comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas ... · carregadas e em situação de...

Comportamento ao fogo de vigas de betão armado

reforçadas à flexão com laminados de fibras de

carbono (CFRP)

João Dinis Pereira da Silva

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em

Engenharia Civil

Orientador

Prof. João Pedro Ramôa Ribeiro Correia

Júri

Presidente: Prof. Albano Luís Rebelo da Silva das Neves e Sousa

Vogal: Prof. João Pedro Ramôa Ribeiro Correia

Vogal: Prof. Fernando António Baptista Branco

Dezembro 2013

Resumo

i

Resumo

Os polímeros reforçados com fibras (FRP) têm tido um número crescente de aplicações na construção civil, tornando-se necessário conhecer bem as características destes materiais. Se por um lado o comportamento dos materiais FRP por si só é um assunto bastante estudado, o seu funcionamento e comportamento em situação de incêndio está pouco estudado.

No presente trabalho apresentam-se os resultados de ensaios com vista a caracterizar o comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de polímero reforçado com fibras de carbono (CFRP). Os principais objectivos deste estudo experimental foram: (i) estudar a influência da técnica de reforço (técnica EBR - Externally bonded Reinforcement e NSM - Near surface mounted) no comportamento ao fogo das vigas, (ii) estudar a influência do tipo de adesivo de colagem (epóxido ou cimentício) no comportamento ao fogo das vigas reforçadas pela técnica NSM e (iii) estudar a geometria do sistema de protecção ao fogo (placas de silicato de cálcio) mais adequada ao sistema de reforço com laminados de CFRP.

Foi inicialmente realizado um estudo bibliográfico sobre os materiais compósitos, com particular destaque para os CFRP, sobre as suas propriedades, características e comportamento às temperaturas elevadas. Para este efeito, analizaram-se estudos científicos sobre materiais compósitos realizados por autores nacionais e internacionais. Realizaram-se ensaios de resistência ao fogo num forno de dimensões intermédias com o objectivo de estudar o comportamento de vigas de betão armado reforçadas com laminados de CFRP carregadas e em situação de incêndio simulado pela curva tempo-temperatura definida na norma ISO 834. Como tal, ensaiou-se uma viga de betão armado sem reforço para servir de referência e um conjunto de 16 vigas, send\o que 8 destas foram reforças pela técnica EBR e as restantes 8 pela técnica NSM. Dentro do conjunto de 16 vigas reforçadas com laminados de CFRP, aplicaram-se diversas geometrias de protecção e, nas reforçadas pela técnica NSM, dois tipos de adesivo de colagem. Com a realização destes ensaios foi possível avaliar a resposta térmica e mecânica das vigas reforçadas quando sujeitas a um incêndio, a influência da técnica de reforço e do adesivo de colagem utilizado nessa resposta e ainda o efeito das geometrias do sistema de protecção, tendo por base os requisitos legais constantes no regulamento de segurança conta incêndios em edifícios em vigor em Portugal.

A campanha experimental permitiu concluir que a protecção nas zonas de ancoragem das vigas é vital para o aumento da sua resistência ao fogo. No entanto, para as vigas NSM, a protecção na zona central da viga toma uma importância ainda maior. Verificou-se que a técnica NSM apresenta tempos de resistência ao incêndio superiores à técnica EBR e que a aplicação de adesivo epóxido permite melhor resposta térmica e, em geral, melhor resposta mecânica em comparação com o adesivo cimentício. Por fim, concluiu-se também que, na técnica EBR, a rotura do sistema de reforço ocorre sempre para valores de temperatura nas zonas de ancoragem muito próximas da temperatura de transição vítrea da resina. Por outro lado, nas vigas NSM, aquando da rotura do sistema de reforço, atingem-se temperaturas no adesivo de colagem substancialmente superiores às da temperatura de transição vítrea da resina.

Palavras-Chave

Betão-armado, CFRP, EBR, NSM, adesivo epóxido, adesivo cimentício, sistemas de protecção

ao fogo, incêndio, temperatura de transição vítrea, rotura do sistema de reforço.

Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de carbono (CFRP)

ii

Abstract

iii

Abstract

With the latest increasing use of fiber reinforced polymer (FRP) materials in construction, it becomes necessary to understand their characteristics and behavior when used separately or in combination with the other construction materials. In one hand, in many aspects the behavior of FRPs is well known and has been studied in the last decades; in the other hand its behavior when subjected to fire situation is unknown.

This dissertation presents the results obtained in an experimental study aimed at characterizing the performance of reinforced concrete beams flexurally strengthened with CFRP (carbon fiber reinforced polymers) laminates when subjected to fire. The main goals of this study were: (i) to study the influence of the strengthening technique used (EBR- Externally bonded reinforcement vs. NSM- Near surface mounted), (ii) to study the influence of the type of adhesive used in the NSM strengthening technique (epoxy vs. cement base) and (iii) to find the most adequate system and protection geometry given the regulation requirements.

Initially, a bibliographical study was made about composite materials, particularly CFRP, and their properties, characteristics and performance to high temperatures. Several international and national articles, studies and thesis were revised to increase the knowledge and understanding about this subject. Subsequently, fire resistance tests were conducted in an intermediate size oven with the purpose to study the behavior of reinforced concrete beams flexurally strengthened with CFRP laminates. These tests were performed on loaded beams subjected to the ISO 834 time-temperature curve. The experimental work consisted of testing one reinforced concrete beam (standard or reference), eight reinforced concrete beams flexurally strengthened with EBR technique and eight reinforced concrete beams flexurally strengthened with the NSM technique. All the beams were protected with various geometries of calcium silicate plates, and in the NSM flexurally strengthened beams two types of adhesive (epoxy and cement base) were used.

With the tests performed it was possible to analyze and assess the mechanical and thermal responses in a fire situation of each beam individually and the mechanical and/or thermal responses provided by the different adhesives and strengthening techniques used. This experimental study also allowed determining the geometry of the fire protection system to utilize given the requirements of the regulations in Portugal.

Finally, the present dissertation allowed concluding that the protection in the anchorage zone of the laminate (its extremities), is vital given the objective of increasing the fire resistance time. In the NSM beams, the importance of protecting de central area of the beam is higher than that of protecting the extremities. Results also allow concluding that the NSM technique grants higher fire resistance times in comparison to the EBR technique and that the epoxy adhesive provides better thermal and, generally, mechanical response in relation to the cement base adhesive. In the EBR technique the temperatures attained in the resins at the moment of rupture were very similar to the glass transition temperature of the resin used. In opposition, in the NSM technique, the temperature attained in the resins at the moment of rupture was much higher than the glass transition temperature of the resin used.

