DE JANEIRO, RJ - BRASIL
JUNHO DE 2011
iii
Colonese, Thiago da Cruz
Desempenho ao fogo de elementos estruturais
metálicos e mistos aço-concreto para utilização em
refinarias de petróleo / Thiago da Cruz Colonese. – Rio de
Janeiro: UFRJ/COPPE, 2011.
XIX, 91 p.: il.; 29,7 cm.
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Alexandre Landesmann
Dissertação (mestrado) – UFRJ/ COPPE/ Programa de
Engenharia Civil, 2011.
Referências Bibliográficas: p. 85-88.
1. Desempenho termo-mecânico. 2. Refinarias de
petróleo. 3. Elementos de aço e mistos. I. Toledo Filho,
Romildo Dias et al. II. Universidade Federal do Rio de
Janeiro, COPPE, Programa de Engenharia Civil. III.
Título.
iv
A DEUS por tudo,
Aos meus pais, Vicente e Sonia, e meus irmãos.
v
AGRADECIMENTOS
Aos professores Romildo Dias Toledo Filho e Alexandre Landesmann, por toda a
orientação acadêmica, incentivo, confiança e ensinamentos.
Aos meus familiares, por terem me incentivado ao longo de toda a minha formação
acadêmica.
À minha namorada Louise, pelo companheirismo e compreensão nos momentos de
ausência, bem como pelo incentivo durante toda a dissertação do trabalho.
Aos professores do Programa de Engenharia Civil da COPPE/UFRJ, pelos
ensinamentos e atenção dispensada.
A todos os meus colegas de trabalho da PETROBRAS, em especial, aos Engenheiros
Fábio Moreira, Rodrigo Heras e Marcelo Gliosci, pelo incentivo e por terem permitido
que este mestrado pudesse ser realizado.
vi
Resumo da Dissertação apresentada à COPPE/UFRJ como parte dos requisitos
necessários para a obtenção do grau de Mestre em Ciências (M.Sc.)
DESEMPENHO AO FOGO DE ELEMENTOS ESTRUTURAIS METÁLICOS E
MISTOS AÇO-CONCRETO PARA UTILIZAÇÃO EM REFINARIAS DE PETRÓLEO
Thiago da Cruz Colonese
Junho/2011
Orientadores: Romildo Dias Toledo Filho
Alexandre Landesmann
Programa: Engenharia Civil
Este trabalho tem por objetivo avaliar o desempenho termo-mecânico sob
incêndio de diferentes tipologias de elementos estruturais (pilar e viga) de aço e mistos,
visando aplicação em estruturas industriais de refinarias de petróleo. No caso dos
elementos mistos, empregou-se, além do concreto convencional de cimento Portland, o
concreto refratário de cimento aluminoso, por ser um material de elevada performance a
altas temperaturas (em comparação ao concreto convencional) e com o intuito de
estimar o benefício quando da sua utilização. As análises numéricas realizadas,
utilizando o programa computacional SAFIR, permitiram estimar a variação do campo
de temperaturas nas seções transversais estudadas, o comportamento termo-mecânico
dos elementos isolados durante o incêndio e o tempo de falha estrutural para um
carregamento correspondente a 50% da resistência à temperatura ambiente. Para obter a
variação dos esforços resistentes durante o incêndio fez-se uso dos procedimentos
analíticos de cálculo estabelecidos pela NBR-14323:2003. Os resultados obtidos
indicaram que os elementos estruturais mistos revestidos por concreto refratário
apresentaram melhor desempenho tanto durante o incêndio quanto nas resistências
residuais. Além disso, o emprego desses elementos aumentaria o nível de confiabilidade
estrutural das instalações de refinarias de petróleo em situação de incêndio e reduziria as
intervenções de reparo.
vii
Abstract of Dissertation presented to COPPE/UFRJ as a partial fulfillment of the
requirements for the degree of Master of Science (M.Sc.)
PERFORMANCE UNDER FIRE OF METALLIC AND STEEL-CONCRETE
COMPOSITE STRUCTURAL ELEMENTS FOR APPLICATION IN OIL REFINERIES
Thiago da Cruz Colonese
June/2011
Advisors: Romildo Dias Toledo Filho
Alexandre Landesmann
Department: Civil Engineering
This work evaluates the thermo-mechanical performance under fire of different
types of steel and composite structural elements (beam and column) for application in
industrial structures of oil refineries. In the evaluation of composite elements were used
in addition to conventional Portland cement concrete, the aluminous refractory concrete,
as a material of high performance at elevated temperatures (compared to conventional
concrete) and in order to estimate the benefit to use it. The numerical analysis
performed using the computer program SAFIR, allowed to estimate the variation of the
temperature field in the cross-sections studied, the thermo-mechanical behavior of the
isolated elements during fire and the time of structural failure for a loading equal to
50% of the resistance at room temperature. The variation of the structural resistance of
the elements, during fire, was calculated according to analytical procedures presented in
NBR-14323:2003. The results indicated that the composite structural elements covered
by refractory concrete presented better performance both during fire as residual
resistance. In addition, these elements increase the level of structural reliability under
fire of the facilities of oil refineries and reduce repair interventions.
viii
SUMÁRIO
1 INTRODUÇÃO ..................................................................................................1
1.1 Motivação ......................................................................................................... 1
1.2 Objetivo do trabalho ......................................................................................... 4
1.3 Estrutura da dissertação.................................................................................... 5
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ..........................................................................6
2.1 Estado da arte.................................................................................................... 6
2.2 Proteção térmica em estruturas de refinarias de petróleo ............................... 11
2.3 Curvas de incêndio ......................................................................................... 16
2.4 Propriedades térmicas e mecânicas dos materiais sob altas temperaturas...... 18
2.4.1 Calor específico .......................................................................................... 19
2.4.2 Condutividade térmica................................................................................ 21
2.4.3 Massa específica ......................................................................................... 24
2.4.4 Alongamento .............................................................................................. 25
2.4.5 Resistência mecânica.................................................................................. 27
3 METODOLOGIA DE ANÁLISE ...................................................................33
3.1 Introdução geral.............................................................................................. 33
3.2 Análise numérica – Programa SAFIR ............................................................ 34
3.2.1 Generalidades ............................................................................................. 34
3.2.2 Análise térmica........................................................................................... 35
3.2.3 Análise estrutural........................................................................................ 38
3.3 Resistência dos elementos estruturais ............................................................ 40
3.4 Modelos estruturais ........................................................................................ 41
3.4.1 Viga ............................................................................................................ 41
3.4.2 Pilar............................................................................................................. 42
4 APLICAÇÕES PARA ESTRUTURAS INDUSTRIAIS DE REFINARIA S
DE PETRÓLEO ...............................................................................................43
4.1 Introdução geral.............................................................................................. 43
4.2 Tipologias propostas....................................................................................... 44
4.2.1 Pilares ......................................................................................................... 44
4.2.2 Vigas........................................................................................................... 47
4.3 Resultados no domínio da temperatura .......................................................... 48
4.3.1 Introdução geral.......................................................................................... 48
ix
4.3.2 Pilares ......................................................................................................... 48
4.3.3 Vigas........................................................................................................... 59
4.4 Comportamento estrutural: resposta termo-mecânica .................................... 63
4.4.1 Introdução geral.......................................................................................... 63
4.4.2 Pilares ......................................................................................................... 63
4.4.3 Vigas........................................................................................................... 77
5 CONSIDERAÇÕES FINAIS...........................................................................82
5.1 Conclusões...................................................................................................... 82
5.2 Sugestões para trabalhos futuros .................................................................... 84
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...........................................................85
ANEXO A – RESISTÊNCIA DOS PILARES ...........................................................89
ANEXO B – RESISTÊNCIA DAS VIGAS ................................................................91
x
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 1.1 – Estrutura industrial de aço afetada pelo fogo (CCPS, 2010). ..................... 2
Figura 1.2 – Exemplos de danos no fireproofing de estruturas de suporte de tubulações
(CCPS, 2010).................................................................................................................... 2
Figura 2.1 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos com
potencial de agravar o incêndio (API 2218, 1999)......................................................... 13
Figura 2.2 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos cujos
pisos podem acumular líquidos inflamáveis (API 2218, 1999)...................................... 13
Figura 2.3 – Aplicação de fireproofing em estruturas que suportam equipamentos não
sujeitos a incêndio, porém próximas a equipamentos sujeitos (API 2218, 1999). ......... 14
Figura 2.4 – Aplicação de fireproofing em pipe racks (API 2218, 1999)..................... 15
Figura 2.5 – Aplicação de fireproofing em pipe racks que suportam resfriadores a ar
(API 2218, 1999). ........................................................................................................... 15
Figura 2.6 – Caracterização de um incêndio natural versus incêndio-padrão
(LANDESMANN, 2003). .............................................................................................. 17
Figura 2.7 – Curvas de incêndio nominais padronizadas e forma típica da curva
paramétrica (EC-1/Parte 1-2, 2002). .............................................................................. 17
Figura 2.8 – Calor específico do aço em função da temperatura (EC-3/Parte 1-2, 2003). 20
Figura 2.9 – Calor específico do concreto convencional e refratário em função da
temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996). ......................................... 20
Figura 2.10 – Condutividade térmica do aço em função da temperatura...................... 22
Figura 2.11 – Condutividade térmica do concreto convencional e refratário em função
da temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996). .................................... 23
Figura 2.12 – Variação da massa específica do concreto convencional e refratário com
a temperatura (EC-2/Parte 1-2, 2003; SCHNEIDER, 1982 apud ALEMIDA, 2009). .. 25
Figura 2.13 – Alongamento do aço e concreto convencional em função da temperatura
(EC-3/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003). .............................................................. 26
Figura 2.14 – Curvas tensão-deformação do aço em função da temperatura................ 27
Figura 2.15 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do aço em temperaturas elevadas ... 28
Figura 2.16 – Fatores de redução das propriedades mecânicas do aço com a temperatura
(EC-3/Parte 1-2, 2003). .................................................................................................. 28
Figura 2.17 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do concreto sob compressão em
temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003). .............................................................. 29
xi
Figura 2.18 – Relação tensão-deformação do concreto de densidade normal com
agregados silicosos e ramo descendente linear (EC-2/Parte 1-2, 2003)......................... 29
Figura 2.19 – Fatores de redução da resistência à compressão do concreto em
temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003)........................... 30
Figura 2.20 – Resistência à compressão pós-queima de concretos refratários produzidos
com cimento aluminoso e agregados de: (a) cromita; (b), (c) e (d) chamota; (e)
corundum (PETZOLD e RÖHRS, 1970 apud BAZANT et al., 1996). ......................... 31
Figura 2.21 – Comparação entre os fatores de redução da resistência à compressão
do concreto convencional e refratário aluminoso (EC-2/Parte 1-2, 2003; BAZANT et
al., 1996). ....................................................................................................................... 32
Figura 3.1 – Metodologia de análise termo-mecânica. ................................................. 34
Figura 3.2 – Elemento finito triangular: (a) geometria do elemento e (b) função de
forma típica..................................................................................................................... 36
Figura 3.3 – Elemento finito quadrilátero: (a) geometria do elemento parametrizado e
(b) função de forma típica. ............................................................................................. 38
Figura 3.4 – Elemento finito de viga-coluna espacial: (a) nós e eixos locais do
elemento, (b) graus de liberdade dos nós N1 e N2 e (c) grau de liberdade do nó N3. ... 40
Figura 3.5 – Modelo estrutural da viga sob ação de carga estática e do fogo. .............. 42
Figura 3.6 – Modelo estrutural do pilar com imperfeição geométrica inicial sob ação de
carga estática e do fogo. ................................................................................................. 42
Figura 4.1 – Forças axiais resistentes à plastificação total das seções transversais
propostas para os pilares................................................................................................. 44
Figura 4.2 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio......................... 49
Figura 4.3 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio......................... 50
Figura 4.4 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ........................ 51
Figura 4.5 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTCP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ..................... 52
Figura 4.6 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTCR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio...................... 53
Figura 4.7 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTQP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ..................... 54
xii
Figura 4.8 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) das
seções transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR, (b) PM_PPR e
(c) PA_PRF.................................................................................................................... 55
Figura 4.9 – Elevação da temperatura na barra de aço da armadura (ponto C) das seções
transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR e (b) PM_PPR................ 56
Figura 4.10 – Elevação da temperatura no aço (ponto A) e na barra de aço da armadura
(ponto B) das seções transversais dos pilares formados por perfis tubulares: (a)
PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP................................................................... 58
Figura 4.11 – Elevação da temperatura no núcleo central (ponto C) das seções
transversais dos pilares formados por perfis tubulares: (a) PM_PTCP e (b)
PM_PTQP. ..................................................................................................................... 59
Figura 4.12 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal da viga
VM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. ......................... 60
Figura 4.13 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal da viga
VA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio. .......................... 61
Figura 4.14 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) dos
perfis metálicos das seções transversais das vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.......... 62
Figura 4.15 – Variação da resistência à compressão axial normalizada dos pilares
formados por perfis de aço H, em função do tempo transcorrido de incêndio:.............. 64
Figura 4.16 – Variação da resistência à compressão axial normalizada dos pilares
formados por perfis de aço tubulares, em função do tempo transcorrido de incêndio:.. 65
Figura 4.17 – Comparação entre os valores da resistência à compressão axial
normalizada dos pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG, em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 66
Figura 4.18 – Comparação entre os valores da resistência à compressão axial
normalizada dos pilares mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR, em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 66
Figura 4.19 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTR em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 68
Figura 4.20 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PPR em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 69
Figura 4.21 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCP em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 70
xiii
Figura 4.22 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCR em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 71
Figura 4.23 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTQP em
função do tempo transcorrido de incêndio. .................................................................... 72
Figura 4.24 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento transversal (vs. tempo
transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço H:
(a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF...................................................................... 74
Figura 4.25 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento transversal (vs. tempo
transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço
tubulares: (a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP. ........................................... 75
Figura 4.26 – Comparação entre as trajetórias de equilíbrio do deslocamento transversal
(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CC
e do pilar de aço revestido por ARG. ............................................................................. 76
Figura 4.27 – Comparação entre as trajetórias de equilíbrio do deslocamento transversal
(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CR
e do pilar de aço revestido por CR. ................................................................................ 76
Figura 4.28 – Variação do momento fletor máximo resistente de plastificação
normalizado das vigas, em função do tempo transcorrido de incêndio.......................... 77
Figura 4.29 – Comparação entre os valores do momento fletor máximo resistente
normalizado das vigas de aço e mistas, em função do tempo transcorrido de incêndio. .. 78
Figura 4.30 – Momento fletor resistente normalizado de cada material da viga
VM_PPR em função do tempo transcorrido de incêndio............................................... 79
Figura 4.31 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento vertical (vs. tempo transcorrido
de incêndio) no meio do vão da vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF............................. 80
Figura 4.32 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento horizontal (vs. tempo
transcorrido de incêndio) no apoio de 1º gênero da vigas: (a) VM_PPR e (b)
VA_PRF......................................................................................................................... 81
xiv
ÍNDICE DE TABELAS
Tabela 4.1 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis H. . 45
Tabela 4.2 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis
tubulares. ........................................................................................................................ 46
Tabela 4.3 – Características das seções transversais propostas para as vigas. .............. 47
Tabela A.1 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTR (Figura 4.15 (a)). ............................................................... 89
Tabela A.2 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PPR (Figura 4.15 (b)). ............................................................... 89
Tabela A.3 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PA_PRF (Figura 4.15 (c)). ................................................................ 89
Tabela A.4 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTCP (Figura 4.16 (a)). ............................................................. 90
Tabela A.5 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTCR (Figura 4.16 (b)). ............................................................ 90
Tabela A.6 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTQP (Figura 4.16 (c)). ............................................................. 90
Tabela B.1 – Comparação entre os momentos fletores resistentes, em situação de
incêndio, da viga VM_PPR (Figura 4.28 (a))................................................................. 91
Tabela B.2 – Comparação entre os momentos fletores resistentes, em situação de
incêndio, da viga VA_PRF (Figura 4.28 (b)). ................................................................ 91
xv
Lista de Símbolos: Letras romanas
Aa Área da seção transversal do perfil de aço
Ac Área da seção transversal do concreto
As Área da seção transversal da armadura longitudinal
c Calor específico
ca Calor específico do aço
ccb Calor específico do concreto de baixa densidade
ccn Calor específico do concreto de densidade normal
ccr Calor específico do concreto refratário
Ea Módulo de elasticidade do aço
Ec Módulo de elasticidade do concreto
Es Módulo de elasticidade do aço da armadura
Ea,θ Módulo de elasticidade do aço em função da temperatura
Ecu,θ Módulo de elasticidade secante do concreto em função da temperatura
Es,θ Módulo de elasticidade do aço da armadura em função da temperatura
fc,θ Tensão máxima de compressão do concreto em função da temperatura
fc Resistência à compressão do concreto
fcd Resistência de cálculo à compressão do concreto
fc,t Resistência à tração do concreto
fc,t,θ Resistência à tração do concreto em função da temperatura
fp,θ Tensão limite de proporcionalidade do aço em função da temperatura
fs Resistência ao escoamento do aço da armadura
fs,θ Tensão de escoamento do aço da armadura em função da temperatura
fsd Resistência de cálculo ao escoamento do aço da armadura
fy Resistência ao escoamento do aço
fyd Resistência de cálculo ao escoamento do aço
fy,θ Tensão de escoamento do aço em função da temperatura
h Coeficiente de transferência de calor por convecção
kc,θ Fator de redução da resistência à compressão do concreto
xvi
kct,θ Fator de redução da resistência à tração do concreto
kE,θ Fator de redução do módulo de elasticidade do aço
Kij Matriz de rigidez
kp,θ Fator de redução do limite de proporcionalidade do aço
ky,θ Fator de redução da resistência ao escoamento do aço
L Comprimento; vão; distância
Mfi,max,pl,Rd Momento fletor máximo resistente de plastificação de cálculo em situação
de incêndio
Mpl,a,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do perfil de aço
Mpl,c,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do concreto
Mpl,s,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo da armadura
Mfi,pl,a,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do perfil de aço em
situação de incêndio
Mfi,pl,c,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo do concreto em
situação de incêndio
Mfi,pl,s,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo da armadura em
situação de incêndio
Mfi,pl,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo em situação de
incêndio
Mmax,pl,Rd Momento fletor máximo resistente de plastificação de cálculo
Mpl,Rd Momento fletor resistente de plastificação de cálculo
Mv Momento fletor máximo no meio do vão da viga
Nfi,pl,a,Rd Força axial resistente de cálculo do perfil de aço em situação de incêndio
Nfi,pl,c,Rd Força axial resistente de cálculo do concreto em situação de incêndio
Nfi,pl,s,Rd Força axial resistente de cálculo da armadura longitudinal em situação de
incêndio
Nfi,pl,Rd Força axial resistente de cálculo da seção transversal à plastificação em
situação de incêndio
Nfi,Rd Força axial resistente de cálculo em situação de incêndio
Ni Função de forma
Npl,Rd Força axial resistente de cálculo da seção transversal à plastificação
Npl,a,Rd Força axial resistente de cálculo do perfil de aço
xvii
Npl,c,Rd Força axial resistente de cálculo do concreto
Npl,s,Rd Força axial resistente de cálculo da armadura longitudinal
NRd Força axial de compressão resistente de cálculo
Plinear Peso próprio linear dos elementos
q Carga uniformemente distribuída
qc Fluxo de calor por convecção
qr Transferência de calor por radiação
t Tempo transcorrido de incêndio
T Temperatura
u Teor de umidade do concreto
Letras gregas
∆t Intervalo de tempo
δ0 Imperfeição geométrica inicial
δh Deslocamento horizontal
δv Deslocamento vertical
ε Deformação
εc1,θ Deformação correspondente à tensão máxima de compressão do concreto
em função da temperatura
εcu1,θ Deformação última do concreto em função da temperatura
εp,θ Deformação correspondente ao limite de proporcionalidade do aço em
função da temperatura
εt,θ Deformação limite de escoamento do aço em função da temperatura
εu,θ Deformação última do aço em função da temperatura
εy,θ Deformação de escoamento do aço em função da temperatura
θa Temperatura do aço
θc Temperatura do concreto
θg Temperatura dos gases de incêndio
λ Condutividade térmica
λa Condutividade térmica do aço
xviii
λcb Condutividade térmica do concreto de baixa densidade
λcn Condutividade térmica do concreto de densidade normal
λcr Condutividade térmica do concreto refratário
ξ,η Coordenadas paramétricas
ρ Massa específica
ρa Massa específica do aço
ρcb Massa específica do concreto de baixa densidade
ρcn Massa específica do concreto de densidade normal
ρcr Massa específica do concreto refratário
xix
Lista de Abreviaturas:
ARG Argamassa de cimento portland
CC Concreto convencional
CR Concreto refratário
PA_PRF Pilar de aço formado por perfil revestido com fireproofing
PM_PPR Pilar misto formado por perfil de aço parcialmente revestido com
concreto
PM_PTCP Pilar misto formado por perfil tubular circular de aço preenchido com
concreto
PM_PTCR Pilar misto formado por perfil tubular circular de aço revestido com
concreto
PM_PTQP Pilar misto formado por perfil tubular quadrado de aço preenchido com
concreto
PM_PTR Pilar misto formado por perfil de aço totalmente revestido com
concreto
VA_PRF Viga de aço formada por perfil revestido com fireproofing
VM_PPR Viga mista formada por perfil de aço parcialmente revestido com
concreto
1
CAPÍTULO 1
1 INTRODUÇÃO 1.1 Motivação A presença constante de hidrocarbonetos nas instalações industriais de refinarias de
petróleo potencializa de forma considerável os riscos ligados aos incêndios. A principal
característica desse tipo de incêndio é a elevação brusca da temperatura, que em poucos
minutos, chega a valores da ordem de 1100°C.
Em unidades de processo de refinarias, os acidentes envolvendo substâncias inflamáveis
podem colocar em risco a vida de colaboradores, causar perdas financeiras em função
da interrupção da produção e danos materiais irreparáveis, assim como comprometer a
integridade das condições ambientais das comunidades circunvizinhas. Desta forma,
esse ambiente industrial tem uma das mais rígidas exigências de segurança contra
incêndio.
O projeto de segurança contra incêndio das estruturas de refinarias de petróleo, além de
ser um requisito obrigatório, faz parte do contrato que contempla os interesses das
principais partes envolvidas na apólice de seguro de uma refinaria. A segurança contra
incêndio tem como objetivo evitar o colapso prematuro dos elementos estruturais
considerados vitais para a operação e segurança das instalações industriais, durante o
Tempo Requerido de Resistência ao Fogo (TRRF).
A decisão de se projetar estruturas industriais de refinarias de petróleo em aço deve-se
às inúmeras vantagens desse material em relação aos demais empregados na construção
civil, com destaque para: sua facilidade de execução, redução do peso próprio dos
elementos, necessidade de fundações menos robustas e baixa relação resistência/custo.
A principal vantagem desse tipo de estrutura é a velocidade na construção e montagem
dos elementos, atendendo aos prazos, cada vez mais exíguos, impulsionados pelo
crescimento da indústria. Entretanto, o aço, quando submetido a altas temperaturas,
perde de forma rápida resistência e rigidez. Assim, se faz necessária a especificação de
um determinado material de proteção térmica (fireproofing) a ser aplicado nos
2
elementos estruturais que potencialmente possam ser atingidos pelo fogo, com o
objetivo de evitar o seu colapso prematuro, conforme apresentado na Figura 1.1
Figura 1.1 – Estrutura industrial de aço afetada pelo fogo (CCPS, 2010).
Atualmente, nas refinarias nacionais, as estruturas de aço que suportam equipamentos e
tubulações, quando situadas em áreas sujeitas a incêndio, têm seus elementos protegidos
contra o fogo através da aplicação de argamassa de cimento portland ou concreto
refratário, sendo que em ambos os casos a espessura do revestimento deve ser de 50
mm. A aplicação desses materiais requer a utilização de dispositivos de ancoragem, tais
como telas e grampos, a fim de garantir tanto a aderência mecânica entre o aço e o
revestimento como a integridade da proteção durante o incêndio. Todavia, a sua
aplicação é trabalhosa e demorada, pois os grampos devem ser soldados, as telas de
ancoragem devem envolver todo o elemento a ser protegido e a moldagem do
revestimento requer grandes quantidades de recortes das formas. O processo de
desmoldagem requer cuidados especiais para evitar danos, como os mostrados na Figura
1.2, ao material de isolamento. As junções entre a superfície protegida e o revestimento
devem ser impermeabilizadas para evitar penetração de águas.
Figura 1.2 – Exemplos de danos no fireproofing de estruturas de suporte de tubulações
(CCPS, 2010).
3
Quando utilizado o concreto armado na construção de estruturas industriais de refinarias
de petróleo, considera-se que o mesmo é suficientemente resistente ao fogo e não se
utiliza o fireproofing. Apesar de o concreto armado ser mais econômico que o aço, o
processo construtivo de tais estruturas demanda mais tempo do que as estruturas
metálicas. Dessa forma, a sua utilização em refinarias de petróleo acaba sendo
desfavorecida em virtude do prazo de execução e custo, uma vez que esse tipo de
ambiente industrial envolve atividades de riscos e, portanto, o custo com a mão-de-obra
é onerado com o adicional de periculosidade. Na maioria dos casos, o custo da
construção de estruturas metálicas revestidas com fireproofing é menor em relação ao
de uma estrutura de concreto armado equivalente.
Uma alternativa ao concreto moldado “in situ” seria o uso de estruturas de concreto pré-
moldado, as quais dispensam o uso de formas e escoramentos, bem como a montagem
da armadura no canteiro de obra. Entretanto, a sua montagem requer o uso de
equipamentos para a movimentação com maior robustez que os necessários para os
elementos de aço, uma vez que estas estruturas são mais pesadas que as equivalentes em
aço. Além disso, estruturas compostas por elementos pré-moldados não permitem
adaptações e/ou alterações de forma simples durante a montagem.
Visando racionalizar o uso dos materiais existentes, a utilização de elementos mistos
(aço-concreto) pode apresentar eficiência significativa. A idéia de associar o concreto ao
aço tinha como objetivo proteger o aço contra a corrosão e fogo de forma simples e de
baixo custo, sem levar em consideração a contribuição do concreto na capacidade
resistente do elemento estrutural. Atualmente, os sistemas estruturais formados por
elementos mistos de aço e concreto vêm sendo utilizados mundo afora nos projetos de
edifícios residenciais e comerciais e, em função dos avanços tecnológicos observados
nas ultimas décadas tanto no concreto quanto no aço, essa tendência deverá ser
ampliada ainda mais nos diversos ramos da construção civil.
A utilização de elementos mistos considerando a capacidade resistente tanto do concreto
armado como do aço, possibilita a redução das dimensões da seção transversal e o
aproveitamento das vantagens econômicas, construtivas e estruturais intrínsecas a cada
um dos materiais, bem como o atendimento de prazos construtivos. Dentre as vantagens
dos elementos mistos, destaca-se a redução no consumo de aço estrutural, aumento da
rigidez global e proteção contra a corrosão e fogo. Adicionalmente, caso o concreto seja
4
de elevada performance a altas temperaturas e o fireproofing apresente alta resistividade
térmica, a integridade estrutural do aço poderá permanecer inalterada durante todo o
incêndio. Assim, a competitividade dos elementos mistos de aço e concreto, em
ambientes industriais de refinarias de petróleo, fundamenta-se na possibilidade de
redução do prazo de execução, no desempenho satisfatório sob condições de incêndio e
no tempo de reparo diminuto.
A partir do levantamento bibliográfico realizado, constatou-se uma clara deficiência de
trabalhos publicados sobre a investigação do comportamento termo-mecânico de
elementos estruturais para aplicação em refinarias de petróleo. Os escassos trabalhos
relacionados ao tema foram desenvolvidos com a utilização da curva de incêndio-
padrão (ISO 834-1, 1999), porém, tratando-se de estruturas de refinarias de petróleo, as
análises devem ser realizadas empregando-se a curva de incêndio de hidrocarbonetos
(curva “H”), sendo esta última consideravelmente mais severa. Além disso, as estruturas
(aço e concreto) de refinarias de petróleo situadas em áreas sujeitas a incêndio são
dimensionadas à temperatura ambiente e, portanto, o seu desempenho sob incêndio é
negligenciado. Dessa forma, o estudo realizado neste trabalho fomentaria pesquisas
voltadas para a indústria do petróleo, visando, além de aumentar os níveis de segurança
e confiabilidade das estruturas durante o incêndio, reduzir os custos de recuperação
estrutural.
1.2 Objetivo do trabalho O presente trabalho tem por objetivo avaliar o desempenho termo-mecânico sob
incêndio de diferentes tipologias de elementos estruturais (pilar e viga) de aço e mistos
(aço-concreto), para aplicação em estruturas de refinarias de petróleo, conforme as
recomendações normativas vigentes sobre o tema. No caso dos elementos mistos,
empregou-se, além do concreto convencional de cimento Portland, o concreto refratário
de cimento aluminoso, por ser um material de elevada performance a altas temperaturas
(em comparação ao concreto convencional) e com o intuito de estimar o benefício
quando da sua utilização. Neste trabalho, a análise do desempenho termo-mecânico
consiste em estimar: (i) a distribuição do campo de temperaturas nas seções transversais
dos elementos avaliados, (ii) a variação dos esforços resistentes dos elementos isolados
durante o incêndio e (iii) o tempo de falha estrutural para um determinado nível de
carregamento. As resistências estruturais dos pilares e das vigas, em situação de
5
incêndio, serão determinadas através dos procedimentos analíticos de cálculo
estabelecidos pela NBR-14323:2003. O programa computacional SAFIR (FRANSSEN
et al., 2008) será utilizado para estimar a variação do campo de temperaturas nas seções
transversais e o tempo de falha estrutural dos elementos isolados durante o incêndio.
1.3 Estrutura da dissertação A presente dissertação de mestrado é composta por 6 (seis) capítulos, os quais elucidam
a metodologia de trabalho desenvolvida nesta pesquisa.
O Capítulo 1 apresenta, além da motivação que determinou o desenvolvimento desse
trabalho, o objetivo e a estrutura da dissertação.
No Capítulo 2, apresenta-se a revisão bibliográfica sobre o tema, abordando: estado da
arte, recomendações de projeto e aplicação de proteção térmica em estruturas de
refinarias de petróleo, curvas de incêndio e propriedades térmicas e mecânicas do aço,
concreto convencional e refratário em temperaturas elevadas.
O Capítulo 3 trata da metodologia empregada para avaliar o desempenho termo-mecânico
sob incêndio dos elementos estruturais de aço e mistos (aço-concreto). Além disso, esse
capítulo aborda as principais considerações referentes ao programa computacional SAFIR
(FRANSSEN et al., 2008) e as recomendações estabelecidas pela NBR-14323 (2003)
para a determinação dos esforços resistentes dos elementos em situação de incêndio,
assim como os modelos estruturais adotados para os pilares e as vigas.
O Capítulo 4 refere-se à aplicação de elementos estruturais de aço e mistos em
estruturas industriais de refinarias de petróleo. Nesse capítulo são apresentadas as
tipologias de seções transversais propostas para os pilares e as vigas, além dos
resultados obtidos através das simulações numéricas e dos procedimentos analíticos de
cálculo definidos pelo código normativo nacional vigente sobre o tema.
Nos Capítulos 5 e 6 são apresentadas as principais conclusões e recomendações obtidas
no presente trabalho, bem como as referências bibliográficas, respectivamente.
6
CAPÍTULO 2
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA 2.1 Estado da arte Nos últimos anos, diversos estudos sobre o tema “engenharia de segurança contra
incêndios” têm sido desenvolvidos. Tais estudos visam, principalmente, ao
desenvolvimento e/ou aperfeiçoamento dos denominados “métodos avançados de
cálculo”, à otimização dos custos envolvidos na proteção das estruturas com materiais
isolantes e à avaliação do desempenho a fogo de diversos sistemas estruturais, assim
como o conhecimento do comportamento dos materiais estruturais e de proteção sob
incêndio.
DOTREPPE (1980), na Universidade de Liége, desenvolveu um procedimento
numérico para análise de elementos fletidos em aço ou concreto armado frente ao fogo,
sem considerar os efeitos da não-linearidade geométrica. DOTREPPE et al. (1985), em
conjunto com FRANSSEN (1987), desenvolveu um programa computacional chamado
CEFICOSS (Computer Engineering of the Fire Design of Composite and Steel
Structures), formulado com base no Método dos Elementos Finitos (MEF), para análise
de pórticos planos mistos de aço e concreto sob condições de incêndio. A seção
transversal era divida em fibras, as quais tinham valores de tensão, deformação e
temperatura diferentes. O modelo levava em consideração tanto os efeitos da não-
linearidade física e geométrica como os da expansão térmica dos elementos. Dando
continuidade ao seu trabalho, FRANSSEN introduziu melhorias no programa
CEFICOSS e como resultado desenvolveu o programa SAFIR (FRANSSEN et al.,
2000). A recente versão do SAFIR (FRANSSEN et al., 2008) permite fazer análise
plana e tridimensional, com o uso de elementos finitos de viga, treliça e sólidos
tridimensionais, além dos elementos de casca. As propriedades térmicas e mecânicas do
aço e concreto em condições de temperaturas elevadas, prescritas pelo EC-3/Parte 1-2
(2003), encontram-se incorporadas no programa.
Um ano depois, JANSS e MINNE (1981) apresentaram um estudo comparativo entre
um modelo simplificado de análise de pilares em aço sob ação do fogo e experimentos
realizados com estes elementos.
7
O conhecimento do comportamento sob altas temperaturas de pilares preenchidos
sujeitos à flexo-compressão foi objeto de estudo de FANG et al. (1995). Neste trabalho,
diversas seções quadradas foram submetidas a temperatura de 700°C e exposição ao
fogo por até 180 minutos. Os resultados obtidos foram expressos em forma de gráficos e
serviram como ponto de partida para o desenvolvimento de um método de projeto
destinado a pilares preenchidos flexo-comprimidos em situação de incêndio.
FIGUEIREDO (1998) elaborou um amplo estudo sobre pilares mistos de aço e
concreto, o qual contemplou a classificação, os aspectos construtivos e estruturais.
Além de avaliar o dimensionamento de pilares mistos pelas principais normas técnicas
vigentes à época, apresentou quatro exemplos de dimensionamento de pilares mistos,
incluindo a avaliação do tempo de resistência ao fogo dos pilares dimensionados.
ZHAO e SHEN (1999) realizaram um estudo teórico-experimental do comportamento
de pórticos de aço sem proteção contra incêndio, submetido a diferentes níveis de
carregamento e condições de contorno. Dentre as principais conclusões, observaram que
a distribuição de temperatura nos perfis de aço é bastante não-uniforme sob condições
reais de incêndio.
MARTINS (2000) contempla no seu trabalho as prescrições da NBR-14323 (1999) para
o dimensionamento de elementos estruturais de aço sob incêndio, no qual estão
incluídas as características dos incêndios, os conceitos relativos às ações e segurança, a
obtenção do TRRF, os tipos de proteção térmica, os procedimentos para a obtenção da
elevação da temperatura nos elementos e os métodos para obtenção das resistências de
cálculo. Também foi desenvolvido um programa para dimensionamento de barras em
situação de incêndio e à temperatura ambiente.
O livro lançado por QUEIROZ et al. (2001) apresenta informações básicas a respeito do
comportamento e propriedades dos materiais empregados nas estruturas mistas. O livro
trata também dos conectores de cisalhamento, vigas mistas, lajes mistas, pilares mistos,
ligações mistas, sistemas resistentes a cargas horizontais em edifícios, estruturas
híbridas e verificação de estruturas mistas em situação de incêndio.
LANDESMANN (2003) desenvolveu um modelo computacional para análise não-linear
elastoplástica de estruturas de aço, planas e aporticadas, em situação de incêndio. O
8
comportamento estrutural foi investigado numericamente por meio de princípios de
plasticidade concentrada, funções de estabilidade, módulos tangentes e superfícies
inelásticas de redução de resistência. Os resultados numéricos, obtidos pelo modelo
computacional desenvolvido, foram validados por meio de comparações com o
Programa SAFIR (FRANSSEN et al., 2000).