Key-words

Reinforced concrete, CFRP, NSM, EBR, epoxy adhesive, cement base adhesive, fire protection

systems, fire, glass transition temperature, strengthening system rupture.


iv

Dedico este trabalho ao meu avô. Este é por si. Beijinho.


vi

Agradecimentos

vii

Agradecimentos

Com a escrita destas últimas palavras chega ao fim uma das épocas mais marcantes da minha

vida. O meu trajecto no Instituto Superior Técnico e a realização do presente trabalho só foi

possível devido a um grupo de pessoas que, de uma maneira ou de outra, deram o seu

contributo e incentivo ao longo destes últimos anos de curso e último ano de realização da

dissertação.

Ao professor João Ramôa Correia, orientador, agradeço profundamente pela disponibilidade e

amizade, pelo apoio científico, por acreditar no meu valor como estudante ao me atribuir o

tema da dissertação e acreditar na qualidade do meu trabalho no decorrer da mesma,

proporcionando uma orientação exemplar.

Ao João Pedro Firmo, colega de curso e de investigação, agradeço a companhia nas manhãs e

tardes passadas no laboratório, a disponibilidade e partilha de conhecimentos, a amizade

criada e o papel de co-orientador assumido.

Ao Instituto Superior Técnico agradeço os anos de alegria, de desafios pessoais e estudantis,

de formação de amizades e de ensinamentos dos mais diversos professores com quem tive o

prazer de conviver

Ao pessoal técnico do LERM e do LC, nomeadamente, ao Fernando Alves e Fernando Costa,

agradeço toda a dedicação e apoio prestado. Ao Fernando Alves, em especial, agradeço não só

por todo o apoio prestado, mas também pela amizade com que me acompanhou ao longo do

trabalho experimental.

Aos meus colegas de curso e amigos, agradeço toda a amizade e companheirismo nos

momentos bons e menos bons, em especial ao Augusto, Daniel e Filipe, companheiros de

estudo e trabalho na realização da dissertação.

Às minhas tias, Ana e Teresa, agradeço todo o apoio, compreensão, paciência, amor, que nos

momentos mais importantes da minha vida, altos e baixos, estiveram presentes e me

souberam indicar e aconselhar o caminho certo.

Ao meu pai agradeço toda a amizade, apoio e crença depositada em mim sem a qual este

trabalho não seria possível.

À minha irmã agradeço os momentos de brincadeira e diversão proporcionados em momentos

de maior cansaço e desgaste.

À minha avó dirijo um profundo agradecimento por todos os anos passados na minha

companhia, pelo amor incondicional, pela amizade e por preencher na perfeição o papel de

mãe.

Aos meus tios e aos meus primos, agradeço os momentos de convívio e aprendizagem, apoio e

amizade demonstrada ao longo da minha vida e percurso académico.


viii

.

Índice de matérias

ix


Resumo ........................................................................................................................................... i

Abstract ........................................................................................................................................ iii

Agradecimentos ........................................................................................................................... vii

Índice de matérias ......................................................................................................................... ix

Índice de figuras .......................................................................................................................... xiii

Índice de tabelas ........................................................................................................................ xvii

Simbologia ................................................................................................................................... xix

1 - Introdução ......................................................................................................................... 1

1.1 - Enquadramento geral ................................................................................................................. 1

1.2 - Objectivos e metodologia ........................................................................................................... 2

1.3 - Organização da dissertação ........................................................................................................ 4

2 - Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado ........................... 7

2.1 - Evolução histórica dos materiais compósitos ............................................................................. 7

2.2 - Características gerais dos FRP’s .................................................................................................. 9

2.2.1 - Materiais constituintes....................................................................................................... 9

2.2.1.1 - Fibras ......................................................................................................................... 9

2.2.1.2 - Matriz ...................................................................................................................... 12

2.2.1.3 - Aditivos .................................................................................................................... 15

2.2.1.4 - Material de enchimento .......................................................................................... 16

2.2.2 - Adesão fibras-matriz ........................................................................................................ 16

2.3 - Características gerais dos adesivos de colagem ....................................................................... 17

2.4 - Características gerais dos compósitos CFRP ............................................................................. 18

2.4.1 - Modos de apresentação ................................................................................................... 19

2.4.1.1 - Mantas ..................................................................................................................... 19

2.4.1.2 - Laminados ............................................................................................................... 20

2.4.1.3 - Fios .......................................................................................................................... 22

2.4.1.4 - Varões e cabos ......................................................................................................... 22

2.4.2 - Influência da temperatura e humidade ........................................................................... 23

2.4.3 - Fluência e relaxação ......................................................................................................... 23

2.5 - Reforço de vigas à flexão com laminados de CFRP ................................................................... 24

2.5.1 - Sistema EBR ...................................................................................................................... 24

2.5.2 - Sistema NSM .................................................................................................................... 26

2.6 - Indicações gerais de dimensionamento segundo o ACI 440 e o FibBulletin 14 ........................ 27

2.6.1 - Hipóteses de cálculo......................................................................................................... 28

2.6.2 - Propriedade dos materiais e limites de reforço ............................................................... 28

2.6.3 - Estado limite último de flexão.......................................................................................... 29

2.6.4 - Aderência do betão ao CFRP ............................................................................................ 32

2.6.5 - Recomendações em situações de serviço e de incêndio ................................................. 34

2.7 - Bibliografia ................................................................................................................................ 36


x

3 - Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP 39

3.1 - Processos de transmissão de calor ........................................................................................... 39

3.1.1 - Condução ......................................................................................................................... 39

3.1.2 - Convecção ........................................................................................................................ 40

3.1.3 - Radiação ........................................................................................................................... 41

3.2 - Definição da acção do incêndio ................................................................................................ 41

3.2.1 - Fases de um incêndio ....................................................................................................... 42

3.2.2 - Curvas de incêndio padrão: nominais e paramétricas ..................................................... 43

3.3 - Efeito da temperatura nas propriedades dos materiais ........................................................... 44

3.3.1 - Betão ................................................................................................................................ 44

3.3.2 - Aço.................................................................................................................................... 46

3.3.3 - Material FRP ..................................................................................................................... 48

3.3.4 - Adesivos de colagem ........................................................................................................ 50

3.4 - Efeito da temperatura na ligação betão-CFRP .......................................................................... 52

3.5 - Sistemas de protecção ao fogo ................................................................................................. 53

3.5.1 - Sistemas passivos ............................................................................................................. 54

3.5.1.1 - Revestimentos intumescentes ................................................................................ 54

3.5.1.2 - Revestimentos à base de vermiculite e perlite ....................................................... 55

3.5.1.3 - Placas de gesso ........................................................................................................ 56

3.5.1.4 - Placas de silicato de cálcio ....................................................................................... 57

3.5.1.5 - Projecção de fibras minerais ................................................................................... 58

3.5.1.6 - Mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha ............................................... 59

3.6 - Bibliografia ................................................................................................................................ 60

4 - Estudo experimental do comportamento de vigas de betão armado reforçadas com laminados de CFRP ...................................................................................................................... 63

4.1 - Programa experimental e objectivos ........................................................................................ 63