HU et al. (2003) fizeram a análise de diversos pilares formados por seções tubulares
preenchidas com concreto convencional por meio de uma análise não-linear e através do
Método dos Elementos Finitos, utilizando-se o programa ABAQUS. Fazem também uma
comparação dos dados obtidos computacionalmente com dados experimentais de outros
autores. Os resultados mostraram que, para seções circulares, os tubos fornecem bom
confinamento ao concreto especialmente com pequenas relações diâmetro-espessura
(D/t < 40). Para seções quadradas, o confinamento não é tão bom quanto nas seções
circulares, especialmente para grandes relações largura-espessura (B/t > 30). O efeito do
confinamento nos tubos quadrados enrijecidos é intensificado, especialmente quando o
espaçamento dos enrijecedores é menor e o diâmetro dos mesmos é maior.
DE SOUZA JUNIOR (2004) fez um estudo comparativo entre o uso de elementos
finitos de viga e de casca na modelagem de vigas simplesmente apoiadas, sujeitas a
flambagem lateral por torção. Apresentou-se um modelo numérico para a simulação
tridimensional do comportamento de estruturas de aço sob incêndio, baseado no
conceito de rótulas plásticas generalizadas. Os resultados demonstraram que o
procedimento proposto pode ser usado como uma forma alternativa de análise 3D de
estruturas sob incêndio, com precisão razoável e baixo esforço computacional.
FERNANDES (2004) apresentou uma ferramenta computacional em linguagem
Fortran, baseada no Método dos Elementos Finitos, para análise não-linear geométrica
de pórticos planos em aço sob ação de incêndio. Foram realizadas análises de elementos
estruturais isolados e pórticos planos, discretizando as estruturas em elementos de barra.
Os resultados numéricos de análises estruturais de barras isoladas e de estruturas
aporticadas planas são apresentados e comparados com os resultados obtidos pelo
programa computacional SAFIR.
Com relação aos materiais de proteção térmica utilizados na indústria do petróleo,
SILVEIRA (2005) fez um estudo propondo alternativas de solução para proteção de
9
estruturas e sistemas elétricos contra o fogo, em uma unidade de craqueamento
catalítico de uma refinaria, através de proteção passiva. O dimensionamento da proteção
passiva de estruturas e sistemas elétricos, com o uso de diversos materiais usados
comercialmente para este fim, foi estimado com base em equações empíricas e para
alguns casos foi feita uma verificação por solução numérica da equação da condução do
calor em meio sólido. Foram determinados quais os materiais mais adequados em cada
caso de aplicação e qual a espessura em que deve ser aplicado, para que a temperatura
no elemento estrutural ou no sistema elétrico não atinja a sua determinada temperatura
crítica, em um período de tempo pré-determinado.
No trabalho desenvolvido por COSTA (2005) determinou-se a resistência à compressão
axial de pilares mistos formados por seções tubulares preenchidas com concreto
refratário de alto desempenho (CRAD), tanto em temperatura ambiente como em
situação de incêndio, comparando com o desempenho de pilares preenchidos por
concreto convencional. A resistência à compressão do CRAD adotado era de 100 MPa.
Um método tabular para o dimensionamento de pilares mistos constituídos por perfis de
aço tubulares preenchidos por CRAD foi apresentado, o qual acompanha a lógica do
método tabular preconizado pelo texto base de revisão da NBR-14323 (2003). Os
resultados apresentaram pilares com maior capacidade resistente ou pilares com menor
seção transversal.
ALVES (2006) empregou um procedimento de cálculo para estimar o comportamento
de pós-flambagem e resistência última de perfis formados a frio com seção em U
enrijecido, submetidos à compressão simples ou flexo-compressão, em combinação com
temperaturas elevadas. As análises numéricas foram efetuadas por meio do Método dos
Elementos Finitos (MEF), discretizando os elementos estruturais através de malhas de
elementos de casca quadrilaterais de quatro nós.
Em continuidade aos estudos sobre os materiais de proteção, GERKEN (2007) fez a
análise térmica de vigas do tipo caixa, com a utilização de perfis formados a frio,
submetidas a altas temperaturas. O objetivo proposto era estudar alternativas na área da
construção civil que permitiriam aumentar a segurança estrutural das edificações
estruturadas em aço, com a utilização de materiais de proteção térmica. Os testes foram
realizados nos perfis sem proteção e, posteriormente, com proteção por fibra projetada,
concreto vermiculítico, lã de rocha, manta cerâmica e placa de gesso. A partir dos
10
resultados obtidos, verificou-se que as placas de gesso apresentaram um melhor
resultado no isolamento, seguida da argamassa de fibra projetada.
MOUÇO (2008) apresentou uma ferramenta computacional de análise avançada para
realização de análise inelástica de estruturas aporticadas de aço e mistas (aço-concreto),
em condição de incêndio. Neste trabalho foi desenvolvido um modelo inelástico para
estruturas mistas, em condição de incêndio, utilizando o método refinado das rótulas
plásticas. No referido trabalho desenvolveu-se uma rotina em linguagem FORTRAN,
denominada Pré-SAAFE, que gerava um arquivo de entrada com os parâmetros
necessários para que o SAAFE (LANDESMANN et al., 2005) - Sistema de Análise
Avançada de Estruturas sob Fogo - realize a análise ao longo do tempo.
CÂMARA NETO (2008) fez a aplicação de uma metodologia numérico-computacional
para a otimização do custo de elementos (vigas e pilares) metálicos e mistos (aço-
concreto), à temperatura ambiente e em situação de incêndio, tendo como variáveis de
projeto: perfis metálicos, armaduras e materiais de proteção térmica disponíveis
comercialmente.
O estudo realizado por CALDAS (2008) teve como objetivo o desenvolvimento e
implementação de modelos numéricos não-lineares para análise térmica e mecânica de
estruturas de aço, concreto e mistas (aço-concreto) em situação de incêndio. Nesse
trabalho foi apresentado um procedimento para análise da resistência de seções de
vigas, colunas e lajes sob incêndio. Além disso, foi implementado um elemento de viga
tridimensional capaz de simular estruturas submetidas ao incêndio, um elemento de
casca composto por camadas para simular lajes de concreto em altas temperaturas e um
elemento de mola para ligações semirígidas acoplado aos elementos de viga.
11
2.2 Proteção térmica em estruturas de refinarias de petróleo Os objetivos principais dos sistemas de proteção contra incêndio em estruturas
industriais de refinarias de petróleo são:
(i) preservar a vida humana;
(ii) evitar as perdas financeiras com a interrupção da produção;
(iii) reduzir as perdas patrimoniais;
(iv) mitigar os impactos ambientais.
Esses sistemas consistem em medidas de proteção ativa (chuveiros automáticos,
detectores de fumaça, etc.) e passiva (aplicação de material de proteção térmica, rota de
fuga, etc.). As medidas a serem adotadas são definidas através de análise de risco de
incêndio, considerando o seu potencial de propagação e suas conseqüências.
Os sistemas de proteção ativa retardam a inflamação generalizada (flashover), com a
atuação dos chuveiros automáticos e da brigada de incêndio. Os sistemas de proteção
passiva complementam a proteção ativa, retardando o aquecimento dos elementos
estruturais com aplicação de materiais isolantes e garantindo a evacuação segura dos
ocupantes por meio de rotas de fuga.
As estruturas projetadas em aço e construídas dentro das unidades de processo são
revestidas com material de proteção passiva contra o fogo (fireproofing). A publicação
API 2218 (1999) apresenta as recomendações para o projeto e aplicação de proteção
térmica nas estruturas de aço localizadas em áreas sujeitas a incêndio. Tais
recomendações se baseiam na probabilidade de ocorrência do incêndio, nos danos
causados pelas chamas e nas características tanto da fonte de ignição quanto dos
equipamentos das unidades de processo.
Uma vez definido o “cenário de incêndio”, a determinação das áreas sujeitas a incêndio
pode ser estabelecida e, em conjunto com o seu grau de severidade, fornecem os
subsídios necessários para a determinação do Tempo Requerido de Resistência ao Fogo
(TRRF) e do tipo de material a ser usado. A partir da análise de um determinado
cenário, é desenvolvida a denominada “envoltória de incêndio”, a qual consiste de um
12
espaço tridimensional pelo qual o equipamento deixa vazar fluido, ou combustível,
inflamável capaz de queimar com duração e intensidade suficiente para causar danos à
propriedade.
A envoltória pode ser definida de forma simplificada aumentando-se radialmente, entre
6 e 12 m, a projeção da fonte de incêndio na direção horizontal e vertical, quando se
tratar de uma liberação de fluidos inflamáveis compostos por hidrocarbonetos (API
2218, 1999). Essas dimensões são usadas no planejamento do projeto e aplicação de
proteção térmica, a fim de se estabelecer quais estruturas e elementos deverão ser
protegidos.
O nível de proteção térmica recomendado pela API 2218 (1999) para os materiais
isolantes baseia-se no código internacional ANSI/UL 1709 (2005), podendo ser
utilizado também outras normas ou procedimentos equivalentes. Este código prescreve
uma metodologia para o ensaio de materiais de proteção térmica submetidos às
condições similares de um incêndio de hidrocarbonetos. Este ensaio de resistência
térmica foi desenvolvido em conjunto com a indústria do petróleo, sendo indicado como
o teste inicial para avaliação do comportamento dos materiais de proteção térmica.
Durante o teste de fogo, a temperatura média dos termopares instalados no elemento
metálico não deve exceder 538ºC e em nenhum ponto ser maior que 649ºC (API 2218,
1999). Sob esta temperatura, o aço perde em torno de 50% da sua resistência e, neste
mesmo instante, o ensaio de resistência térmica padronizado na norma ANSI/UL 1709
(2005) é finalizado. Além desse teste, deve ser realizado o teste de jato de água de
combate a incêndio, conforme estabelecido pela norma ASTM E-119 (2010).
Usualmente, a norma API 2218 (1999) recomenda um período de proteção contra fogo
compreendido entre 1,5 e 3 horas para a maioria das estruturas projetadas em aço,
embora, para os elementos metálicos de suporte de tubulações e esferas de GLP (Gás
Liquefeito de Petróleo), é estipulado um período de 1h e 30 minutos.
Para estruturas que suportam equipamentos com potencial de agravar o sinistro (como,
por exemplo, adicionar combustível) e localizadas na “envoltória de incêndio”, os seus
elementos devem ser providos de proteção térmica, conforme mostrado na Figura 2.1.
Nesse caso, aplica-se o material de proteção térmica em todos os níveis em que estão
localizados tais equipamentos, independente da sua elevação em relação ao solo.
13
Figura 2.1 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos com
potencial de agravar o incêndio (API 2218, 1999).
Conforme a Figura 2.2, no caso de estruturas que possam acumular líquidos inflamáveis
compostos por hidrocarbonetos, deve-se aplicar o material de proteção térmica até o
nível superior ao pavimento cuja probabilidade de formação de poça de óleo seja
elevada.
Figura 2.2 – Aplicação de fireproofing em estruturas de suporte de equipamentos cujos
pisos podem acumular líquidos inflamáveis (API 2218, 1999).
Aplicar fireproofing sem considerar a elevação do equipamento em relação ao nível do solo
Aplicar fireproofing em todos os elementos estruturais localizados abaixo de equipamentos com potencial de agravar o incêndio
Não aplicar fireproofing em diagonais de travamento que não suportam cargas verticais
Aplicar fireproofing nos suportes de reator
Aplicar fireproofing nos elementos diagonais que suportam cargas verticais
Fireproofing
Reator
Condensadores
Vaso acumulador
Permutadores
Tubulações
Fireproofing
Equipamento sujeito a incêndio
Equipamento não sujeito a incêndio
Piso sujeito ao acúmulo de líquidos inflamáveis
Não aplicar fireproofing em diagonais de travamento que não suportam cargas verticais
Cenário de
incêndio
14
De acordo com a API 2218 (1999), os elementos diagonais de travamento não precisam
ser protegidos quando projetados somente para resistirem às cargas de vento e/ou de
abalos sísmicos. Entretanto, quando projetados para proporcionar uma maior resistência
às ações verticais ou contribuir na estabilidade horizontal dos pilares, estes elementos
devem ser providos de proteção térmica.
Para estruturas que suportam equipamentos não sujeitos a incêndio (Nonfire-Potential
Equipment), porém localizadas nas proximidades de equipamentos sujeitos (Fire-
Potential Equipment), a proteção térmica deve ser aplicada nos elementos de aço até
uma altura de 9 m acima do nível do solo, conforme a Figura 2.3.
Figura 2.3 – Aplicação de fireproofing em estruturas que suportam equipamentos não
sujeitos a incêndio, porém próximas a equipamentos sujeitos (API 2218, 1999).
Os pipe racks localizados em áreas de risco de incêndio devem ser providos de
fireproofing, principalmente quando as suas tubulações conduzirem combustíveis
líquidos e materiais inflamáveis ou tóxicos. De acordo com a Figura 2.4, os pipe racks
que suportam tubulações de diâmetro maior que 15 cm (6 polegadas), ou que possuem
bombas instaladas debaixo das suas tubulações, devem ter seus elementos protegidos
até uma altura de 9 m acima do nível do solo.
Fireproofing
Equipamento não sujeito a incêndio
Equipamento não sujeito a incêndio
Aplicar fireproofing
Cenário de
incêndio
15
Figura 2.4 – Aplicação de fireproofing em pipe racks (API 2218, 1999).
Os pipe racks projetados para suportarem em seu topo resfriadores a ar devem ter
proteção térmica em todos os seus elementos, independente da sua altura em relação ao
solo, conforme mostrado na Figura 2.5. Observa-se que, nos elementos que não
suportam cargas verticais oriundas do peso próprio do equipamento, a aplicação de
fireproofing é prescindível.
Figura 2.5 – Aplicação de fireproofing em pipe racks que suportam resfriadores a ar
(API 2218, 1999).
Todas as demais estruturas de suportes de equipamentos em geral, quando localizadas
em áreas sujeitas a incêndio, devem ter seus elementos revestidos com material de
proteção térmica. Dentre essas estruturas destacam-se os suportes de trocadores de
calor, vasos de pressão, fornos, caldeiras, torres, reatores e esferas de GLP.
Fireproofing
9 m
Cenário de
incêndio
Aplicar fireproofing nos elementos diagonais que suportam cargas verticais Bombas
Fireproofing
Não aplicar fireproofing nas vigas que não suportam cargas verticais
Aplicar fireproofing nas vigas que suportam cargas verticais
16
2.3 Curvas de incêndio O conhecimento da evolução da temperatura dos gases de um incêndio subsidia a
determinação da ação térmica imposta à estrutura. Esta ação, além de aumentar a
temperatura dos elementos estruturais, ocasiona tanto a perda de capacidade resistente
quanto o aparecimento de esforços oriundos da deformação térmica em estruturas
hiperestáticas.
O incêndio natural pode ser caracterizado por três fases: ignição, aquecimento e
resfriamento. Conforme apresentado na Figura 2.6, a fase inicial (pré-flashover)
caracteriza-se por baixas temperaturas e grande geração de fumaça (i.e., sem grandes
consequências estruturais, mas com elevado risco à vida humana). Na fase de
aquecimento, o instante que antecede o crescimento brusco da temperatura é chamado
de flashover, ou seja, é o momento em que ocorre a “inflamação generalizada”, onde
toda a carga combustível presente no local entra em ignição. Por fim, na fase de
resfriamento, a quantidade de material combustível começa a decair e,
consequentemente, a temperatura dos gases.
A curva real de um incêndio (temperatura x tempo) é de difícil determinação, uma vez
que ela se altera a cada situação estudada, dependendo de diversos fatores, tais como:
tipo, distribuição e quantidade de material combustível, bem como o grau de ventilação
do ambiente. Tendo em vista o seu difícil estabelecimento, uma curva padronizada
internacionalmente, denominada curva de incêndio-padrão (ISO 834-1, 1999), foi
desenvolvida com o intuito de proporcionar um modelo a ser utilizado em pesquisas
experimentais e nos procedimentos dos códigos normativos. Essa curva é utilizada para
incêndios à base de materiais celulósicos. Diferente do comportamento de um incêndio
natural, a curva de incêndio-padrão caracteriza-se pelo crescimento contínuo da
temperatura dos gases ao longo do tempo.
17
Figura 2.6 – Caracterização de um incêndio natural versus incêndio-padrão
(LANDESMANN, 2003).
A Figura 2.7 apresenta duas curvas nominais de incêndio normativas, bem como o
exemplo de uma curva paramétrica típica.
Figura 2.7 – Curvas de incêndio nominais padronizadas e forma típica da curva
paramétrica (EC-1/Parte 1-2, 2002).
18
Vale ressaltar que estas curvas nominais não representam o comportamento real de um
incêndio, sendo utilizadas nos procedimentos normativos por questões práticas. O EC-
1/Parte 1-2 (2002) apresenta um procedimento para determinação de curvas de incêndio
paramétricas, sendo que, para a sua obtenção, se faz necessário conhecer o grau de
ventilação do ambiente em chamas e as características tanto dos materiais de vedação
do compartimento como do material combustível, entre outros.
No presente trabalho, todas as análises térmicas foram desenvolvidas utilizando-se a
curva de incêndio de hidrocarbonetos (curva “H”), por se tratarem de elementos para
aplicação em estruturas industriais de refinarias de petróleo.
2.4 Propriedades térmicas e mecânicas dos materiais sob altas temperaturas
Os materiais, de um modo geral, quando expostos a altas temperaturas sofrem variações
em sua estrutura física e química, ocasionando alterações nas suas propriedades físicas e
mecânicas.
O aço mantém sua integridade básica ao ser submetido a baixas temperaturas. Todavia,
de forma semelhante ao que ocorre com outros materiais empregados na construção civil,
sofre perda progressiva de resistência e rigidez com a elevação da temperatura. Quando o
aço atinge temperaturas próximas a 740ºC, há uma mudança de fase de equilíbrio entre
as ligas metálicas que compõem o material, a qual influencia suas propriedades térmicas;
o aço comum é uma liga de Fe-C, contendo no máximo 2% de carbono em peso, além de
outros elementos de liga presentes na forma de óxidos, sulfetos e fosfetos.