4.2 - Materiais ................................................................................................................................... 64

4.2.1 - Betão ................................................................................................................................ 65

4.2.2 - Aço em varão ................................................................................................................... 67

4.2.3 - Laminado de CFRP ............................................................................................................ 68

4.2.4 - Adesivos de colagem epóxidos ........................................................................................ 69

4.2.5 - Adesivo de colagem cimentício ........................................................................................ 69

4.2.6 - Sistema de protecção ao fogo .......................................................................................... 70

4.3 - Determinação das propriedades térmicas e termomecânicas do sistema de reforço ............. 70

4.3.1 - Análises mecânicas dinâmicas (DMA) .............................................................................. 71

4.3.2 - Ensaios de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria (DSC/TGA) .......... 73

4.3.3 - Material de protecção ...................................................................................................... 76

4.4 - Ensaios de flexão das vigas de referência ................................................................................. 76

4.4.1 - Dimensionamento das vigas de betão armado e do sistema de reforço ......................... 77

4.4.1.1 - Viga RC – Viga de referência em betão armado ...................................................... 78

4.4.1.2 - Viga EBR – Viga de referência reforçadas à flexão pela técnica EBR ....................... 79

4.4.1.3 - Vigas NSM-E e NSM-C – Vigas de referência reforçadas à flexão pela técnica NSM

81

4.4.2 - Fabrico das vigas .............................................................................................................. 82


xi

4.4.3 - Esquema e procedimento de ensaio ................................................................................ 83

4.4.4 - Resultados e discussão ..................................................................................................... 84

4.5 - Ensaios de resistência ao fogo .................................................................................................. 85

4.5.1 - Fabrico das vigas .............................................................................................................. 86

4.5.1.1 - Colocação dos termopares ...................................................................................... 86

4.5.1.2 - Aplicação dos sistemas de protecção ...................................................................... 89

4.5.2 - Sistema e procedimento de ensaio .................................................................................. 91

4.5.2.1 - Forno ....................................................................................................................... 91

4.5.2.2 - Sistemas de apoio e de selagem lateral das vigas ................................................... 92

4.5.2.3 - Definição da curva de incêndio padrão ................................................................... 93

4.5.2.4 - Sistema de carregamento gravítico ......................................................................... 94

4.5.2.5 - Instrumentação ....................................................................................................... 95

4.5.2.6 - Procedimento de ensaio .......................................................................................... 96

4.6 - Bibliografia ................................................................................................................................ 97

5 - Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo ............................................ 99

5.1 - Evolução da temperatura no interior do forno ......................................................................... 99

5.2 - Evolução da temperatura no interior e exterior das vigas ...................................................... 100

5.2.1 - Viga RC ........................................................................................................................... 100

5.2.2 - Vigas EBR ........................................................................................................................ 101

5.2.2.1 - Viga EBR ................................................................................................................. 101

5.2.2.2 - Restantes vigas EBR ............................................................................................... 103

5.2.3 - Vigas NSM ...................................................................................................................... 109

5.2.3.1 - Vigas NSM-E e NSM-C ............................................................................................ 109

5.2.3.2 - Restantes vigas NSM ............................................................................................. 112

5.3 - Resposta mecânica ................................................................................................................. 118

5.3.1 - Viga RC ........................................................................................................................... 118

5.3.2 - Vigas EBR ........................................................................................................................ 119

5.3.3 - Vigas NSM ...................................................................................................................... 121

5.4 - Observações pós-fogo ............................................................................................................. 124

5.4.1 - Fendilhação .................................................................................................................... 125

5.4.2 - Rotura do sistema de protecção .................................................................................... 125

5.4.3 - Decomposição da matriz polimérica do laminado ......................................................... 127

5.4.4 - Decomposição do adesivo de colagem .......................................................................... 127

5.4.5 - Destacamento do betão ................................................................................................. 128

5.4.6 - Desagregação do betão .................................................................................................. 129

5.5 - Análise comparativa dos resultados ....................................................................................... 130

5.6 - Regulamentação e campo de aplicação .................................................................................. 134

5.7 - Síntese de resultados .............................................................................................................. 137

5.8 - Bibliografia .............................................................................................................................. 139

6 - Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros ............................................ 141

6.1 - Conclusões do trabalho realizado ........................................................................................... 141

6.2 - Perspectivas de desenvolvimentos futuros ............................................................................ 144

Anexos ....................................................................................................................................... 147


xii

Anexo I - Resultados dos ensaios mecânicos a provetes de betão. ..................................................... 147

Anexo II - Descrição detalhada da resposta térmica das vigas. ........................................................... 148

Índice de figuras

xiii

Índice de figuras

Figura 2.1. a) Utilização de fibras de vidro no casco de navios militares [2.41]; b) Utilização de

FRP em aviões ............................................................................................................................... 8

Figura 2.2. Utilização de compósitos FRP em carros de competição ............................................ 8

Figura 2.3. Gráfico tensão-deformação de várias fibras, de cordões de aço de pré-esforço e de

aço A500 ...................................................................................................................................... 12

Figura 2.4. Gráfico tensão-deformação de vários compósitos FRP, aço de pré-esforço e de aço

macio ........................................................................................................................................... 19

Figura 2.5. a) Manta CFRP com fibras unidirecionais; b) Tecido CFRP com fibras bidirecionais 20

Figura 2.6. a) Laminado de CFRP; b) Constituintes de um laminado de CFRP; c) Modo de

armazenamento de laminados de CFRP ..................................................................................... 21

Figura 2.7. a) Técnica de encamisamento com recurso a fios de CFRP; b) Rolos de fios de CFRP.

..................................................................................................................................................... 22

Figura 2.8. a) Cordões de CFRP; b) Varões de CFRP .................................................................... 23

Figura 2.9. a) Criação de rugosidade na superfície do betão com recurso a martelo de agulhas;

b) Superfície do betão pronta a receber laminado. .................................................................... 25

Figura 2.10. a) Utilização da bitola para regularizar a espessura de adesivo no laminado; b)

Superfície da viga após barramento do adesivo. ........................................................................ 25

Figura 2.11. Preenchimento dos rasgos com resina epóxida. .................................................... 26

Figura 2.12. Colocação do laminado de CFRP no interior do rasgo. ........................................... 26

Figura 2.13. a) Secção genérica reforçada com laminado de CFRP; b) Diagrama de extensões

em estado limite último; c) diagrama de tensões em estado limite último ............................... 30

Figura 3.1 Triângulo do fogo ....................................................................................................... 41

Figura 3.2. Curva temperatura-tempo de um incendio geral; a) fase de ignição, b) fase de

propagação, c) fase de desenvolvimento e d) fase de extinção ................................................. 43

Figura 3.3. Curva de incêndio ISO 834. ....................................................................................... 43

Figura 3.4. Influência da temperatura na resistência à compressão do betão ........................... 45