O aumento da temperatura causa uma série de modificações na microestrutura do
concreto, tais como desidratação total ou parcial de alguns hidratos, mudanças na
porosidade e na densidade. A natureza polifásica do concreto conduz à degradação
diferencial do concreto armado, afetando as propriedades mecânicas por meio da
redução da resistência mecânica e do módulo de elasticidade dos materiais constituintes.
O concreto refratário, de acordo com o ACI 547R-79 (1983), é definido como um
material cerâmico composto por agregados refratários e cimento aluminoso, com
capacidade de manter as suas propriedades inalteradas quando exposto a altas
temperaturas (500ºC a 2000ºC). Em condições de temperaturas elevadas, o concreto
19
refratário deve resistir a diversos tipos de solicitações, tais como tensões térmicas e
mecânicas, bem como o ataque de agentes químicos. As propriedades dos concretos
refratários estão condicionadas ao tipo de agregados empregados na sua confecção. Sob
altas temperaturas, ocorrem alterações na composição química e na estrutura física do
agregado, assim como alteração de volume, em virtude da retração e expansão
(SCRIVENER, 1998 apud ALMEIDA, 2009).
Nos itens abaixo são apresentadas as propriedades térmicas e mecânicas do aço e
concreto convencional (CC), em temperaturas elevadas, de acordo com os seguintes
códigos normativos: NBR 14323 (2003), EC-2/Parte 1-2 (2003), EC-3/Parte 1-2 (2003)
e EC-4/Parte 1-2 (2003). Entretanto, para o concreto refratário (CR), adotaram-se as
propriedades disponíveis em BAZANT et al. (1996) e, quando necessário, foram feitas
interpolações lineares com os valores encontrados.
As propriedades térmicas e mecânicas não-lineares do concreto convencional e do aço,
presentes no EC-2/Parte 1-2 (2003) e EC-3/Parte 1-2 (2003), respectivamente,
encontram-se incorporadas no programa computacional SAFIR (FRANSSEN et al.,
2008) e, portanto, foram utilizadas de forma direta nas análises térmica e estrutural. Os
valores optativos simplificados foram apresentados para fins de comparação.
2.4.1 Calor específico O calor específico do aço (ca), o qual corresponde a quantidade de calor, em Joules,
necessária para elevar em 1ºC a temperatura de uma unidade de massa, varia com a
temperatura de acordo com a Figura 2.8. Pode-se constatar que o calor específico do aço
sofre uma mudança de comportamento para temperaturas entre 700ºC e 800ºC. Para esta
faixa de temperaturas, o aço sofre uma mudança de estado físico que é traduzida como
um pico no gráfico, ocasionado pela absorção de energia necessária para tal mudança,
que por sua vez provoca um ligeiro atraso na elevação da temperatura em elementos de
aço submetidos a incêndios. Quando da utilização de modelos simplificados, os códigos
normativos (NBR-14323, 2003 e EC-3/Parte 1-2, 2003) recomendam o uso de um valor
constante e igual a 600 J/kgºC, conforme mostrado no gráfico abaixo.
20
0 200 400 600 800 1000 12000
1000
2000
3000
4000
5000
6000
Temperatura (ºC)
Cal
or e
spec
ífico
(J/
kgºC
)
Valor optativo simplificado
Figura 2.8 – Calor específico do aço em função da temperatura (EC-3/Parte 1-2, 2003).
O calor específico do concreto convencional de densidade normal (ccn) e de baixa
densidade (ccb), bem como do concreto refratário (ccr), em função da temperatura,
encontram-se ilustrados no gráfico da Figura 2.9, de acordo com o EC-4/Parte 1-2
(2003) e BAZANT et al. (1996), respectivamente.
0 200 400 600 800 1000 12000
200
400
600
800
1000
1200
1400
1600
1800
2000
2200
Temperatura (ºC)
Cal
or e
spe
cífic
o (J
/kgº
C)
CC - baixa densidade (ccb
)
CC - densidade normal (ccn
)
u = 0 %
u = 1,5 %
u = 3 %
CR (ccr)
Figura 2.9 – Calor específico do concreto convencional e refratário em função da
temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996).
21
Nota-se que a presença de umidade no concreto convencional altera o comportamento
do seu calor específico para temperaturas compreendidas entre 100ºC e 200ºC. Nesse
intervalo de temperaturas, a água presente nos interstícios sofre o processo de
evaporação, absorvendo calor sem a elevação da temperatura. Esta particularidade é
observada no gráfico anterior, onde se tem uma elevação brusca do calor específico a
partir de 100ºC, atingindo um pico a 130ºC e retornando rapidamente à curva inicial a
200ºC. Para os teores de umidade igual a 0%, 1,5% e 3,0% da massa de concreto, o EC-
2/Parte 1-2 (2003) recomenda os valores de pico igual a 900 J/kgºC, 1470 J/kgºC e 2020
J/kgºC, respectivamente. O valor do calor específico do concreto de baixa densidade
(ccb), segundo o EC-4/Parte 1-2 (2003) e a NBR-14323 (2003), pode ser considerado
independente da temperatura e igual a 840 J/kgºC.
De acordo com ACI 547R-79 (1979) e BAKKER (1978) apud BAZANT et al. (1996), o
calor específico do concreto refratário de densidade normal (ccr) cresce com a
temperatura, variando de 837,36 J/kgºC (40ºC) a 1214,17 J/kgºC (1370ºC). Pode-se
admitir o calor específico do concreto refratário de baixa densidade como sendo igual ao
do concreto de densidade normal.
Neste trabalho considerou-se um concreto convencional de densidade normal com teor
de umidade igual a 3,0% e, portanto, o seu calor específico, para temperaturas entre
100ºC e 200ºC, apresenta um valor de pico igual a 2020 J/kgºC. Com relação ao calor
específico do concreto refratário, considerou-se que o mesmo cresce de forma linear
com o aumento da temperatura, desde 837,36 a 40ºC até 1214,17 a 1370ºC, conforme
apresentado na Figura 2.9.
2.4.2 Condutividade térmica A elevada condutividade térmica do aço proporciona uma rápida propagação de calor
nos elementos estruturais sob condições de incêndio. A condutividade térmica do
concreto convencional depende: (i) dos seus materiais constituintes, (ii) do teor de
umidade, (iii) do tipo de agregado, (iv) do seu traço e (v) do tipo de cimento. O aço, à
temperatura ambiente, possui uma condutividade térmica de aproximadamente 54
W/mºC, já o concreto convencional possui uma condutividade da ordem de 2 W/mºC. A
Figura 2.10 apresenta a variação da condutividade térmica do aço (λa) com a
temperatura, assim como o valor constante a ser usado nos modelos simplificados de
22
cálculo, conforme os seguintes códigos normativos: EC-3/Parte 1-2 (2003) e NBR-
14323 (2003).
0 200 400 600 800 1000 12000
10
20
30
40
50
60
Temperatura (ºC)
Con
dutiv
idad
e té
rmic
a (W
/mºC
)
λa = 45 W/mºC (Valor simplificado)
Figura 2.10 – Condutividade térmica do aço em função da temperatura
(EC-3/Parte 1-2, 2003).
De acordo com o EC-2/Parte 1-2 (2003), a condutividade térmica do concreto de
densidade normal (λcn) pode ser determinada por duas expressões, as quais
correspondem ao limite inferior (LI) e superior (LS). O EC-4/Parte 1-2 (2003)
recomenda, para estruturas mistas aço-concreto, a expressão definida para o limite
superior.
A condutividade térmica de um material depende tanto da sua composição quanto da
sua porosidade e temperatura. A porosidade influencia de forma significativa a
condutividade térmica de concretos refratários (λcr), principalmente em concretos
refratários leves. Esta propriedade térmica do concreto refratário é geralmente similar,
ou um pouco menor, do que a condutividade térmica dos seus agregados (BAZANT et
al., 1996).
Para concretos refratários produzidos com cimento aluminoso e agregados de chamotas,
os valores da condutividade térmica estão compreendidos entre 0,64 e 1,1 W/mºC.
Todavia, para concretos refratários feitos com minério de cromo-magnésio, sillimanite,
23
bauxita calcinada, magnésio sinterizado, corundum fundido e magnésio fundido têm-se
os seguintes valores respectivos: 1,16; 1,45; 1,74; 1,74; 2,33; 3,49 W/mºC (PETZOLD e
RÖHRS, 1970 apud BAZANT et al., 1996).
A Figura 2.11 contempla a variação da condutividade térmica do concreto de densidade
normal com a temperatura, apresentando os dois limites e o valor a ser usado nos
modelos simplificados, bem como a variação da condutividade térmica do concreto de
baixa densidade (λcb) e do concreto refratário aluminoso com agregados de chamotas.
0 200 400 600 800 1000 12000,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
1,20
1,40
1,60
1,80
2,00
Temperatura (ºC)
Co
ndut
ivid
ade
térm
ica
(W/m
ºC)
CC - baixa densidade (λcb)
CC - densidade normal (λcn
) - LI
CC - densidade normal (λcn
) - LS
λcn = 1,6 W/mºC (valor simplificado)
CR (λcr)
Figura 2.11 – Condutividade térmica do concreto convencional e refratário em função
da temperatura (EC-4/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al., 1996).
No presente trabalho adotou-se a condutividade térmica do concreto convencional, em
função da temperatura, definida pelo limite superior (LS), de acordo com a orientação
do EC-4/Parte 1-2 (2003). Entretanto, para o concreto refratário, utilizou-se o valor
constante igual a 0,64 W/mºC, conforme ilustrado na Figura 2.11.
24
2.4.3 Massa específica De acordo com o EC-3/Parte 1-2 (2003) e a NBR-14323 (2003), a massa específica do
aço (ρa) pode ser considerada independente da temperatura e igual a 7850 kg/m³.
Segundo o EC-2/Parte 1-2 (2003), a variação da massa específica do concreto
convencional de densidade normal (ρcn) com a temperatura é influenciada pela perda de
umidade. Porém, de acordo a NBR-14323 (2003), a massa específica do concreto de
densidade normal pode ser considerada independente da temperatura e igual a 2400 kg/m³.
O EC-4/Parte 1-2 (2003) e a NBR-14323 (2003) estabelecem que a massa específica do
concreto de baixa densidade (ρcb) pode ser considerada independente da temperatura e
varia de 1600 kg/m³ a 2000 kg/m³.
A densidade no concreto refratário (ρcr) representa uma medida indireta de sua
capacidade térmica ou habilidade para armazenar calor (SCRIVENER, 1998 apud
ALMEIDA, 2009). De acordo com SCHNEIDER (1982) apud ALEMIDA (2009),
temperaturas elevadas diminuem a densidade de concretos refratários feitos com
agregados de quartzito, basalto e xisto expandido (de 2,3 g/cm³ a temperatura ambiente,
para 2,1 g/cm³ a 800°C). A diminuição na densidade inicial é devida, principalmente, à
eliminação de água, ao passo que, em altas temperaturas, ela é decorrente do aumento
do volume causado pela expansão térmica do agregado de quartzito. Posteriormente, em
torno de 1400°C, a sinterização se inicia e a densidade é aumentada para 2,2 g/cm³.
A Figura 2.12 apresenta a variação da massa específica do concreto convencional,
conforme o EC-2/Parte 1-2, 2003, e do concreto refratário, de acordo com SCHNEIDER
(1982) apud ALEMIDA (2009), as quais foram empregadas nas análises termo-
mecânicas realizadas neste trabalho.
25
1800
2000
2200
2400
0 200 400 600 800 1000 1200
Temperatura (ºC)
Ma
ssa
esp
ecífi
ca (
kg/m
³)
CC - densidade normal (ρ cn)
CR (ρ cr)
Figura 2.12 – Variação da massa específica do concreto convencional e refratário com
a temperatura (EC-2/Parte 1-2, 2003; SCHNEIDER, 1982 apud ALEMIDA, 2009).
2.4.4 Alongamento Nos modelos analíticos simplificados de cálculo, a expansão térmica dos materiais, em
muitos casos, é negligenciada. Entretanto, quando da utilização de modelos avançados,
a expansão térmica dos elementos estruturais atingidos diretamente pelo fogo é resistida
pela parte da estrutura menos aquecida, conferindo-lhe um comportamento fidedigno ao
real. Dessa forma, se faz necessário apreciar a expansão térmica dos materiais de
construção, observando-se a variação dos seus coeficientes de expansão entre si e com a
temperatura.
A Figura 2.13 apresenta o alongamento térmico do aço e de alguns tipos de concreto em
função da temperatura, conforme as oritentações do EC-3/Parte 1-2 (2003) e do EC-
4/Parte 1-2 (2003), respectivamente. Observa-se que os coeficientes de dilatação térmica
do aço e dos concretos são similares em temperatura ambiente, começando a diferir a
partir de temperaturas superiores a 200ºC, para o composto por agregado calcário, e
400ºC, para o composto por agregado silicoso.
26
0 200 400 600 800 1000 12000,000
0,004
0,008
0,012
0,016
0,020
Temperatura (ºC)
Alo
ngam
ent
o (∆
l/l) CC - agregado silicoso
CC - agregado calcário
CC - baixa densidade
Aço
Figura 2.13 – Alongamento do aço e concreto convencional em função da temperatura
(EC-3/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003).
Com relação ao concreto refratário, o seu comportamento da expansão e retração é
bastante complexo. Quando da medição de sua expansão térmica, observa-se que,
durante o primeiro aquecimento, ocorre retração ao invés de expansão em determinados
intervalos de temperatura. Esses intervalos de temperatura correspondem,
aproximadamente, aos intervalos da reação de desidratação do cimento (BAZANT et
al., 1996).
Os concretos refratários de densidade normal, de um modo geral, apresentam uma
retração permanente inferior a 1,0 % depois de aquecido a 1093°C, ao passo que, para a
temperatura de 1649°C, ocorre expansão permanente de 0,7%. Já os concretos
refratários de baixa densidade apresentam uma retração permanente linear inferior a
1,5%, quando aquecidos a 1232ºC e logo após resfriados (ACI 547R-79, 1983).
Nas análises termo-mecânicas realizadas neste trabalho, através dos procedimentos
analíticos de cálculo presentes na NBR-14323 (2003), a expansão térmica dos elementos
estruturais é negligenciada. Entretanto, nas análises numéricas desenvolvidas com o
auxílio do programa SAFIR, empregaram-se, de forma direta, os alongamentos do aço e
do concreto convencional com agregado silicoso, conforme definidos na Figura 2.13. Em
virtude de o programa SAFIR não permitir que o usuário defina as propriedades
27
mecâncias dos materiais, ou modifique as nele incorporadas, adotou-se para o concreto
refratário o mesmo alongamento térmico definido para o concreto convencional com
agregados silicosos.
2.4.5 Resistência mecânica A maioria dos materiais de construção sofre uma perda progressiva de resistência e
rigidez quando submetidos a elevadas temperaturas, uma vez que ocorre a degeneração
das suas características físicas e químicas. Esse processo de degeneração pode ser
observado na variação das curvas tensão-deformação dos materiais.
A Figura 2.14 apresenta as relações normalizadas do aço em relação à tensão de
escoamento à temperatura ambiente (20ºC).
Figura 2.14 – Curvas tensão-deformação do aço em função da temperatura.
O EC-3/Parte 1-2 (2003) prescreve um modelo linear-elíptico-plástico, apresentado na
Figura 2.15, para representar a relação tensão-deformação do aço em temperaturas
elevadas, considerando uma deformação limite de 2% (εy,θ) para definir o escoamento
(independente da temperatura) e uma taxa de aquecimento entre 2ºC/min e 50ºC/min.
Essa relação é usada tanto para a determinação da resistência à tração quanto à
compressão. Observa-se que a curva proposta pelo EC-3/Parte 1-2 (2003) é definida
pelos seguintes parâmetros: módulo de elasticidade do aço (Ea,θ), limite de
proporcionalidade (fp,θ), resistência ao escoamento do aço (fy,θ), deformação
f y,θ /
f y
Deformação (εy,θ)
28
correspondente ao limite de proporcionalidade (εp,θ = fp,θ / Ea,θ), deformação limite de
escoamento (εt,θ = 15%) e deformação última (εu,θ = 20%).
Figura 2.15 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do aço em temperaturas elevadas
(EC-3/Parte 1-2, 2003).
A variação com a temperatura da resistência ao escoamento do aço, do módulo de
elasticidade e do limite de proporcionalidade é representada pelos seus fatores de
redução relativos aos valores à temperatura ambiente, conforme o gráfico da Figura
2.16.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 200 400 600 800 1000 1200
Temperatura (ºC)
Fa
tor
de re
duçã
o
ky,θ = fy,θ / fy
kE,θ = Ea,θ / Ea
kp,θ = fp,θ / fy
Figura 2.16 – Fatores de redução das propriedades mecânicas do aço com a temperatura
(EC-3/Parte 1-2, 2003).
29
Segundo o EC-2/Parte 1-2 (2003), a relação tensão-deformação do concreto sob
compressão (em temperaturas elevadas) é definida por dois parâmetros: tensão máxima
de compressão (fc,θ) e deformação correspondente a esta tensão (εc1,θ). Tal relação está
ilustrada na Figura 2.17.
Figura 2.17 – Relação tensão-deformação (σ x ε) do concreto sob compressão em
temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003).
A relação tensão-deformação do concreto de densidade normal com agregados silicosos,
para diversas temperaturas, pode ser observada na Figura 2.18.
Figura 2.18 – Relação tensão-deformação do concreto de densidade normal com
agregados silicosos e ramo descendente linear (EC-2/Parte 1-2, 2003).
30
A Figura 2.19 apresenta os fatores de redução da resistência à compressão (kc,θ), em
função da temperatura, do concreto de densidade normal (EC-2/Parte 1-2, 2003) e do
concreto de baixa densidade (EC-4/Parte 1-2, 2003).
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 200 400 600 800 1000 1200
Temperatura (ºC)
Fa
tor d
e re
duçã
o -
k c,θ
CC - agregados calcários
CC - agregados silicosos
CC - baixa densidade
Figura 2.19 – Fatores de redução da resistência à compressão do concreto em
temperaturas elevadas (EC-2/Parte 1-2, 2003; EC-4/Parte 1-2, 2003).