Figura 3.5. Influência da temperatura na resistência à tracção do betão .................................. 46

Figura 3.6. Influência da temperatura na tensão de cedência do aço laminado a quente ........ 47

Figura 3.7. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do aço laminado a quente .. 48

Figura 3.8. Influência da temperatura na resistência à tracção das fibras de aramida, vidro e

carbono ....................................................................................................................................... 49

Figura 3.9. Influência da temperatura na resistência à tracção dos compósitos CFRP .............. 50

Figura 3.10. Influência da temperatura no módulo de elasticidade dos compósitos CFRP........ 50


xiv

Figura 3.11. Influência da temperatura na resistência à tracção em flexão do adesivo epóxido

SIKADUR 30 ................................................................................................................................. 51

Figura 3.12. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do adesivo epóxido SIKADUR

30 ................................................................................................................................................. 51

Figura 3.13. a) Esquema de ensaio de uma viga reforçada à flexão com CFRP; b) Distribuição

das tensões de corte na ligação betão- CFR; c) Distribuição das tensões normais no laminado à

temperatura ambiente; d) Pormenor 1 das tensões normais transversais ao laminado na sua

extremidade ................................................................................................................................ 52

Figura 3.14. Tinta intumescente sob acção do fogo ................................................................... 55

Figura 3.15. a) Placas de vermiculite; b) aplicação de vermiculite por projecção ...................... 56

Figura 3.16. Projecção de fibras cerâmicas ................................................................................. 58

Figura 4.1. Determinação da temperatura de transição vítrea de acordo com a norma ASTM

E1640-99 ..................................................................................................................................... 72

Figura 4.2. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de CFRP: módulo de armazenamento,

módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para diferentes taxas de

aquecimentos .............................................................................................................................. 72

Figura 4.3. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de adesivo epóxido: módulo de

armazenamento, módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para

diferentes taxas de aquecimento. ............................................................................................... 72

Figura 4.4. Curva típica massa-temperatura de um polímero reforçado com fibras.................. 74

Figura 4.5. Massa remanescente em função da temperatura e respectiva derivada ................ 75

Figura 4.6. Fluxo de energia em função da temperatura ............................................................ 75

Figura 4.7. Modelo de cálculo adoptado. ................................................................................... 77

Figura 4.8. Distribuição longitudinal das armaduras das vigas ................................................... 77

Figura 4.9. Pormenorização de armaduras numa secção genérica das vigas. ............................ 78

Figura 4.10. Diagrama de esforço transverso (V) e de momento flector (M) para o

carregamento indicado. .............................................................................................................. 78

Figura 4.11. Corte longitudinal da viga EBR. .............................................................................. 80

Figura 4.12. Pormenorização da secção de meio vão da viga EBR. ............................................ 80

Figura 4.13. Pormenorização da secção de meio vão das vigas NSM-E e NSM-C. ...................... 81

Figura 4.14. Cofragens com as armaduras e espaçadores roseta inseridos. .............................. 82

Figura 4.15. Alisamento da superfície do betão com recurso a talocha. .................................... 83

Figura 4.16. Esquema de ensaio à temperatura ambiente. ........................................................ 84

Figura 4.17. Pormenor do posicionamento dos termopares a meio vão. .................................. 87

Figura 4.18. a) Pormenor da soldadura do termopar T2,T3 e T5; b) Pormenor da fixação dos

termopares a meio vão. .............................................................................................................. 87

Índice de figuras

xv

Figura 4.19. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço

EBR. ............................................................................................................................................. 88

Figura 4.20. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço

NSM. ............................................................................................................................................ 88

Figura 4.21. a)Colocação dos termopares no interior do adesivo (NSM); b) Colocação dos

termopares na interface betão laminado (EBR).......................................................................... 89

Figura 4.22. Geometria dos vários sistemas de protecção utilizados com a sua designação. .... 89

Figura 4.23. a)Criação do rasgo longitudinal na placa de silicato para incorporar o laminado; b)

Criação dos rasgos transversais na placa de silicato para incorporar os termopares. ............... 90

Figura 4.24. a) Aplicação de mástique e espalhamento com espátula; b) Realização dos furos

prévios para aparafusamento das chapas quinadas; c) Pormenor do sistema de protecção de

uma viga fixado com mástique refractário e aparafusamento de chapas metálicas quinadas. . 90

Figura 4.25. a) Vista frontal do forno com a abertura frontal fechada; b) Vista frontal do forno

com a abertura frontal aberta..................................................................................................... 91

Figura 4.26. a) Vista geral de uma viga sobre o forno após o ensaio; b) Pormenor do apoio da

viga. ............................................................................................................................................. 93

Figura 4.27. Corte esquemático do forno e do isolamento lateral das vigas. ............................. 93

Figura 4.28. Esquema de ensaio com o sistema de carregamento gravítico representado [4.5].

..................................................................................................................................................... 95

Figura 5.1. Compilação das temperaturas do forno de todos os ensaios. .................................. 99

Figura 5.2. Diagrama tempo-temperatura da viga RC. ............................................................. 101

Figura 5.3. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR. ........................................................... 102

Figura 5.4. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR 25-0-25. .............................................. 103

Figura 5.5. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-25-25-25. ........................................... 104

Figura 5.6. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50. ............................................ 104

Figura 5.7. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-25-75-L. ......................................... 104

Figura 5.8. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-50-75-L. ......................................... 105

Figura 5.9. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg-L. .................................... 105

Figura 5.10. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L. ......................... 105

Figura 5.11. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E. ..................................................... 110

Figura 5.12. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C. .................................................... 110

Figura 5.13. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-0-25. ....................................... 112

Figura 5.14. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-0-25. ....................................... 113

Figura 5.15. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-25-25. ..................................... 113

Figura 5.16. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-25-25. ..................................... 113


xvi

Figura 5.17. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-50-25-50. ..................................... 114

Figura 5.18. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-50-25-50. ..................................... 114

Figura 5.19. Deslocamento a meio vão da viga RC em função do tempo de exposição ao calor.

................................................................................................................................................... 118

Figura 5.20. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas EBR em função do tempo de

exposição ao calor. .................................................................................................................... 119

Figura 5.21. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas NSM em função do tempo de

exposição ao calor. .................................................................................................................... 122

Figura 5.22. Fendas e fissuração visíveis após os ensaios das vigas a) RC, b) NSM-E e c) EBR. 125

Figura 5.23. a) Fendas e descolamento da protecção na viga EBR-75-25-75-R, b) Fenda da

protecção no ensaio da viga NSM-C-50-25-50. ......................................................................... 126

Figura 5.24. a) Fibras individualizadas do laminado de CFRP do ensaio EBR-25-0-25, b) Fibras

individualizadas do laminado de CFRP do ensaio NSM-E-50-25-50. ......................................... 127

Figura 5.25. a) Decomposição do adesivo epóxido no ensaio da viga EBR, b) Decomposição do

adesivo cimentício do ensaio da viga NSM-C-25-0-25. ............................................................. 128

Figura 5.26. Descolamento do laminado por destacamento do betão. ................................... 129

Figura 5.27. a) Desagregação na face inferior da viga RC 24 horas após o ensaio, b) Pormenor

da desagregação do betão. ....................................................................................................... 129

Figura 5.28. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas EBR. ........................................ 130

Figura 5.29. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas NSM. ....................................... 131

Figura 5.30. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas EBR. ........................................... 136

Figura 5.31. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas NSM. ......................................... 136

Índice de tabelas

xvii

Índice de tabelas

Tabela 2.1. Principais propriedades e características das fibras mais utilizadas para reforçar

compósitos FRP ........................................................................................................................... 10

Tabela 2.2. Propriedades das resinas termoendurecíveis .......................................................... 14

Tabela 2.3. Propriedades gerais de adesivos epoxy .................................................................... 18

Tabela 2.4. Propriedades dos laminados de CFRP ...................................................................... 21

Tabela 2.5. Factor de redução ambiental para várias condições de exposição. ......................... 29

Tabela 3.1 Propriedades das argamassas de vermiculite e perlite. ............................................ 56

Tabela 3.2. Propriedades das placas de gesso. ........................................................................... 57

Tabela 3.3. Propriedades das placas de silicato de cálcio. .......................................................... 58

Tabela 3.4. Propriedades das fibras minerais. ............................................................................ 59

Tabela 3.5. Propriedades das mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha. .................. 59

Tabela 4.1. Descrição geral das vigas utilizadas nos ensaios de resistência ao fogo. ................. 64

Tabela 4.2. Características do betão utilizado. ........................................................................... 67

Tabela 4.3. Características do aço em varão utilizado. ............................................................... 67

Tabela 4.4. Caracteristicas do laminado CFRP utilizado.............................................................. 68

Tabela 4.5. Caracteristicas das placas de silicato de cálcio utilizadas. ........................................ 70

Tabela 4.6. Temperaturas de transição vítrea obtidas pelas diferentes curvas e para cada taxa

de aquecimento. ......................................................................................................................... 73

Tabela 4.7. Parâmetros da viga RC. ............................................................................................. 79

Tabela 4.8. Parâmetros da viga EBR. ........................................................................................... 81

Tabela 4.9. Parâmetros das vigas NSM-E e NSM-C. .................................................................... 82

Tabela 4.10. Parâmetros de dimensionamento e experimentais das vigas de referência. ........ 85

Tabela 5.1. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura

do sistema de reforço dos ensaios das vigas EBR. .................................................................... 108

Tabela 5.2. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura

do sistema de reforço dos ensaios das vigas NSM. ................................................................... 116

Tabela 5.3. Deslocamentos a meio vão das vigas EBR no instante inicial do ensaio após

carregamento e resistência do sistema de reforço................................................................... 120

Tabela 5.4. Deslocamentos a meio vão das vigas NSM no instante inicial do ensaio após

carregamento e resistência do sistema de reforço................................................................... 123

Tabela 5.5. Temperatura média nas zonas de ancoragem dos ensaios das vigas EBR e NSM. 132

Tabela 5.6. Tempos de resistência ao incêndio das vigas EBR vs. NSM. ................................... 133

Tabela 5.7. Classificação das vigas EBR e NSM de acordo com a resistência ao incêndio. ....... 137


xviii

Simbologia

xix

Simbologia

Notações romanas

Símbolo Descrição

Af Área de laminado de CFRP

As Área de armadura

b Largura da secção de betão

bf Largura do laminado de CFRP

b1 Rácio entre a distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra

e altura do diagrama de compressões no betão

CE Factor de redução ambiental

C Força resultante das tensões de compressão no betão

c2 Distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra

d Distância entre a fibra superior da secção e o centro de gravidade das armaduras;

dc Diâmetro dos provetes cilíndricos

E’ Módulo de armazenamento

E’’ Módulo de perda

Ecm Valor estimado para o módulo de elasticidade secante

Ef Módulo de elasticidade do laminado CFRP

Eincêndio Valor de cálculo da carga de incêndio

Es Módulo de elasticidade das armaduras

esyd Valor de cálculo da extensão de cedência

esyk Valor característico da extensão de cedência;

esym Valor médio da extensão de cedência

F Força máxima

fc’ Valor característico da resistência à compressão do betão

fcbd Tensão de corte resistente do betão

fck,cilindros Resistência característica à compressão do betão em cilindros

fck,cubos Resistência característica à compressão do betão em cubos

fcm,28dias Resistência média à compressão do betão em cubos aos 28 dias

fcm,cilindros Resistência média à compressão do betão em cilindros

fcm,cubos Resistência média à compressão do betão em cubos

fct Resistência à tracção do betão por compressão diametral

fctk Resistência à tracção do betão por compressão diametral característica


xx

fctm Resistência à tracção do betão por compressão diametral média

fs Tensão de tracção das armaduras

fum Valor médio da tensão de rotura das armaduras

fyd Valor de cálculo da tensão de cedência do aço

fym Valor médio da tensão de cedência do aço

fyk Valor característico da tensão de cedência do aço

FT,f,X’1 Força de tracção no laminado na respectiva secção de dispensa

fx Fluxo de calor

hf Distância entre a fibra superior da secção e o centro do laminado

I Inércia

kb Factor que tem em conta a geometria da ligação

kc Factor que tem em conta a compacidade do betão

L Comprimento do vão da viga

lb Comprimento de amarração

lb,max Comprimento de amarração máximo

M Momento flector

Mcr Momento de fendilhação

Mn Momento flector resistente nominal

Mrd Momento resistente de cálculo

Mu Momento flector actuante de cálculo

MX’1 Momento flector na secção X’1

Pcr Carga de fendilhação

Prd Carga resistente de cálculo

Rn Resistência nominal do elemento

Rd Valor de cálculo da carga resistente.

SDL Acções permanentes

SLL Acções variáveis

Sn Desvio padrão

t Tempo

T Temperatura

Td Temperatura de decomposição

Tf Força resultante das tensões de tracção no laminado

tf Espessura do laminado de CFRP

Tfa Força de amarração resistente na zona de ancoragem

Simbologia

xxi

Tfa,máx Força de amarração resistente máxima na zona de ancoragem

Tg Temperatura de transição vítrea

Ts Força resultante das tensões de tracção nas armaduras

V Esforço transverso

Vrd Esforço transverso resistente de cálculo

VX’1 Esforço transverso na secção X’1

wDL Valor da carga permanente

wLL Valor da carga variável

wu Valor da carga de dimensionamento

z Distância entre a resultante das forças de tracção e compressão

Notações gregas

Símbolo Descrição α

Factor de redução que tem em conta a influência das fendas de corte na resistência

da ligação.