Os concretos refratários apresentam muitas similaridades quando comparado com o
concreto produzido com cimento Portland comum. Todavia, para temperaturas
superiores a 1000ºC, as quais estão bem além do campo de atuação do concreto comum,
as características dos materiais constituintes podem variar, influenciando as suas
propriedades.
Para a maioria dos concretos refratários, um melhor desempenho à compressão é obtido
para temperaturas de queima maiores do que 1000oC, pois sob estas temperaturas as
ligações cerâmicas são formadas. Alguns concretos refratários alcançam valores de
resistência à compressão pós-queima maiores que os medidos em amostras não-
queimadas (PETZOLD e RÖHRS, 1970 apud ALMEIDA, 2009).
PETZOLD e RÖHRS (1970) apud BAZANT et al. (1996) realizaram diversas
investigações em concretos refratários feitos com cimento aluminoso, objetivando
conhecer a variação da resistência à compressão com a temperatura. Os resultados
dessas investigações, para diversos tipos de agregados, podem ser observados em forma
de gráfico conforme a Figura 2.20.
31
0
10
20
30
40
50
60
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
Temperatura (ºC)
Res
istê
nci
a à
co
mp
ress
ão
(M
Pa
)(a)
(d)
(b)
(e)
(c)
Figura 2.20 – Resistência à compressão pós-queima de concretos refratários produzidos
com cimento aluminoso e agregados de: (a) cromita; (b), (c) e (d) chamota; (e)
corundum (PETZOLD e RÖHRS, 1970 apud BAZANT et al., 1996).
O concreto refratário produzido com cimento aluminoso tem a sua resistência à
compressão decrescente com o aumento da temperatura. Tal decréscimo atinge valores
mínimos entre 1000 °C e 1200 °C. Essa redução de resistência pode ser explicada pelas
transformações de natureza química que ocorrem nos minerais hidratados presentes
nesse cimento. A desidratação do cimento promove a formação de partículas muito
finas (desidratadas) que são capazes de reagir no estado sólido e que formam novos
produtos químicos na interface com os agregados. Após a formação das ligações
cerâmicas, as quais ocorrem a uma temperatura de aproximadamente 1200°C, a
resistência à compressão do concreto refratário passa a aumentar (BAZANT et al.,
1996).
Na avaliação do desempenho termo-mecânico dos elementos mistos empregaram-se
dois tipos de concreto: convencional de densidade normal com agregados silicosos (EC-
2/Parte 1-2, 2003) e refratário aluminoso com agregados de chamotas (BAZANT et al.,
1996). A variação da resistência à compressão do concreto refratário aluminoso
(agregados de chamotas) com a temperatura encontra-se ilustrada na Figura 2.21, por
meio dos fatores de redução. Para fins comparativos, a figura contempla também os
fatores de redução do concreto convencional com agregados silicosos.
32
0,00
0,20
0,40
0,60
0,80
1,00
0 200 400 600 800 1000 1200
Temperatura (ºC)
Fa
tor
de
redu
ção
CR
CC
Figura 2.21 – Comparação entre os fatores de redução da resistência à compressão do
concreto convencional e refratário aluminoso (EC-2/Parte 1-2, 2003; BAZANT et al.,
1996).
Diante do gráfico anterior, observa-se que, para temperaturas entre 20ºC e 600ºC, a
redução da resistência à compressão do concreto convencional, com o aumento da
temperatura, ocorre de forma mais suave em relação à redução do concreto refratário.
Porém, para temperaturas a partir de 600ºC, ocorre o inverso e a resistência à
compressão do concreto convencional tende a zero, alcançando este valor a 1200ºC. Por
sua vez, o concreto refratário apresenta um ganho de resistência para temperaturas a
partir de 900ºC, decorrente do processo de formação de ligações cerâmicas.
33
CAPÍTULO 3
3 METODOLOGIA DE ANÁLISE 3.1 Introdução geral Os códigos normativos vigentes sobre o tema orientam que a determinação da
resistência de elementos estruturais em situação de incêndio deve ser feita através de
resultados de ensaios ou por meio de métodos analíticos e avançados de cálculo,
podendo ser obtida também por método tabular ou uma combinação entre ensaios e os
referidos métodos.
De forma geral, os métodos analíticos consistem em procedimentos baseados na carga
de plastificação da seção transversal e na estabilidade do elemento estrutural. No caso
da resistência em situação de incêndio, tais métodos levam em consideração a
degradação das propriedades mecânicas dos materiais com a elevação da temperatura,
porém não consideram o efeito da expansão térmica.
O método tabular possui diversos parâmetros restritivos e consiste no uso de tabelas,
cujos dados de entrada são: TRRF, tipo de seção transversal e nível de carga.
Os métodos avançados proporcionam uma análise realística de toda a estrutura e são
baseados em métodos numéricos como, por exemplo, o Método dos Elementos Finitos
(MEF). A análise avançada é dividida em duas etapas: (i) a primeira consiste no
desenvolvimento e distribuição da temperatura nos elementos estruturais (análise
térmica), (ii) a seguinte consiste na determinação da resposta termo-mecânica da
estrutura (análise estrutural).
A Figura 3.1 apresenta a metodologia empregada nesta dissertação para avaliar o
desempenho termo-mecânico dos elementos de aço e mistos em situação de incêndio.
Conforme apresentado nesta figura, a primeira etapa consiste em obter a distribuição do
campo de temperaturas nas seções transversais dos elementos (análise térmica
transiente). A etapa seguinte consiste em: (i) obter o tempo de falha estrutural dos
elementos isolados para um determinado nível de carregamento (análise estrutural) e (ii)
determinar a variação do esforço resistente com o tempo transcorrido de incêndio.
34
Figura 3.1 – Metodologia de análise termo-mecânica.
As análises térmicas e estruturais foram desenvolvidas através de simulações numéricas
empregando-se o MEF, com o auxílio do programa computacional SAFIR (FRANSSEN
et al., 2008). Entretanto, a variação da resistência estrutural dos elementos de aço e
mistos (aço-concreto), com o tempo transcorrido de incêndio, foi obtida utilizando-se os
procedimentos analíticos de cálculo prescritos pela NBR-14323 (2003).
3.2 Análise numérica – Programa SAFIR 3.2.1 Generalidades O SAFIR (FRANSSEN et al., 2008) é um programa computacional desenvolvido para
análise de estruturas, planas e tridimensionais, à temperatura ambiente e em situação de
incêndio. Este programa, desenvolvido com base na formulação geral do MEF,
incorpora as propriedades térmicas e mecânicas do aço e concreto, em temperaturas
elevadas, prescritas pelos EC-2/Parte 1-2 (2003) e EC-3/Parte 1-2 (2003), conforme
apresentado no Capítulo 2.
Essa ferramenta computacional permite a utilização de diversos tipos de elementos
finitos, procedimentos de cálculo, materiais e curvas de incêndio. O programa pode ser
utilizado para três diferentes tipos de análises: térmica, torsional e estrutural. Os efeitos
da não-linearidade física e geométrica são levados em considerações nas análises, bem
Análise Térmica (MEF – Programa SAFIR)
Elevação da temperatura dos gases do incêndio
Determinação do campo de temperaturas na seção
Análise Estrutural (MEF – SAFIR)
Trajetória de equilíbrio do elemento
Verificação do tempo de falha
Resistência mecânica (NBR 14323)
Variação da resistência com o tempo
Pilar Viga
35
como a consideração dos efeitos dos grandes deslocamentos e da expansão térmica.
Com a sua utilização é possível obter um campo de temperaturas não-uniforme na seção
transversal dos elementos, assim como a evolução dos deslocamentos, deformações e
tensões em função do tempo transcorrido de incêndio.
3.2.2 Análise térmica a) Considerações gerais A distribuição do campo de temperaturas na seção de um elemento é obtida através da
aplicação do MEF nos princípios gerais dos processos de transferência de calor. Os
mecanismos de transferência de calor são: condução, convecção e radiação.
A equação da condução de calor bidimensional, em regime transiente, é dada por:
t
TρcQ
y
T
x
Tc2
2
2
2
∂∂=+
∂∂λ+
∂∂λ ou
t
TρcQT c
2
∂∂=+∇λ Eq. (3.1)
onde: λ – condutividade térmica do material; T – temperatura; Qc – quantidade de calor
gerado no material por unidade de volume; ρ – densidade do material; c – capacidade
térmica; t – tempo.
O fluxo de calor por convecção é determinado através da Lei de Resfriamento de
Newton, traduzida pela seguinte expressão:
( )∞−= TThq sc Eq. (3.2)
onde: h – coeficiente de transferência de calor por convecção; Ts – temperatura na
superfície do corpo; T∞ – temperatura ambiente nas proximidades do corpo.
A transferência de calor por radiação é determinada pela Lei de Stephan-Boltzmann,
conforme a expressão:
( ) ( )[ ]4s
4s
ssr 273T273Tσε
s
Tλq +−+⋅⋅=
∂∂
⋅−= ∞ Eq. (3.3)
sendo: εs – emissividade da superfície do corpo; σ – constante de Stephan-Boltzmann.
36
O MEF resolve por aproximação as Eqs. 3.1, 3.2 e 3.3 na forma variacional. Como a
solução dada pelo MEF é por definição aproximada, tais equações não são satisfeitas
exatamente para os resultados encontrados, gerando um resíduo do domínio
discretizado. Sendo assim, a proposta do MEF é ponderar este resíduo no domínio
usando funções de ponderação. Dentre os métodos de ponderação usualmente
empregados, o programa SAFIR utiliza o método dos resíduos ponderados de Galerkin,
onde as funções de ponderação correspondem às funções de forma. A vantagem desse
método, sobre os demais, é a obtenção das matrizes de capacitância e condutância
térmica simétricas.
Abaixo constam, de forma resumida, algumas características dos elementos finitos
empregados nas análises térmicas desenvolvidas neste trabalho. Foram utilizados
elementos finitos triangulares e quadriláteros.
b) Elemento finito triangular O elemento finito triangular utilizado pelo programa SAFIR é composto por três nós,
conforme a Figura 3.2, sendo que cada nó possui um grau de liberdade correspondente à
temperatura nodal. As funções de forma são lineares, possuindo valor unitário no nó
analisado e zero nos demais.
1
2
x
y
3
(a)
1
x
y
1
3
2
N1
(b)
Figura 3.2 – Elemento finito triangular: (a) geometria do elemento e (b) função de
forma típica.
37
A distribuição de temperaturas no interior do elemento é linear e a expressão para a sua
determinação em um ponto qualquer, em termos de coordenadas cartesianas x e y, pode
ser escrita da seguinte forma:
cybxaT ++= Eq. (3.4)
sendo a, b e c constantes. Considerando as temperaturas nos nós como sendo T1, T2 e T3,
os valores das constantes a, b e c são determinadas substituindo as temperaturas nodais
conhecidas na Eq. 3.4. Desta forma, tem-se:
111 cybxaT ++=
222 cybxaT ++=
333 cybxaT ++= Eq. (3.5)
onde xi, yi, e zi são as coordenadas do nó i. Resolvendo o sistema de equações acima e
substituindo os valores de a, b e c na Eq. 3.4, tem-se:
( ) ( ) ( )[ ]333322221111 TyxTyxTyxA2
1T γ+β+α+γ+β+α+γ+β+α= Eq. (3.6)
onde A é a área do elemento dada pela Eq. 3.7 e os valores de α1, β1 e γ1, por exemplo,
estão apresentados nas Eqs. 3.8 (a), (b) e (c). Os demais valores de αi, βi e γi são obtidos
permutando-se os índices subscritos.
( )231231133221 yxyxyxyxyxyx2
1A −−−++= Eq. (3.7)
23321 yxyxα −=
321 yy −=β
231 xx −=γ
Eq. (3.8)
As funções de forma são escritas da seguinte forma:
( ) 3 2, 1, i , yxA2
1N iiii =γ+β+α= Eq. (3.9)
A matriz de rigidez do elemento finito triangular é dada por:
( ) 2,3 1, j e 3 2, 1, i , dAA4
kK
A
jiji2ij ==γγ+ββ= ∫ Eq. (3.10)
38
Essa matriz de rigidez é simétrica e a sua determinação, nos casos em que a
condutividade térmica varia com a temperatura, somente é possível através da aplicação
de métodos numéricos de integração. O programa SAFIR utiliza o método das
diferenças finitas.
c) Elemento finito quadrilátero O elemento finito quadrilátero de 4 nós utilizado pelo programa SAFIR encontra-se
ilustrado na Figura 3.3. Embora o elemento apresentado abaixo possua os lados
paralelos, o programa SAFIR permite a utilização de elementos quadriláteros de
qualquer geometria. As funções de forma desse elemento, em termos das coordenadas
paramétricas (ξ,η), são:
( )( ) 4 3, 2, 1, i , ηη1ξξ14
1N iii =++= Eq. (3.11)
(a)
1
x
y
1
3
2
N1
4
(b)
Figura 3.3 – Elemento finito quadrilátero: (a) geometria do elemento parametrizado e
(b) função de forma típica.
3.2.3 Análise estrutural a) Considerações gerais O programa SAFIR permite a modelagem 2D e 3D de estruturas utilizando-se, de forma
combinada, diferentes tipos de elementos finitos. As ligações entre elementos adjacentes
podem ser consideradas como sendo rígidas ou rotuladas, não sendo possível a
modelagem de ligações semirígidas.
39
As seções transversais dos elementos estruturais são divididas segundo o modelo das
fibras. No referido modelo, quando da integração das equações de equilíbrio, a seção do
elemento é dividida em fibras permitindo que a mesma tenha diferentes valores de
temperatura, tensões e deformações. Os efeitos da fluência são considerados de forma
implícita nas curvas tensão-deformação.
As análises são desenvolvidas considerando tanto a elevação da temperatura dos
elementos, obtida na análise térmica, como a variação não-linear das propriedades
mecâncias dos materiais. Para cada intervalo de tempo pré-definido, o programa calcula
os esforços internos e verifica o equilíbrio estrutural, com atualização da geometria da
estrutura. Os cálculos prosseguem até o momento em que a matriz de rigidez da
estrutura deixa de ser positivo-definida. Dessa forma, o instante em que ocorre essa
interrupção é considerado o tempo de falha estrutural.
Conforme mencionado no Capítulo 2, o programa SAFIR não permite que o usuário
defina as propriedades mecânicas dos materiais ou modifique as nele incoporadas. Desta
forma, nas análises estruturais dos elementos mistos compostos por concreto refratário
adotaram-se as propriedades mecâncias do concreto convencional, sendo uma hipótese
conservadora para o primeiro, pois o seu elevado desempenho sob altas temperaturas
será negligenciado.
Abaixo constam algumas considerações sucintas sobre o elemento finito de viga-coluna
empregado na análise estrutural dos elementos objetos de estudo desse trabalho.
b) Elemento finito de viga-coluna O elemento finito de viga-coluna espacial presente no programa SAFIR adota na sua
formulação as seguintes considerações:
(i) Hipótese de Bernoulli – a seção transversal do elemento permanece plana sob
flexão;
(ii) A plastificação ocorre somente na direção longitudinal do elemento;
(iii) A torção é considerada não uniforme.
40
A geometria do elemento finito de viga-coluna espacial é definida, conforme a Figura
3.4, pela posição de três nós: um nó em cada extremidade, N1 e N2, com 7 graus de
liberdade (3 translações, 3 rotações e um empenamento) e um terceiro nó, N4, que
define a posição do eixo y local do elemento. O nó N3 é usado para suportar um
adicional grau de liberdade de translação axial.
x
z
y
N1 N3
N2
N4
3
6
1 4
x 2
5
7
1 x
Figura 3.4 – Elemento finito de viga-coluna espacial: (a) nós e eixos locais do
elemento, (b) graus de liberdade dos nós N1 e N2 e (c) grau de liberdade do nó N3.
As integrações para o cálculo da matriz de rigidez do elemento, ao longo do seu
comprimento, são feitas utilizando o Método de Gauss, ao passo que a integração na
seção transversal é feita segundo o modelo das fibras. Durante o processo de integração,
a relação tensão-deformação de cada fibra é analisada. Dessa forma, é possível simular
o efeito da plastificação gradual no elemento.
3.3 Resistência dos elementos estruturais O esforço resistente de cálculo em situação de incêndio, obtido a partir de qualquer
método de dimensionamento, não pode ser tomado com valor superior ao esforço
resistente de cálculo à temperatura ambiente.
Neste trabalho, os pilares terão as suas resistências avaliadas através da força resistente à
compressão axial (NRd), ao passo que as vigas através do momento fletor máximo
resistente de plastificação da seção transversal (Mmax,pl,Rd), conforme a NBR-14323 (2003)
As vigas mistas de aço e concreto que as normas vigentes abordam consistem em um
componente de aço, que pode ser um perfil I ou uma treliça, com uma laje de concreto
acima de sua face superior. Entretanto, no presente trabalho, a concepção de viga mista
consiste em um perfil de aço parcialmente ou totalmente revestido com concreto. Desta
(a) (b) (c)
41
forma, do ponto de vista estrutural, tais vigas trabalharão de forma similar a um pilar
misto sujeito à flexão composta e, portanto, a sua resistência à flexão pode ser
determinada pelo mesmo procedimento apresentado para o momento fletor resistente de
plastificação de pilares mistos.
Para a obtenção da força axial resistente de pilares mistos sob incêndio, o procedimento
analítico normativo (NBR-14323, 2003) prescreve que deve ser adotado o módulo de
elasticidade secante do concreto em situação de incêndio (Ecu,θ), o qual é definido como
sendo a razão entre a tensão máxima de compressão em função da temperatura (fc,θ) e a
deformação correspondente a esta tensão (εc1,θ). Sendo assim, por não se terem
disponíveis as deformações correspondentes às tensões máximas de compressão do
concreto refratário (em função da temperatura) adotaram-se os valores das deformações
do concreto convencional, conforme definido pelo EC-2/Parte 1-2 (2003). Neste
sentido, esta consideração no procedimento de cálculo é conservadora para o concreto
refratário, visto que este material apresenta elevada performance a altas temperaturas,
em comparação ao concreto convencional. Entretanto, os fatores de redução da
resistência à compressão do concreto refratário, definidos na Figura 2.21, foram
incorporados nos procedimentos analíticos de cálculo.
3.4 Modelos estruturais Neste item apresentam-se os modelos estruturais adotados para a avaliação do
desempenho termo-mecânico sob incêndio dos elementos estruturais de aço e mistos
(aço-concreto). Considera-se que tanto os pilares como as vigas sejam integrantes de
uma estrutura industrial de suporte de tubulação, situada dentro de uma área sujeita a
incêndio por todos os lados.
3.4.1 Viga O modelo estrutural adotado para a avaliação do desempenho termo-mecânico das vigas
encontra-se ilustrado na Figura 3.5. A simulação numérica das vigas mistas e de aço foi
feita discretizando-as em 10 elementos finitos de viga-coluna e considerando um
intervalo de tempo, ∆t, igual a 30 segundos.
42
Além da carga de peso próprio (Plinear) e da ação do fogo, considerou-se na análise
estrutural uma carga uniformemente distribuída (q), de tal forma que o momento fletor
máximo no meio do vão (Mv = qL²/8) seja igual a 50% do momento fletor máximo
resistente de plastificação à temperatura ambiente (Mmax,pl,Rd). Desta forma, a carga
uniformemente distribuída é dada por: q = 4 Mmax,pl,Rd / L². Para a viga VM_PPR, q =
72,96 kN/m, ao passo que, para a viga VA_PRF, q = 70,08 kN/m.
L = 500 cm
Plinear + q
Figura 3.5 – Modelo estrutural da viga sob ação de carga estática e do fogo.
3.4.2 Pilar O modelo estrutural adotado para os pilares encontra-se ilustrado na Figura 3.6. Em
todos os pilares, considerou-se uma imperfeição geométrica inicial, δ0, igual a L/1000.
A carga aplicada no topo corresponde a 50% da força axial de compressão resistente de
cálculo à temperatura ambiente (0,5 NRd). A simulação numérica dos pilares mistos e de
aço foi feita discretizando-os em 10 elementos finitos de viga-coluna e considerando um
intervalo de tempo, ∆t, igual a 30 segundos.
L/1000
0,5 NRd
L =
30
0 cm
Figura 3.6 – Modelo estrutural do pilar com imperfeição geométrica inicial sob ação de
carga estática e do fogo.
43
CAPÍTULO 4
4 APLICAÇÕES PARA ESTRUTURAS INDUSTRIAIS DE REFINARIAS DE PETRÓLEO
4.1 Introdução geral Neste capítulo apresentam-se as tipologias de seções transversais propostas e adotadas
para os pilares e as vigas, bem como os resultados obtidos através das análises
numéricas (térmica e estrutural) e dos procedimentos analíticos de cálculo.
Na avaliação do desempenho termo-mecânico sob incêndio dos elementos estruturais
mistos empregaram-se dois tipos de concreto: convencional de densidade normal com
agregados silicosos (EC-2/Parte 1-2, 2003) e refratário aluminoso com agregados de
chamotas (BAZANT et al., 1996). Para ambos os concretos, adotou-se uma única
resistência característica à compressão de valor igual a 30 MPa e a massa específica,
para o cálculo do peso próprio, foi tomada igual a 2300 kg/m³ (EC-2/Parte 1-2, 2003).
Os elementos estruturais de aço avaliados foram protegidos contra o fogo através da
aplicação de argamassa de cimento Portland e concreto refratário aluminoso, formando
uma proteção do tipo contorno com 50 mm de espessura. Em virtude de não se terem
disponíveis as propriedades térmicas da argamassa, adotaram-se as propriedades do
concreto de baixa densidade (EC-4/Parte 1-2, 2003) apresentadas anteriormente no
Capítulo 2, embora a condutividade térmica da argamassa de cimento Portland seja maior
que a do concreto de baixa densidade. Na prática, as elevações da temperatura nas seções
metálicas revestidas por argamassa serão maiores que as estimadas através desta
consideração. Para a obtenção do peso próprio dos elementos estruturais de aço protegidos,
a massa específica do fireproofing foi tomada igual a 1800 kg/m³. Cabe ressaltar que a
resistência mecânica do fireproofing não é considerada na determinação da capacidade
resistente do elemento protegido, assumindo somente a função de isolamento térmico.
O módulo de elasticidade do aço estrutural e das barras da armadura, Ea, foi tomado
igual a 205 GPa. Adotou-se, para as barras da armadura, o aço CA-50, cuja resistência
ao escoamento, fs, é igual a 500 MPa. Os aços estruturais adotados para os perfis são: (i)
ASTM A36 (fs = 250 MPa), (ii) ASTM A572 Gr 50 (fs = 345 MPa) , (iii) VMB 300 (fs =
300 MPa] e (iv) VMB 350 (fs = 350 MPa).
44
4.2 Tipologias propostas 4.2.1 Pilares A configuração da seção transversal dos pilares foi escolhida de forma que os valores
das suas forças axiais resistentes de cálculo à plastificação total (Npl,Rd) fossem
similares, tomando como base uma seção transversal em aço (HP 250 x 85) usualmente
empregada nas estuturas de refinarias de petróleo. Além disso, a geometria da seção
transversal foi definida de modo a atender os requisitos normativos prescritos pelas
normas NBR-8800 (2008) e NBR-14323 (2003), as quais tratam do dimensionamento
de pilares à temperatura ambiente e em situação de incêndio, respectivamente.
As Tabelas 4.1 e 4.2 apresentam, respectivamente, as características das seções
transversais dos pilares formados por perfis H e dos formados por perfis tubulares. A
Figura 4.1 contempla os valores das forças axiais resistentes de cálculo à plastificação
total das seções transversais propostas para os pilares. Observa-se que as forças de cada
tipologia possuem a mesma ordem de grandeza. As maiores variações encontradas,
tomando como base o pilar de aço revestido com fireproofing (PA_PRF), são da ordem
de +2,8 % para o pilar PM_PTCP e -2,1 % para o pilar PM_PTCR.
3386 3443 34983332 3442 3403
0
1000
2000
3000
4000
Npl
,Rd (
kN)
Figura 4.1 – Forças axiais resistentes à plastificação total das seções transversais
propostas para os pilares.
45
Tabela 4.1 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis H.
Seção Geometria (dimensões: cm) Propriedades
Pilar misto
formado por
perfil de aço
totalmente
revestido
com concreto
(PM_PTR)
o Perfil: W 150 x 37,1
o Φbarra = 16 mm
o Aa = 47,8 cm²
o Ac = 844,16 cm²
o As = 8,04 cm²
o fy = 345 MPa
o fs = 500 MPa
o fc = 30 MPa
o Npl,Rd = 3386 kN
o Plinear = 2,31 kN/m
Pilar misto
formado por
perfil de aço
parcialmente
revestido
com concreto
(PM_PPR)
o Perfil: W 250 x 73
o Φbarra = 16 mm
o Aa = 92,7 cm²
o Ac = 541,88 cm²
o As = 8,04 cm²
o fy = 250 MPa
o fs = 500 MPa
o fc = 30 MPa
o Npl,Rd = 3443 kN
o Plinear = 2,0 kN/m
Pilar de aço
formado por
perfil
revestido
com
fireproofing
(PA_PRF)
(dimensões em cm)
o Perfil: HP 250 x 85
o Aa = 108,5 cm²
o A fireproofing = 860 cm²
o fy = 345 MPa
o Npl,Rd = 3403 kN
o Plinear = 2,40 kN/m
46
Tabela 4.2 – Características das seções transversais dos pilares formados por perfis
tubulares.
Seção Geometria (dimensões: cm) Propriedades
Pilar misto
formado por
perfil tubular
circular de aço
preenchido
com concreto
(PM_PTCP)
o Perfil: D = 273 mm
o Φbarra = 16 mm
o Aa = 65 cm²
o Ac = 504,28 cm²
o As = 16,08 cm²
o fy = 300 MPa
o fs = 500 MPa
o fc = 30 MPa
o Npl,Rd = 3498 kN
o Plinear = 1,67 kN/m
Pilar misto
formado por
perfil tubular
circular de aço
revestido com
concreto
(PM_PTCR)
o Perfil: D = 168,3 mm
o Φbarra = 12,5 mm
o Aa = 69,1 cm²
o Ac = 677,54 cm²
o As = 5,0 cm²
o fy = 300 MPa
o fs = 500 MPa
o fc = 30 MPa
o Npl,Rd = 3332 kN
o Plinear = 2,1 kN/m
Pilar misto
formado por
perfil tubular
quadrado de
aço
preenchido
com concreto
(PM_PTQP)
o Perfil: b = 245 mm
o Φbarra = 12,5 mm
o Aa = 70,9 cm²
o Ac = 534,26 cm²
o As = 5,0 cm²
o fy = 350 MPa
o fs = 500 MPa
o fc = 30 MPa
o Npl,Rd = 3442 kN
o Plinear = 1,8 kN/m
47
4.2.2 Vigas De forma semelhante ao realizado para os pilares, a configuração da seção transversal
das vigas foi escolhida de tal forma que os seus momentos fletores resistentes de
plastificação de cálculo (Mpl,Rd) apresentassem a mesma ordem de grandeza. A Tabela
4.3 contempla as características das seções transversais propostas para as vigas.
Tabela 4.3 – Características das seções transversais propostas para as vigas.
Viga mista
formada por
perfil de aço
parcialmente
revestido
com concreto
(VM_PPR)
o Perfil: HP 310 x 79
o Φbarra = 16 mm
o Aa = 100 cm²
o Ac = 807 cm²
o As = 8,04 cm²
o fy = 345 MPa
o fs = 500 MPa
o fc = 30 MPa
o Mx,pl,Rd = 443 kNm
o Plinear = 2,80 kN/m
Viga de aço
formada por
perfil
revestido
com
fireproofing
(VA_PRF)
o Perfil: W 250 x 101
o Aa = 128,7 cm²
o A fireproofing = 865 cm²
o fy = 345 MPa
o Mx,pl,Rd = 438 kNm
o Plinear = 2,60 kN/m
48
4.3 Resultados no domínio da temperatura 4.3.1 Introdução geral Neste item apresenta-se (i) a variação dos campos de temperaturas nas seções
transversais dos elementos estruturais de aço e mistos, em função do tempo transcorrido
de incêndio, bem como (ii) a evolução da temperatura em regiões específicas da seção.
As análises térmicas foram desenvolvidas considerando todas as faces da seção
transversal dos elementos expostas ao incêndio de hidrocarbonetos (curva “H”).
As propriedades térmicas do aço, concreto convencional de cimento Portland e concreto
refratário aluminoso, empregadas nas análises térmicas, estão apresentadas no Capítulo
2. Para o aço e concreto convencional, foram utilizadas as propriedades térmicas não-
lineares, em função da temperatura, previstas pelos códigos normativos vigentes sobre o
tema. Entretanto, para o concreto refratário, foram empregados os valores disponíveis
em BAZANT et al. (1996).
4.3.2 Pilares a) Distribuição do campo de temperaturas As Figuras 4.2 a 4.7 ilustram a distribuição dos campos de temperaturas, para diferentes
instantes do tempo transcorrido de incêndio, nas seções transversais dos pilares: (i)
PM_PTR, (ii) PM_PPR, (iii) PA_PRF, (iv) PM_PTCP, (v) PM_PTCR e (vi)
PM_PTQP. Além disso, essas figuras apresentam a malha de elementos finitos
empregada para a discretização da seção transversal. A partir da observação dos
resultados apresentados, destaca-se que: (i) os núcleos das seções dos pilares mistos
compostos por CR apresentam temperaturas inferiores aos dos pilares compostos por
CC, visto que as propriedades térmicas do CR são melhores quando comparadas com as
do CC; (ii) em relação ao pilar de aço revestido por fireproofing (PA_PRF), as
variações dos campos de temperaturas da seção revestida por ARG e CR não
apresentam diferenças significativas, uma vez que as propriedades térmicas adotadas
para estes dois materiais são similares.
49
t = 30 min.
(CC)
(CR)
t = 60 min.
(CC)
(CR)
t = 90 min.
(CC)
(CR)
t = 120 min.
(CC)
(CR)
Figura 4.2 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
50
t = 30 min.
(CC)
(CR)
t = 60 min.
(CC)
(CR)
t = 90 min.
(CC)
(CR)
t = 120 min.
(CC)
(CR)
Figura 4.3 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
51
t = 30 min.
(ARG)
(CR)
t = 60 min.
(ARG)
(CR)
t = 90 min.
(ARG)
(CR)
t = 120 min.
(ARG)
(CR)
Figura 4.4 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
52
t = 30 min.
(CC)
(CR)
t = 60 min.
(CC)
(CR)
t = 90 min.
(CC)
(CR)
t = 120 min.
(CC)
(CR)
Figura 4.5 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTCP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
53
t = 30 min.
(CC)
(CR)
t = 60 min.
(CC)
(CR)
t = 90 min.
(CC)
(CR)
t = 120 min.
(CC)
(CR)
Figura 4.6 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTCR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
54
t = 30 min.
(CC)
(CR)
t = 60 min.
(CC)
(CR)
t = 90 min.
(CC)
(CR)
t = 120 min.
(CC)
(CR)
Figura 4.7 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal do pilar
PM_PTQP, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
55
b) Elevação da temperatura em regiões específicas da seção transversal As Figuras 4.8 (a - c) apresentam a elevação da temperatura, em função do tempo
transcorrido de incêndio, na alma e na mesa das seções transversais dos pilares
formados por perfis H. As curvas de aquecimento para as barras de aço da armadura
encontram-se ilustradas nas Figuras 4.9 (a) e (b).
Figura 4.8 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) das seções
transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CC
A
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CC
B
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(o C)
CR
CC
A
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(o C)
CR
CC
B
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
ARGA
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
per
atu
ra (
ºC)
CR
ARGB
(a)
(b)
(c)
56
(a)
(b)
Figura 4.9 – Elevação da temperatura na barra de aço da armadura (ponto C) das seções
transversais dos pilares formados por perfis H: (a) PM_PTR e (b) PM_PPR.
Conforme observado na Figura 4.8 (a), a elevação da temperatura na alma (ponto A) e
na mesa (ponto B) do perfil de aço da seção do pilar PM_PTR ocorre de forma menos
acentuada em relação aos demais pilares formados por perfis H, devido à proteção
proporcionada pela espessa camada de concreto ao aço. Durante os 120 minutos do
incêndio postulado, a temperatura máxima atingida pela alma (ponto A) foi de 365ºC
para o CC e 267ºC para o CR, sendo que na mesa (ponto B) foi de 423ºC para o CC e
315ºC para o CR.
A curva de aquecimento da mesa do perfil de aço (ponto B) da seção do pilar PM_PPR
(Figura 4.8 (b)) se assemelha à curva de crescimento da temperatura dos gases do
incêndio postulado (curva “H”), em virtude da exposição direta do aço ao fogo. A
elevação da temperatura na alma (ponto A) da seção desse pilar é menor, até o instante
de tempo igual a 90 minutos, quando da utilização do CC. Embora a condutividade
térmica do CC seja maior que a do CR, a difusividade térmica entre a alma do perfil
(maior temperatura, devido à continuidade mesa/alma) e a massa de concreto (menor
temperatura) é menor para o CR. Após os 90 minutos ocorre o equilíbrio térmico e as
elevações da temperatura para os dois tipos de concreto se igualam. No instante de
tempo igual a 120 minutos, as temperaturas na alma (726ºC) e na mesa (1035ºC) do
perfil metálico desta seção transversal são bem maiores que as obtidas para o pilar
PM_PTR.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)CR
CCC
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(o C)
CR
CCC
57
No pilar de aço revestido com fireproofing (PA_PRF), até o instante de tempo igual a
90 minutos, a elevação da temperatura no perfil de aço revestido por ARG é um pouco
maior em relação ao revestido por CR. Para o tempo de 120 minutos, as temperaturas
obtidas na alma e mesa, para ambos os tipos de revestimento, foram, respectivamente,
de 665ºC e 730ºC. Observa-se que estas temperaturas são maiores que as atingindas
pela alma e mesa da seção transversal do pilar PM_PTR.
As curvas de aquecimento das barras de aço das armaduras dos pilares PM_PTR e
PM_PPR, ilustradas nas Figuras 4.9 (a) e (b), mostram que o emprego do CR
proporciona benefícios ao desempenho térmico das seções transversais. No instante de
tempo igual a 120 minutos, as temperaturas máximas obtidas nas barras de aço da
armadura possuem a mesma ordem de grandeza, pois os seus cobrimentos (5 cm), em
ambas as tipologias, são similares: (i) PM_PTR – 726ºC [CC] e 703ºC [CR] e (ii)
PM_PPR – 777ºC [CC] e 724ºC [CR].
Com relação aos pilares formados por perfis tubulares, as Figuras 4.10 (a - c) ilustram a
elevação da temperatura (em função do tempo de exposição ao fogo) no aço e na barra
de aço da armadura de suas seções transversais, ao passo que as Figuras 4.11 (a) e (b)
contemplam as curvas de aquecimento para o núcleo central. De acordo com as Figuras
4.10 (a) e (c), as curvas de aquecimento, nos perfis tubulares (ponto A) das seções
transversais dos pilares PM_PTCP e PM_PTQP, se assemelham à curva de incêndio
empregada nas análises térmicas (curva “H”), devido à exposição direta da seção
metálica ao fogo. Na seção tubular do pilar PM_PTCR (Figura 4.10 (b)), as
temperaturas máximas encontradas foram de 518ºC para o CC e 362ºC para o CR, sendo
a maior diferença (156ºC) encontrada nos perfis de aço dentre todas as tipologias de
seções transversais propostas. Os núcleos da massa de concreto das seções dos pilares
PM_PTCP e PM_PTQP (Figuras 4.11 (a) e (b)) apresentaram, para o tempo de 120
minutos, as seguintes temperaturas, respectivamente: (i) 488ºC [CC] e 313ºC[CR] e (ii)
465ºC [CC] e 290ºC [CR]. As temperaturas máximas atingidas pelas barras de aço da
armadura destas 3 (três) tipologias foram: (i) PM_PTCP – 677ºC [CC] e 600ºC [CR],
(ii) PM_PTCR – 713ºC [CC] e 650ºC [CR] e (iii) PM_PTQP – 702ºC [CC] e 640ºC
[CR].