ρ Massa volúmica

Rácio entre a distância da fibra superior da secção e a posição da linha neutra e

altura do diagrama de compressões do betão

εc Extensão de compressão do betão

εcu Extensão última de compressão do betão

εf Extensão no laminado

εfd Valor limite da extensão do laminado

εfu Extensão última de cálculo do laminado

εr Extensão do reforço

εs Extensão nas armaduras traccionadas

εsyd Valor de cálculo da tensão de cedência das armaduras

εsyk Valor característico da tensão de cedência das armaduras

εtu Extensão de rotura à tracção

ηfi Coeficiente de redução

Factor de redução da capacidade mecãnica do laminado de CFRP

σfu Tensão última de cálculo do laminado

σ*fu Tensão última nominal do laminado

σtu Tensão de rotura à tracção do adesivo

θ Ângulo de inclinação das bielas de compressão


xxii

θ g Temperatura do incêndio

Factor de redução da resistência

Siglas

Símbolo Descrição ACI American Concrete Institute

AFRP Polímero reforçado com fibras de aramida (do inglês aramid fibre reinforced

polymer)

ASTM American Society for Testing and Materials

CEB Comité Euro-International du Béton

CFRP Polímero reforçado com fibras de carbono (do inglês carbon fibre reinforced

polymer)

CNR Consiglio Nazionale delle Ricerche

CSA Canadian Standards Association

DIBt Deutches Institut fur Bautechnik

DMA Análise mecânica dinâmica (do inglês dynamic mechanical analysis)

DSC Calorimetria diferencial de varrimento (do inglês differential scanning calorimetry)

EBR Externally bonded reinforcement

EC2 Eurocódigo 2

EN European Norm

Fib Fédération Internacionale du béton

FRP Polímero reforçado com fibras (do inglês fiber reinforced polymer)

GFRP Polímero reforçado com fibras de vidro (do inglês glass fiber reinforced polymer)

HM Rigidez elevada (do inglês high modulus)

HS Resistência elevada (do inglês high strength)

IPQ Instituto Português da Qualidade

ISO International Standards Organization

IST Instituo Superior Técnico

JSCE Japan Society of Civil Engineers

LC Laboratório de Construção

LERM Laboratório de Estruturas e Resistência dos Materiais

LNEC Laboratório Nacional de Engenharia Civil

NP Norma Portuguesa

NSM Near Surface Mounted

Simbologia

xxiii

SIA Swiss Society of Engineers and Architects

SC Silicato de cálcio

TGA Análise de termogravimetria (do inglês thermogravimetric analysis)

UHM Rigidez ultra elevada (do inglês ultra high modulus)

UHS Resistência ultra elevada (do inglês ultra high strength)


xxiv

1 – Introdução

1

1 - Introdução

1.1 - Enquadramento geral

Desde sempre que o Homem sente a necessidade de encontrar abrigo. Na sua qualidade de

pensador e executante, o Homem sempre conseguiu encontrar abrigo, muitas vezes sendo

obrigado a construí-lo. Enquanto na pré-história os materiais utilizados se cingiam a pedras e

paus, a evolução natural da civilização levou o Homem a procurar e inventar materiais mais

resistentes, que permitissem mais segurança e conforto. Essa vontade conduziu a uma

constante evolução na construção desde então até aos dias de hoje.

Ao longo da evolução da história da construção, os principais avanços na Engenharia Estrutural

estiveram ligados à introdução de novos materiais. Foi assim com a aplicação da madeira como

elemento estrutural, bem como com o aparecimento do ferro na construção a partir dos sécs.

XVIII e XIX. Na primeira metade do séc. XX dá-se uma nova revolução na construção com o

aparecimento do betão armado, considerado o material de eleição na construção passando

desde então a ser o mais utilizado. O conceito de que o betão armado é um material eterno

está há muito desmistificado, sabendo-se que se por um lado é muito resistente é também

muito sensível a certos ambientes, podendo apresentar elevada deterioração, mecânica e

física, ao longo do tempo. Com a perda de resistência mecânica ao longo do tempo e com o

aumento das solicitações das estruturas, quer por alteração da sua função ou simplesmente

por erros de projecto ou construção, surge a necessidade de reforçar estruturas de betão

armado.

Nas últimas décadas, têm sido aplicadas várias técnicas de reforço de estruturas, sendo a mais

comum a aplicação de armaduras de aço exteriores aos elementos em betão envolvidas numa

camada adicional de betão. Esta técnica designa-se por encamisamento. Estas podem ser pré-

esforçadas ou ordinárias, mas são, à semelhança do betão armado, susceptíveis à

deterioração. Outra das desvantagens deste tipo de reforço prende-se com o facto de não

conseguir manter as características de arquitectura do próprio elemento a reforçar, uma vez

que são materiais de alguma dimensão que, quando aplicados, alteram a geometria das peças.

Da necessidade de responder às questões de um reforço estrutural duradouro e resistente,

minimizando os efeitos na arquitectura, que seja de fácil e rápida aplicação, surgiram, em

meados dos anos 1980, os primeiros estudos que visavam a aplicação de novos materiais

compósitos no reforço de estruturas. Os novos materiais compósitos estudados eram

diferenciáveis pela incorporação de fibras de reforço no seio de uma matriz polimérica. A estes

deu-se a designação de materiais FRP (do inglês Fiber Reinforced Polymer), sendo que à data

eram já muito utilizados em diversas indústrias, destacando-se a naval e a aeroespacial.

Estes materiais são constituídos por fibras de vidro, carbono ou aramida embebidos numa

matriz polimérica, e destacam-se do aço pelo facto de apresentarem uma resistência muito

elevada a ambientes extremos bem como à fadiga. Como outras vantagens destaca-se o facto

de apresentarem elevada resistência à tracção mantendo uma massa volúmica reduzida.

Dadas as visíveis qualidades deste novo material, a sua utilização em sistemas de reforço de


2

betão armado tornou-se corrente, destacando-se o reforço à flexão de vigas e lajes, o reforço

ao esforço transverso de vigas e o reforço ao esforço axial e confinamento de pilares.

Dos vários materiais FRP disponíveis no mercado, o que é mais utilizado na construção é

aquele cujas fibras de reforço são fibras de carbono, tendo a designação de CFRP (do inglês,

Carbon Fiber Reinforced Polymer). Estes são os mais utilizados uma vez que são os que

apresentam melhores características para as várias situações de reforço, principalmente pelo

elevado módulo de elasticidade que apresentam, sendo semelhante ao do aço. No entanto, o

seu custo elevado bem como certas características do seu comportamento fazem com que

ainda não seja uma alternativa indiscutível às técnicas e materiais correntemente utilizados na

construção. O facto de estes apresentarem uma elevada resistência à tração faz com que

muitas vezes a rotura do reforço se dê pela sua ligação ao betão, mecânica ou colada, não

mobilizando por inteiro a resistência do próprio material de reforço. Esta característica tem

como resultado a pouca ductilidade que as estruturas reforçadas com CFRP apresentam.