58
Figura 4.10 – Elevação da temperatura no aço (ponto A) e na barra de aço da armadura
(ponto B) das seções transversais dos pilares formados por perfis tubulares:
(a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CC
A
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CCA
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CC
A
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CC
B
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CCB
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CC
B
(a)
(b)
(c)
59
(a)
(b)
Figura 4.11 – Elevação da temperatura no núcleo central (ponto C) das seções
transversais dos pilares formados por perfis tubulares: (a) PM_PTCP e (b) PM_PTQP.
Comparando as elevações da temperatura nos perfis de aço das seções transversais
totalmente revestidas por concreto (ver Figuras 4.8 (a) e 4.10 (b)) com a elevação na
seção metálica revestida por fireproofing (Figura 4.8 (c)), constata-se que a seção
transversal do pilar PM_PTR composto por CR apresenta melhor desempenho térmico.
As temperaturas máximas atingidas pelos perfis de aço das seções dos pilares PM_PTR,
PM_PTCR e PA_PRF foram, respectivamente: (i) 423ºC [CC] e 315ºC[CR], (ii) 518ºC
[CC] e 362ºC [CR] e (iii) 730ºC [ARG e CR].
4.3.3 Vigas a) Distribuição do campo de temperaturas As Figuras 4.12 e 4.13 ilustram, respectivamente, a distribuição dos campos de
temperaturas, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio, nas seções
transversais da viga mista (VM_PPR) e de aço (VA_PRF). Além disso, essas figuras
apresentam a malha de elementos finitos empregada para a discretização das suas seções.
Como as seções transversais destas vigas são semelhantes às dos pilares PM_PPR e
PA_PRF, os fluxos de calor no seu interior se equiparam. Entretanto, as temperaturas
encontradas nas seções destas vigas são diferentes das obtidas nas seções dos referidos
pilares, em virtude da diferença dos seus fatores de massividade.
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)CR
CC
C
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
CCC
60
t = 30 min.
(CC)
(CR)
t = 60 min.
(CC)
(CR)
t = 90 min.
(CC)
(CR)
t = 120 min.
(CC)
(CR)
Figura 4.12 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal da viga
VM_PPR, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
61
t = 30 min.
(ARG)
(CR)
t = 60 min.
(ARG)
(CR)
t = 90 min.
(ARG)
(CR)
t = 120 min.
(ARG)
(CR)
Figura 4.13 – Distribuição do campo de temperaturas na seção transversal da viga
VA_PRF, para diferentes instantes do tempo transcorrido de incêndio.
62
b) Elevação da temperatura em regiões específicas da seção transversal As Figuras 4.14 (a) e (b) mostram a elevação da temperatura na alma (ponto A) e na
mesa (ponto B) dos perfis metálicos que compõem as seções transversais das vigas.
Figura 4.14 – Elevação da temperatura na alma (ponto A) e na mesa (ponto B) dos
perfis metálicos das seções transversais das vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.
A temperatura máxima atingida pela alma (ponto A) da seção metálica que compõem a
viga VM_PPR foi de 602ºC para o CC e 628º para o CR, ao passo que, para a viga
VA_PRF, a temperatura máxima foi de 660ºC tanto para a ARG quanto para o CR.
Observa-se que as temperaturas máximas atingidas pela alma do perfil de aço são
diferentes para o CC e CR, conforme ilustrado na Figura 4.14 (a). Comparando com a
seção do pilar PM_PPR (ver Figura 4.8 (b)), nota-se que, as temperaturas máximas
atingindas pela alma (ponto A) para o CC e CR, divergem à medida que se aumenta a
massa de concreto entre as mesas dos perfis e, consequentemente, a inércia térmica da
seção. As temperaturas máximas atingidas pela mesa (ponto B) das vigas VM_PPR e
VA_PRF foram, respectivamente: (i) 1010ºC [CC e CR] e (ii) 690ºC [ARG e CR].
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
per
atu
ra (o C
)
CR
CCA
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)T
empe
ratu
ra (o C
)
CR
CC
B
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
ARGA
'''''
0
200
400
600
800
1000
1200
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Tem
pera
tura
(ºC
)
CR
ARGB
(a)
(b)
63
4.4 Comportamento estrutural: resposta termo-mecânica 4.4.1 Introdução geral Este item contempla os resultados das análises termo-mecânicas dos elementos estruturais
de aço e mistos frente ao fogo de hidrocarbonetos. Apresentam-se para os pilares e as
vigas, respectivamente, as variações da resistência à compressão axial e do momento
fletor resistente de plastificação com o tempo transcorrido de incêndio, obtidas através da
utilização dos procedimentos analíticos de cálculo estabelecidos pela NBR-14323 (2003).
Além disso, apresentam-se as trajetórias de equilíbrio dos deslocamentos (vs. tempo de
incêndio) desses elementos para um determinado nível de carregamento (0,5 NRd), obtidas
através das simulações numéricas realizadas com o auxílio do programa SAFIR.
4.4.2 Pilares As variações da resistência à compressão axial dos pilares formados por perfis H, em
função do tempo transcorrido de incêndio, estão ilustradas nas Figuras 4.15 (a - c) e
dos pilares formados por perfis tubulares nas Figuras 4.16 (a - c).
No instante de tempo igual a 120 minutos, a resistência do pilar PM_PTR é da ordem
de 44%, para o CC, e 55%, para o CR, da sua resistência à temperatura ambiente,
conforme ilustrado na Figura 4.15 (a). O pilar de aço revestido por fireproofing
(PA_PRF), embora preserve a sua resistência à temperatura ambiente durante 60
minutos (Figura 4.15 (c)), apresenta, para o tempo de 120 minutos, 25% da resistência
à temperatura ambiente (para ambos os revestimentos). Os pilares mistos PM_PPR,
PM_PTCP e PM_PTQP (Figuras 4.15 (b), 4.16 (a) e (c)) sofrem perda de resistência e
rigidez de forma severa nos instantes iniciais (30 min.) e as suas resistências, depois
de transcorrido 120 minutos, são inferiores, tanto para o CC como o CR, a 20% da
estabelecida em temperatura ambiente. Observando a Figura 4.16 (b), nota-se que o
pilar PM_PTCR composto por CR apresenta melhor desempenho tanto durante o
incêndio quanto na resistência aos 120 minutos, pois a redução ocorre de forma
gradual e conserva 77% da resistência à temperatura ambiente. De modo geral, as
Figuras 4.15 e 4.16 mostram que o emprego do CR proporcionou ganho de resistência.
As diferenças percentuais entre as resistências dos pilares mistos compostos por CC e
CR, bem como dos pilares de aço revestidos por ARG e CR, estão apresentadas no
Anexo A.
64
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
CR
CC
NRd = 2698 kN
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
CR
CC
NRd = 3028 kN
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
CR
ARG
NRd = 2885 kN
Figura 4.15 – Variação da resistência à compressão axial normalizada dos pilares
formados por perfis de aço H, em função do tempo transcorrido de incêndio:
(a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF.
(a)
(b)
(c)
65
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
CR
CC
NRd = 3182 kN
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
CR
CC
NRd = 2814 kN
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
CR
CC
NRd = 3203 kN
Figura 4.16 – Variação da resistência à compressão axial normalizada dos pilares
formados por perfis de aço tubulares, em função do tempo transcorrido de incêndio:
(a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP.
(a)
(b)
(c)
66
As Figuras 4.17 e 4.18 ilustram, de forma resumida, as curvas de redução da resistência
à compressão axial dos pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG,
bem como dos pilares mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR,
respectivamente.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
Figura 4.17 – Comparação entre os valores da resistência à compressão axial
normalizada dos pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG, em
função do tempo transcorrido de incêndio.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Nfi,
Rd
/ NR
d
Figura 4.18 – Comparação entre os valores da resistência à compressão axial
normalizada dos pilares mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR, em
função do tempo transcorrido de incêndio.
67
Observa-se que a redução da resistência à compressão axial dos pilares – cujos perfis de
aço estão diretamente expostos ao fogo (PM_PPR, PM_PTCP e PM_PTQP) – ocorre de
forma severa durante os 30 minutos inciais do incêndio postulado (t = 30 min.), tanto
para o CC como para o CR, pois a seção metálica exposta ao fogo perde resistência e
rigidez de forma rápida. Entretanto, a redução da resistência dos pilares mistos – cujos
perfis de aço estão totalmente revestidos por concreto (PM_PTCR e PM_PTR) – se
inicia a partir do instante de tempo igual a 30 minutos, porém, a partir desse período, ela
ocorre de forma atenuada durante todo o incêndio. Com relação ao pilar de aço
(PA_PRF) revestido com fireproofing, a redução da resistência à compressão axial
inicia-se a partir do instante de tempo igual a 60 minutos, quando da utilização do CR.
Por outro lado, a partir desse instante, a curva de redução do esforço resistente
apresenta, independente do tipo de revestimento, maior inclinação em relação às curvas
dos pilares mistos totalmente revestidos por concreto (PM_PTCR e PM_PTR). Dentre
os pilares formados por perfis H, o pilar PM_PTR apresenta o melhor desempenho
termo-mecânico sob condições de incêndio, ao passo que o pilar PM_PTCR apresenta o
melhor desempenho dentre todas as tipologias propostas.
Visando avaliar a parcela de contribuição de cada material na resistência à compressão
axial dos pilares, foram plotadas, de forma independente, as forças axiais resistentes em
situação de incêndio do aço (Nfi,pl,a,Rd = fy,θ Aa), do concreto (Nfi,pl,c,Rd = fc,θ Ac) e da
armadura (Nfi,pl,s,Rd = fs,θ As). Nesse cálculo, foram consideradas as contribuições de
temperatura (e respectiva redução de resistência) de cada fibra que compõe a seção
transversal dos pilares. As Figuras 4.19 e 4.20 ilustram as variações da resistência axial
de cada material dos pilares formados por perfis H (PM_PTR e PM_PPR) durante o
incêndio postulado, enquanto as Figuras 4.21 a 4.23 apresentam para os pilares
formados por perfis tubulares (PM_PTCP, PM_PTCR e PM_PTQP). Conforme
mencionado no item 4.1, a resistência mecânica do fireproofing não é computada
quando da determinação da capacidade resistente do elemento estrutural de aço
protegido e, portanto, a sua resistência é governada somente pela parcela de
contribuição do perfil metálico.
68
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al
(Nfi,
pl,i
,Rd
/ Npl
,i,R
d)
aço
CC
armadura
(a) CC
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
nci
a a
xia
l (N
fi,pl
,i,R
d / N
pl,i
,Rd)
aço
CR
armadura
Npl,a,Rd = 1473 kN
Npl,c,Rd = 1539 kN
Npl,s,Rd = 348 kN
(b) CR
Figura 4.19 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTR em
função do tempo transcorrido de incêndio.
Conforme os gráficos das Figuras 4.19 (a) e (b), observa-se que o perfil de aço mantém
a sua resistência à plastificação, em temperatura ambiente, inalterada durante todo o
incêndio postulado, tanto para o pilar composto por CC quanto para o composto por
CR. Nota-se também que a curva de redução da resistência à compressão do CR ocorre
de forma mais suave quando comparada com a do CC e, para o tempo de 120 minutos,
tal redução no CC é de 37%, ao passo que no CR é de 16%. Além disso, para esse
mesmo instante de tempo (120 min.), a resistência do CR é 33% maior que a do CC.
69
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
nci
a a
xia
l(N
fi,pl
,i,R
d / N
pl,i
,Rd)
aço
CC
armadura
(a) CC
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
nci
a a
xia
l(N
fi,pl
,i,R
d / N
pl,i
,Rd)
aço
CR
armadura
Npl,a,Rd = 2078 kN
Npl,c,Rd = 985 kN
Npl,s,Rd = 445 kN
(b) CR
Figura 4.20 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PPR em
função do tempo transcorrido de incêndio.
Observa-se, nos gráficos das Figuras 4.20 (a) e (b), que a resistência desse pilar durante
o incêndio postulado é governada pela parcela de resistência do concreto, visto que o
perfil de aço está diretamente exposto ao fogo. A resistência do perfil de aço, para
ambos os concreto, sofre redução da ordem de 75% durante os 30 minutos iniciais de
incêndio. A redução da resistência do CR ocorre de forma mais suave que a do CC ao
longo do incêndio e, para o instante de tempo igual a 120 minutos, tal redução no CC é
de 75%, à medida que no CR é de 40%. Além disso, para esse mesmo instante de tempo
(120 min.), a resistência do CR é da ordem de 146% maior que a do CC.
70
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al
(Nfi,
pl,i
,Rd
/ Npl
,i,R
d)
aço
CC
armadura
(a) CC
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al
(Nfi,
pl,i
,Rd
/ Npl
,i,R
d)
aço
CR
armadura
Npl,a,Rd = 1764 kN
Npl,c,Rd = 1027 kN
Npl,s,Rd = 699 kN
(b) CR
Figura 4.21 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCP em
função do tempo transcorrido de incêndio.
Conforme apresentado nos gráficos das Figuras 4.21 (a) e (b), nota-se que a resistência
da seção tubular metálica, para ambos os concretos, praticamente se anula durante os 30
minutos iniciais do incêndio, devido à exposição direta do perfil de aço ao fogo. Com
relação à redução da resistência dos concretos, o CC apresenta, para o instante de tempo
igual a 120 minutos, redução da ordem de 62%, enquanto no CR de 34%. Para esse
mesmo tempo (120 min.), a resistência do CR é 72% maior que a do CC.
71
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al
(Nfi,
pl,i
,Rd
/ Npl
,i,R
d)
açoCCarmadura
(a) CC
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al
(Nfi,
pl,i
,Rd
/ Npl
,i,R
d)
açoCRarmadura
Npl,a,Rd = 1883 kN
Npl,c,Rd = 1225 kN
Npl,s,Rd = 228 kN
(b) CR
Figura 4.22 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTCR em
função do tempo transcorrido de incêndio.
De acordo com os gráficos das Figuras 4.22 (a) e (b), a resistência do perfil de aço
permanece inalterada durante todo o incêndio para o pilar composto por CR. Entretanto,
quando da utilização do CC, a resistência à plastificação do perfil de aço, para o tempo
de 120 minutos, sofre redução de 20%. Tratando-se da resistência dos concretos, nota-se
que, no instante de tempo igual a 120 minutos, a resistência do CC sofre redução de
63%, ao passo que no CR é de 31%. Nesse mesmo instante de tempo (120 min.), a
resistência do CR é 87% maior que a do CC.
72
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al
(Nfi,
pl,i
,Rd
/ Npl
,i,R
d)
aço
CC
armadura
(a) CC
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Res
istê
ncia
axi
al(N
fi,pl
,i,R
d / N
pl,i
,Rd)
aço
CR
armadura
Npl,a,Rd = 2255 kN
Npl,c,Rd = 971 kN
Npl,s,Rd = 272 kN
(b) CR
Figura 4.23 – Resistência axial normalizada de cada material do pilar PM_PTQP em
função do tempo transcorrido de incêndio.
De forma similar ao que ocorre para o pilar PM_PTCP, a resistência do perfil de aço,
para ambos os concretos, praticamente se anula durante os 30 minutos iniciais do
incêndio postulado, devido à exposição direta da seção metálica ao fogo. Com relação à
redução da resistência dos concretos, o CC apresenta, para o instante de tempo de 120
minutos, redução da ordem de 60%, enquanto no CR de 29%. Nesse mesmo instante de
tempo (120 min.), a resistência do CR é 80% maior que a do CC.
73
As Figuras 4.24 (a - c) apresentam as trajetórias de equilíbrio do deslocamento
transversal (vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares
formados por perfis H. As Figuras 4.25 (a - c) ilustram as trajetórias de equilíbrio do
deslocamento transversal para os pilares formados por perfis tubulares.
De acordo com as Figuras 4.24 (a) e 4.25 (b), observa-se que, depois de transcorrido 90
minutos desde o início do incêndio postulado, ocorre, para o nível de carregamento
definido (0,5 Nrd), a formação de um mecanismo plástico de colapso na região estudada
dos pilares PM_PTR e PM_PTCR compostos por CC. Entretanto, quando compostos
por CR, não ocorre falha estrutural durante os 120 minutos de incêndio.
Nota-se, através dos gráficos das Figuras 4.24 (b) e (c), que nos instantes de tempo
iguais a 25 e 70 minutos ocorre falha estrutural nos pilares PM_PPR e PA_PRF,
respectivamente, devido à formação de um mecanismo plástico de colapso na região
estudada.
Para os pilares PM_PTCP e PM_PTQP, nos instantes inciais do incêndio (i.e, até 3 e 5
minutos, respectivamente), a trajetória de equilíbrio é caracterizada pela expansão
térmica dos materiais (aço e concreto), ocasionando um significativo alongamento axial
longitudinal das seções. Tal efeito é pontecializado pela exposição da seção metálica
tubular ao fogo. Entretanto, no instante onde o aço atinge temperaturas superiores a
400ºC (10 minutos; ver Figuras 4.10 (a) e (c)), ocorre uma significativa erosão de suas
propriedades mecânicas (resistência e rigidez, conforme a Figura 2.16), resultando na
inversão da trajetória original. Esse comportamento permenece por um curto intervalo
de tempo (cerca de 6 e 3 minutos). Com a recuperação da trajetória original, isto é, com
a progressiva redução das propriedades mecânicas dos materiais (aço e concreto), o
colapso é observado, na região estudada, nos instantes de tempo iguais a 30 e 12
minutos, respectivamente, conforme apresentado nas Figuras 4.25 (a) e (c).
74
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
CR
CC
δ
0,5 NRd = 1349 kN
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
CR
CC
δ
0,5 NRd = 1514 kN
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
CRARG
δ
0,5 NRd = 1443 kN
Figura 4.24 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento transversal (vs. tempo
transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço H:
(a) PM_PTR, (b) PM_PPR e (c) PA_PRF.
(a)
(c)
(b)
75
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
CR
CC
δ
0,5 NRd = 1591 kN
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
CR
CC
δ
0,5 NRd = 1407 kN
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
CR
CC
δ
0,5 NRd = 1602 kN
Figura 4.25 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento transversal (vs. tempo
transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares formados por perfis de aço
tubulares: (a) PM_PTCP, (b) PM_PTCR e (c) PM_PTQP.
(b)
(a)
(c)
76
As Figuras 4.26 e 4.27 apresentam, de forma resumida, as trajetórias de equilíbrio do
deslocamento transversal (vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos
pilares mistos de aço-CC e do pilar de aço revestido por ARG, assim como dos pilares
mistos de aço-CR e do pilar de aço revestido por CR, respectivamente.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
δ
0,5 NRd
Figura 4.26 – Comparação entre as trajetórias de equilíbrio do deslocamento transversal
(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CC
e do pilar de aço revestido por ARG.
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ (
cm)
δ
0,5 NRd
Figura 4.27 – Comparação entre as trajetórias de equilíbrio do deslocamento transversal
(vs. tempo transcorrido de incêndio) a meia altura do vão dos pilares mistos de aço-CR
e do pilar de aço revestido por CR.
77
A partir das figuras anteriores, constata-se que, nos pilares cujos perfis de aço estão
diretamente expostos ao fogo (PM_PPR, PM_PTCP e PM_PTQP), ocorre, para ambos
os concretos, falha estrutural logo nos instantes iniciais do incêndio postulado (t ≤ 30
min. Além disso, apenas nos pilares mistos revestidos por CR (PM_PTCR e PM_PTR)
não ocorre falha estrutural durante os 120 minutos de incêndio.
4.4.3 Vigas As Figuras 4.28 (a) e (b) apresentam as variações do momento fletor máximo resistente
de plastificação, com o tempo transcorrido de incêndio, das vigas mistas e de aço,
respectivamente.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Mfi,
max
,pl,x
,Rd /
Mm
ax,p
l,x,R
d
CR
CC
M max,pl,x,Rd = 456 kNm
(a) VM_PPR
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Mfi,
max
,pl,x
,Rd /
Mm
ax,p
l,x,R
d
CR
ARG
M max,pl,x,Rd = 438 kNm
(b) VA_PRF
Figura 4.28 – Variação do momento fletor máximo resistente de plastificação
normalizado das vigas, em função do tempo transcorrido de incêndio.
78
Observa-se nas figuras anteriores que, até o instante de tempo igual a 60 minutos, o
momento fletor resistente da viga de aço (VA_PRF) manteve-se inalterado e a
resistência ao momento da viga mista (VM_PPR), para ambos os concretos, reduziu-se
em 80% em relação à estabelecida à temperatura ambiente. Para o tempo de 120
minutos, a resistência ao momento fletor das vigas VA_PRF e VM_PPR são,
respectivamente, iguais a 35 e 10% do momento resistente à temperatura ambiente. As
diferenças percentuais entre os momentos resistentes da viga mista composta por CC e
CR, assim como da viga de aço revestida por ARG e CR, encontram-se no Anexo B.
A Figura 4.29 apresenta, de forma resumida, as curvas de redução da resistência ao
momento fletor da viga de aço (VA_PRF) e mista (VM_PPR). Semelhante ao pilar
PM_PPR, o momento fletor resistente da viga mista (VM_PPR) se reduz de forma
brusca durante os 30 minutos iniciais do incêndio, devido à exposição direta do perfil
metálico ao fogo, ocasionando perda rápida de resistência e rigidez. Portanto, a
resistência ao momento fletor desta viga, durante o incêndio, é governada pela
resistência do concreto. Na viga de aço revestida com fireproofing (VA_PRF), a
redução do momento fletor resistente também só se inicia a partir do instante de tempo
igual a 60 minutos e, logo em seguida, decresce de forma severa. Sendo assim, constata-
se que a viga de aço revestida por fireproofing apresenta melhor desempenho ao fogo.
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Mfi,
max
,pl,x
,Rd /
Mm
ax,p
l,x,R
d
VM_PPR - CC
VM_PPR - CR
VA_PRF - ARG
VA_PRF - CR
Figura 4.29 – Comparação entre os valores do momento fletor máximo resistente
normalizado das vigas de aço e mistas, em função do tempo transcorrido de incêndio.
79
De forma semelhante ao proposto para o pilar PM_PPR, foram plotados, de forma
independente, os momentos fletores resistentes de plastificação, em situação de
incêndio, de cada material da viga mista VM_PPR: (i) aço (Mfi,pl,a,x,Rd = fy,θ Za,x), (ii)
concreto (Mfi,pl,c,x,Rd = 0,5 fc,θ Zc,x) e (iii) armadura (Mfi,pl,s,x,Rd = fs,θ Zs,x), conforme os
gráficos das Figuras 4.30 (a) e (b).
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Mo
men
to r
esis
ten
te(M
fi,pl
,i,x,
Rd /
Mpl
,i,x
,Rd)
aço
CC
armadura
(a) CC
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Mo
men
to r
esis
ten
te(M
fi,pl
,i,x
,Rd /
Mpl
,i,x
,Rd)
aço
CR
armadura
M pl,a,x,Rd = 370 kNm
M pl,c,x,Rd = 51 kNm
M pl,s,x,Rd = 35 kNm
(b) CR
Figura 4.30 – Momento fletor resistente normalizado de cada material da viga
VM_PPR em função do tempo transcorrido de incêndio.
80
Conforme ilustrado nas figuras anteriores, observa-se que, devido à exposição direta do
perfil de aço ao fogo, a sua resistência ao momento fletor se reduz em 80% da
estabelecida à temperatura ambiente durante os 30 minutos iniciais do incêndio
postulado. Com relação às parcelas de resistência dos concretos, nota-se que, para o
instante de tempo igual a 120 minutos, a resistência ao momento fletor do CR é o dobro
do valor obtido para o CC.
As Figuras 4.31 (a) e (b) ilustram, respectivamente, as trajetórias de equilíbrio do
deslocamento vertical (vs. tempo transcorrido de incêndio) no meio do vão da viga
mista (VM_PPR) e de aço (VA_PRF), ao passo que as Figuras 4.32 (a) e (b) ilustram as
trajetórias de equilíbrio do deslocamento horizontal (vs. tempo de incêndio) no apoio de
1º gênero.
0
10
20
30
40
50
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ v (
cm)
CR
CC
δv
Plinear + q = 75,76 kN/m
0
10
20
30
40
50
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ v (
cm)
CR
ARG
δv
Plinear + q = 72,68 kN/m
Figura 4.31 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento vertical (vs. tempo transcorrido
de incêndio) no meio do vão da vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.
(a)
(b)
81
-6
-4
-2
0
2
4
6
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ h (
cm)
CR
CC
δh
Plinear + q = 75,76 kN/m
-6
-4
-2
0
2
4
6
0 30 60 90 120
Tempo (min)
Des
loca
men
to -
δ h (
cm)
CR
ARG
δh
Plinear + q = 72,68 kN/m
Figura 4.32 – Trajetória de equilíbrio do deslocamento horizontal (vs. tempo
transcorrido de incêndio) no apoio de 1º gênero da vigas: (a) VM_PPR e (b) VA_PRF.
A partir dos gráficos anteriores, constata-se que nos instantes de tempo iguais a 15 e
100 minutos ocorre falha estrutural nas vigas VM_PPR e VA_PRF, respectivamente,
devido à formação de um mecanismo plástico de colapso no meio do vão das vigas.
(a)
(b)
82
CAPÍTULO 5
5 CONSIDERAÇÕES FINAIS 5.1 Conclusões Com relação às análises térmicas, como esperado, observou-se que a variação do campo
de temperaturas (em função do tempo transcorrido de incêndio) nas seções transversais
dos elementos estruturais (viga e pilar) mistos compostos por concreto refratário
ocorreu de forma mais lenta em relação às dos compostos por concreto convencional,
devido à condutividade térmica do concreto refratário ser menor que a do concreto de
cimento Portland. Entretanto, nas seções dos elementos estruturais de aço revestidos por
fireproofing, os campos de temperaturas variaram, em função do tempo transcorrido de
incêndio, de forma similar, uma vez que as propriedades térmicas adotadas para estes
dois materiais possuem a mesma ordem de grandeza. A camada de concreto refratário
das seções dos pilares PM_PTR e PM_PTCR protegeu o perfil metálico de temperaturas
superiores a 400ºC durante 120 minutos de incêndio e, consequentemente, retardou a
degradação das propriedades mecânicas do aço. O fireproofing dos elementos metálicos
(PA_PRF e VA_PRF) retardou a perda de resistência do aço até o instante de tempo
igual a 60 minutos (T < 400ºC). As temperaturas máximas atingidas pelas seções
metálicas diretamente expostas ao fogo (PM_PTCP, PM_PTQP, PM_PPR e VA_PPR)
foram iguais a temperatura máxima dos gases do incêndio postulado (T = 1100ºC).
No que diz respeito à análise estrutural, ambas as tipologias de aço e mistas propostas
sofreram perda progressiva de resistência durante o incêndio, pois, com a elevação da
temperatura, ocorrem variações na estrutura física e química dos materiais. Assim, o
esforço resistente dos elementos mistos – cujos perfis de aço estão diretamente expostos
ao fogo – foi reduzido de forma severa durante os instantes iniciais do incêndio
postulado, em virtude da parcela de resistência do aço praticamente ter sido anulada.
Portanto, a resistência estrutural desses elementos, durante o incêndio, foi governada
pela parcela de resistência do concreto. Todavia, nas tipologias mistas – cujos perfis de
aço estão totalmente revestidos por concreto – as curvas de redução da resistência
estrutural apresentaram inclinação suave durante os 120 minutos de incêndio e a parcela
de resistência do aço permaneceu inalterada (exceto no pilar PM_PTCR composto por
83
concreto convencional), devido à proteção proporcionada pela camada de concreto ao
perfil de aço. Além disso, nos elementos de aço revestidos com fireproofing, a redução
do esforço resistente iniciou-se somente depois de transcorrido 1 hora desde o início do
incêndio. Em contrapartida, a partir desse período de tempo, a redução da resistência
estrutural ocorreu de forma mais severa em relação às tipologias revestidas por
concreto. No instante de tempo igual a 120 minutos, os pilares PM_PTR e PM_PTCR
compostos por concreto refratário conservaram, respectivamente, 55 e 77% da
resistência estabelecida à temperatura ambiente. Nos pilares onde as seções metálicas
estão diretamente expostas ao incêndio (PM_PPR, PM_PTCP e PM_PTQP), a
resistência à compressão reduziu-se em 80% da estabelecida à temperatura ambiente
para ambos os concretos, ao passo que no pilar de aço (PA_PRF) reduziu-se em 75%.
As vigas VA_PRF e VM_PPR conservaram, durante 120 minutos, 35 e 10% do
momento resistente estabelecido à temperatura ambiente, respectivamente.
Do ponto de vista construtivo, as tipologias mistas parcialmente revestidas (PPR), bem
como as preenchidas (PTCP e PTQP) por concreto, apresentam algumas vantagens de
construção e montagem em relação às demais (PRF, PTR e PTCR), tais como a dispensa,
ou a redução, do uso de formas. Porém, os elementos mistos totalmente revestidos (PTR e
PTCR) apresentaram melhor desempenho termo-mecânico sob incêndio.
Dessa forma, conclui-se que os elementos estruturais mistos, além de proporcionarem
diversas vantagens econômicas, construtivas e estruturais, apresentaram, de modo geral,
desempenho termo-mecânico sob incêndio satisfatório. A utilização do concreto
refratátio proporcionou benefícios ao desempenho a fogo dos elementos mistos e,
portanto, o seu uso poderia ser de grande importância nos projetos cujos requisitos de
segurança sejam mais rigorosos. Nesse sentido, a utilização de elementos mistos nas
estruturas de refinarias de petróleo atenderia tanto aos prazos de construção exíguos
quanto ao projeto de segurança contra incêndios, além de elevar o nível de
confiabilidade operacional das unidades de processo e proporcionar um tempo de
manutenção (pós-incêndio) diminuto. Finalmente, a metodologia empregada neste
trabalho, para análise termo-mecânica de elementos estruturais isolados sob incêndio,
poderia ser utilizada nos projetos de estruturas de refinarias de petróleo, por ser de fácil
aplicação e estar amparada pelos procedimentos de cálculo estabelecidos pelo código
normativo nacional vigente sobre o tema.
84
5.2 Sugestões para trabalhos futuros O desenvolvimento de pesquisas experimentais, no âmbito estrutural e dos materiais de
construção e proteção térmica, seria de grande valia para complementar o estudo
numérico realizado neste trabalho. Sugere-se ainda a realização de investigações nas
características térmica, mecânica e físico-química dos materiais (fireproofing, aço e
concreto), visando avaliar, durante o incêndio, o seu comportamento em temperaturas
elevadas e, posteriormente, as alterações ocorridas na sua microestrutura. Além disso,
os resultados da campanha experimental, no contexto estrutural, permitiriam fazer
comparações com os obtidos através dos procedimentos analíticos e das simulações
numéricas.
Em relação aos processos construtivos, podem ser estudados e propostos novos sistemas
com foco no desempenho sob incêndio e na racionalização dos materiais, bem como na
simplicidade e rapidez de instalação. Dessa forma, o desenvolvimento de pesquisas
nesse contexto forneceria um conjunto de soluções para atendimento dos requisitos de
segurança contra incêndios dos diversos ramos da construção civil.
A estrutura afetada pelo fogo só pode ser reutilizada caso seja adequadamente
verificada. Nesse sentido, seria interessante a elaboração de estudos referentes à análise
da resistência residual de estruturas após o incêndio, com o objetivo de constatar a
necessidade de recuperação estrutural e de propor recomendações para atendimento do
tempo requerido de resistência ao fogo (TRRF).
85
CAPÍTULO 6
6 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ALMEIDA, V. G. O., 2009, Caracterização Física e Mecânica a Altas Temperaturas
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88
MOUÇO, D. L., 2008, Modelo Inelástico para Análise Avançada de Estruturas Mistas
Aço-Concreto em Situação de Incêndio. Dissertação de Mestrado, COPPE/UFRJ, Rio
de Janeiro, RJ, Brasil.
NBR-14323, 1999, Dimensionamento de Estruturas de Aço de Edifícios em Situação de
Incêndio. ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas, Rio de Janeiro.
NBR-14323, 2003, Dimensionamento de Estruturas de Aço e de Estruturas Mistas Aço-
Concreto de Edifícios em Situação de Incêndio. ABNT – Associação Brasileira de
Normas Técnicas, Rio de Janeiro.
NBR-8800, 2008, Projeto de Estruturas de Aço e de Estruturas Mistas de Aço e
Concreto de Edifícios. ABNT – Associação Brasileira de Normas Técnicas, Rio de
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QUEIROZ, G., PIMENTA, R. J., da MATA, L. A. C., 2001, Elementos das Estruturas
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SILVEIRA, C., 2005, Proteção Passiva de Estruturas e Sistemas Elétricos contra
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150. Elsevier Science Publishers Ltd., London, UK.
89
ANEXOS
ANEXO A – RESISTÊNCIA DOS PILARES As Tabelas A.1 a A.6 apresentam, respectivamente, os valores da resistência à
compressão axial dos pilares propostos para diferentes instantes do tempo
transcorrido do incêndio postulado: (i) PM_PTR, (ii) PM_PPR, (iii) PA_PRF, (iv)
PM_PTCP, (v) PM_PTCR e (vi) PM_PTQP. Além disso, estas tabelas contemplam a
diferença percentual entre as resistências dos pilares mistos compostos por CC e CR
(∆ = [Nfi,Rd,CR - Nfi,Rd,CC] / Nfi,Rd,CC), bem como dos pilares de aço revestidos por ARG
e CR (∆ = [Nfi,Rd,CR - Nfi,Rd,ARG] / Nfi,Rd,ARG).
Tabela A.1 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTR (Figura 4.15 (a)).
Nfi,Rd [kN] Tempo [min]
Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]
30 2634 2698 2,43 60 1939 2149 10,83 90 1430 1690 18,18 120 1186 1483 25,04
Tabela A.2 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PPR (Figura 4.15 (b)).
Nfi,Rd [kN] Tempo [min]
Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]
30 1315 1333 1,37 60 662 810 22,36 90 319 473 48,28 120 243 357 46,91
Tabela A.3 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PA_PRF (Figura 4.15 (c)).
Nfi,Rd [kN] Tempo [min]
Argamassa Concreto Refratário ∆ [%]
30 2885 2885 0,00 60 2772 2885 4,10 90 1516 1588 4,75 120 735 711 -3,27
90
Tabela A.4 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTCP (Figura 4.16 (a)).
Nfi,Rd [kN] Tempo [min]
Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]
30 1456 1469 0,89 60 1016 1145 12,70 90 622 818 31,51 120 398 649 63,07
Tabela A.5 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTCR (Figura 4.16 (b)).
Tabela A.6 – Comparação entre as resistências à compressão axial, em situação de
incêndio, do pilar PM_PTQP (Figura 4.16 (c)).
Nfi,Rd [kN] Tempo [min]
Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]
30 979 993 1,43 60 633 711 12,32 90 426 530 24,41 120 317 462 45,74
Nfi,Rd [kN] Tempo [min]
Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]
30 2814 2814 0,00 60 2390 2620 9,62 90 1966 2309 17,45 120 1468 2166 47,55
91
ANEXO B – RESISTÊNCIA DAS VIGAS
As Tabelas B.1 e B.2 apresentam, respectivamente, os valores do momento fletor
resistente da viga mista (VM_PPR) e de aço (VA_PRF), para diferentes instantes do
tempo transcorrido do incêndio postulado, além da diferença percentual entre os
resultados obtidos (∆ = [Mfi,max,pl,x,Rd,CR - Mfi,max,pl,x,Rd,CC(ARG)] / Mfi,max,pl,x,Rd,CC(ARG)).
Tabela B.1 – Comparação entre os momentos fletores resistentes, em situação de
incêndio, da viga VM_PPR (Figura 4.28 (a)).
M fi,max,pl,x,Rd [kNm] Tempo [min]
Concreto Convencional Concreto Refratário ∆ [%]
30 137 129 -5,84 60 80 82 2,50 90 48 54 12,50 120 33 45 36,36
Tabela B.2 – Comparação entre os momentos fletores resistentes, em situação de
incêndio, da viga VA_PRF (Figura 4.28 (b)).
Mx,fi,max,pl,Rd [kNm] Tempo [min]
Argamassa Concreto Refratário ∆ [%]
30 438 438 0,00
60 438 438 0,00
90 293 305 4,10 120 158 151 -4,43
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