Contudo, têm sido realizados diversos estudos nos últimos anos sobre o reforço de estruturas

de betão armado com sistemas CFRP com o intuito de minorar as roturas prematuras do

sistema e a diminuição de ductilidade das mesmas.

O comportamento destes materiais a temperaturas elevadas continua a ser um dos grandes

entraves à sua total afirmação como material de reforço. Quando a temperatura atinge um

determinado valor, o de transição vítrea, o material do sistema de reforço mais susceptível de

falhar é a resina de colagem. Esta passa de um estado vítreo para um estado viscoso,

comprometendo toda a resistência do sistema de reforço e colocando em causa a segurança

do elemento a reforçar, bem como da estrutura em que se engloba. Estas características levam

a uma preocupação relativa ao comportamento destes sistemas em situação de incêndio. No

entanto, até à data, ainda não foram produzidos estudos suficientes que expliquem o

comportamento destes sistemas em situação de incêndio. Este facto é comprovável pelas

verificações de segurança ao incêndio dos diversos regulamentos e normas, que aconselham a

desprezar o reforço estrutural em CFRP na resistência total do elemento, excepto nos casos

em que se elaborem estudos que comprovem que com a aplicação de sistemas de protecção

ao fogo a temperatura de transição vítrea do material mais susceptível não é atingida. O

comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com CFRP e o

desenvolvimento de sistemas de protecção tem vindo a ser identificado pela comunidade

científica internacional como temas que necessitam de ser estudados com maior detalhe.

1.2 - Objectivos e metodologia

O principal objectivo desta dissertação prende-se com o estudo e compreensão do

comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de

CFRP. O reforço à flexão das vigas de betão armado foi realizado segundo as técnicas EBR e

NSM (Externally Bonded Reinforcement e Near Surface Mounted, respectivamente). Este

estudo enquadra-se na linha de investigação que tem vindo a ser desenvolvida desde o ano de

2001 pela Secção de Construção do IST, referente ao estudo de novos materiais estruturais,

1 – Introdução

3

em particular, materiais plásticos reforçados com fibras. Deste modo, pode-se agrupar os

objectivos desta dissertação nos seguintes pontos:

Estudar experimentalmente a influência da técnica de reforço (técnica EBR e NSM)

no comportamento ao fogo das vigas;

Estudar experimentalmente a influência do tipo de adesivo de colagem (epóxido

ou cimentício) no comportamento ao fogo das vigas reforçadas pela técnica NSM;

Estudar experimentalmente a geometria do sistema de protecção ao fogo (placas

de silicato de cálcio) mais adequada ao sistema de reforço com laminados de CFRP.

Com o intuito de aumentar o conhecimento científico sobre este tema foram realizados

ensaios de resistência ao fogo a um total de dezassete vigas. Uma destas dezassete vigas foi

ensaiada sem qualquer tipo de protecção ao fogo, bem como sem nenhum reforço estrutural à

flexão, constituindo a viga de referência. De seguida, ensaiaram-se oito vigas de betão armado

reforçadas à flexão por colagem de laminados de CFRP na face sujeita à tracção, face inferior

sendo esta técnica designada de EBR. O adesivo utilizado para a colagem dos laminados nesta

técnica foi o epóxido, sendo que, no decorrer da campanha experimental, se decidiu estudar

também um adesivo epóxido com uma temperatura de transição vítrea superior, optando-se

por se realizar dois dos oito ensaios com este novo adesivo. As restantes oito vigas foram

reforçadas com laminados de carbono de acordo com a técnica NSM. Esta consiste na criação

de rasgos ao longo da face sujeita à flexão da viga no interior dos quais foram introduzidos

laminados de carbono. Destas oito vigas, em quatro foi aplicado um adesivo epóxido,

enquanto nas restantes quatro foi aplicado um adesivo cimentício.

Com a realização dos ensaios referidos, pretendeu-se caracterizar a eficácia das diferentes

geometrias de sistema de protecção, medida através do tempo de ensaio até à rotura do

sistema de reforço quando sujeito ao incêndio padrão definido na ISO 834 e a um

carregamento típico da combinação acidental. Com os ensaios realizados foi possível comparar

os resultados entre si, dentro da mesma técnica de reforço com o mesmo adesivo ou adesivo

diferente, bem como entre técnicas de reforço.

Para a determinação das propriedades dos materiais envolvidos na construção de uma viga

reforçada com laminados de carbono, realizaram-se ensaios que permitiram avaliar a

resistência a esforços de compressão e tracção do betão. Quanto à determinação das

propriedades mecânicas e físicas dos laminados de CFRP utilizados, bem como dos adesivos

epóxido e cimentício, recorreu-se a estudos experimentais realizados por outros autores aos

mesmos materiais e às indicações dos fabricantes.

Todos os ensaios realizados foram precedidos de um profundo estudo bibliográfico no qual se

pretendeu compreender as características gerais dos FRP’s, bem como a sua evolução

histórica. Este estudo bibliográfico teve também como objectivo o conhecimento dos

diferentes métodos de dimensionamento presentes em diversos regulamentos e normas de

reforço à flexão com laminados de carbono. A leitura e compreensão de estudos semelhantes

e na mesma área de outros autores tornou-se uma mais valia para a presente dissertação,

quer por complementar a informação e conhecimento adquiridos, quer por fornecerem dados

comparáveis com os obtidos nos ensaios realizados no âmbito desta dissertação.


4

1.3 - Organização da dissertação

A presente dissertação encontra-se organizada em seis capítulos distintos, os quais se

descrevem de seguida.

No presente capítulo é feito um enquadramento do tema da dissertação no contexto da

construção e engenharia de estruturas. Faz-se ainda uma descrição dos objectivos da

dissertação bem como das questões a que a mesma pretende a responder.

No segundo capítulo faz-se uma breve descrição da evolução histórica dos materiais

compósitos, com destaque para os reforçados com fibras. Apresentam-se ainda as

características gerais dos FRP’s bem como, mais particularmente, as características dos CFRP,

material utilizado no presente estudo. De seguida, faz-se uma caracterização dos materiais

constituintes dos CFRP’s, apresentam-se as formas estruturais do material e, por fim, aborda-

se as duas técnicas de reforço à flexão utilizadas nesta dissertação. Apresenta-se ainda as

indicações gerais para o dimensionamento segundo normas actuais.

No terceiro capítulo introduz-se o tema da temperatura elevada e do fogo, apresentando-se a

sua influência nas propriedades físicas e mecânicas dos materiais utilizados no reforço

estrutural, bem como nos materiais constituintes do betão armado. É ainda referido o efeito

da temperatura na ligação entre o betão e os laminados de CFRP e são descritas as

particularidades dos sistemas de protecção ao fogo mais utilizados. Por fim, são apresentados

estudos realizados por outros autores sobre o comportamento de estruturas de betão armado

reforçadas com sistemas CFRP a temperaturas elevadas, incluindo os resultados por estes

obtidos e as suas principais conclusões.

O quarto capítulo refere-se ao programa experimental do presente trabalho. Descreve-se o

comportamento dos materiais utilizados, indicando-se os valores das suas propriedades e

características, determinadas nesta dissertação e obtidas por outros autores. Referem-se os

resultados obtidos nos ensaios de flexão das vigas de referência, bem como o seu processo de

fabrico e o esquema e procedimento de ensaio. Por fim, indica-se o procedimento de ensaio

das vigas ensaiadas à resistência ao fogo, descrevendo-se o processo de fabrico das vigas, a

colocação dos termopares, a colocação do sistema de protecção e o procedimento de ensaio.

No quinto capítulo abordam-se os resultados obtidos nos ensaios de resistência ao fogo. É

analisada a evolução da temperatura no interior do forno, bem como a evolução das

temperaturas no interior e exterior das vigas no decorrer dos ensaios. Discutem-se os

resultados alcançados quanto ao deslocamento a meio vão das vigas, fazendo-se uma análise

comparativa entre todos os ensaios realizados. Por fim, apresenta-se uma descrição dos

fenómenos verificados nas vigas após os ensaios, relacionando-os com as hipóteses levantadas

nos pontos anteriores, fazendo-se também referência à regulamentação de segurança contra

incêndios em edifícios em vigor no país.

No sexto capítulo apresentam-se as conclusões decorrentes do estudo experimental realizado,

sugerindo-se aspectos passíveis de serem melhorados e estudados mais aprofundadamente

em campanhas experimentais futuras, que permitirão aumentar e melhorar o conhecimento

1 – Introdução

5

sobre o comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com laminados de

CFRP.


6

2 – Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão armado

7

2 - Utilização de sistemas FRP no reforço de estruturas de betão

armado

2.1 - Evolução histórica dos materiais compósitos

O conceito de material compósito na construção resulta da combinação de dois ou mais

materiais que, quando usados separadamente, podem não ter utilidade como material de

construção, por não apresentarem as propriedades necessárias ao fim a que se destinam. No

entanto, quando combinados, e mantendo uma superfície de interface identificável, este novo

material agrupa, de uma maneira simbiótica, as melhores propriedades de cada um dos

materiais que lhe deram origem [2.1].

Desde cedo, o Homem, sentindo a necessidade de criar novos materiais, aprendeu a juntar

materiais entre si, recorrendo a outros com propriedades adesivas para garantir a sua ligação.

Como exemplo destes materiais com propriedades adesivas, tem-se a argila, o barro, as resinas

vegetais, a clara de ovo, sendo que estes e outros são utilizados desde a Antiguidade. Nas

antigas civilizações, a utilização de materiais compósitos era já uma técnica muito comum. Os

Gregos e os Romanos utilizavam nas suas construções materiais adesivos à base de sangue de

animais e de resinas de árvores. Os Egípcios, através da mistura de palha com argilas,

fabricavam tijolos com um desempenho estrutural superior aos de barro. Neste sistema

construtivo dos Egípcios, a palha é introduzida com o objectivo de diminuir a fissuração dos

tijolos durante o processo de secagem, obtendo-se assim um compósito onde a palha funciona

como fibra de reforço e a argila funciona como a resina dos plásticos reforçados com fibras

(FRP’s), sendo que este apresenta algumas semelhanças com os compósitos modernos [2.1,

2.2].

Enquanto o conceito de materiais compósitos existe há vários séculos, a incorporação de fibras

de reforço numa matriz polimérica é uma técnica relativamente recente, que apenas se tornou

possível com o desenvolvimento da indústria dos plásticos, a partir do início do século XX. A

primeira aplicação conhecida dos polímeros reforçados com fibras FRP’s data do meio da

década de 1930, tendo sido utilizados no casco de um barco, no âmbito de um projecto

experimental [2.3].

Na década de 1940, dá-se a expansão de utilização dos compósitos modernos, começando a

ser aplicados estruturalmente. Com a preocupação de encontrar materiais cada vez mais leves

e resistentes, estruturalmente e quimicamente, as indústrias naval e aeroespacial (Figuras 2.1

a e 2.1 b) revelaram-se, neste período, como as grandes impulsionadoras no desenvolvimento

de materiais compósitos [2.1]. No fim da década de 1940, surge a primeira aplicação dos FRP’s

na indústria petrolífera, sendo que nos dias de hoje é ainda uma das principais áreas de

aplicação destes materiais. Esta utilização é justificada pelo bom comportamento dos

materiais compósitos quando expostos a ambientes agressivos, bem como pelas suas

propriedades térmicas e electro-magnéticas. No início da década de 1950, os materiais FRP’s

começam a ser utilizados nas indústrias químicas, em estações de tratamento de águas

residuais, em estações eléctricas e na indústria do tratamento de papel, sendo a sua utilização

justificada pelas mesmas razões anteriormente enunciadas [2.3].


8

A indústria automóvel introduziu materiais compósitos nos seus componentes pela primeira

vez no início da década de 1950 (Figura 2.2) e, na década de 1970, era já a principal

consumidora de compósitos, suplantando a indústria naval [2.3].

Na década de 1960, começaram a ser produzidos ‘materiais compósitos avançados’. Estes

tinham a particularidade de serem constituídos por fibras de elevada resistência e módulo de

elasticidade, destacando-se as fibras de carbono. No entanto, devido ao elevado custo que

estes materiais apresentavam, a sua utilização era praticamente exclusiva das indústrias

associadas à defesa.

Na década de 1970, no contexto da crise energética, houve um esforço da indústria dos

materiais compósitos para reduzir os custos de produção, permitindo a utilização dos mesmos

por novas indústrias e novos sectores do mercado, desde barcos de recreio e artigos de

desporto. Na década de 1980, com a descoberta de novos processos de fabrico, foi possível

fabricar novos compósitos com propriedades mecânicas superiores aos até então fabricados,

sendo que estes também passaram a ser produzidos a preços inferiores. Em paralelo, ocorreu

um impulso na produção de plásticos reforçados com fibras de aramida [2.13].

No final da década de 1980 e no início da década de 1990, a redução do custo dos FRP’s

relacionada com a evolução tecnológica de processos de fabrico como a pultrusão,

Figura 2.2. Utilização de compósitos FRP em carros de competição [2.43].

a) b)

Figura 2.2. Utilização de compósitos FRP em carros de competição [2.43].

Figura 2.1. a) Utilização de fibras de vidro no casco de navios militares [2.41]; b) Utilização de FRP em aviões [2.42].


9

acompanhou a necessidade de renovação de certas infra-estruturas, principalmente as

rodoviárias, com exigências de funcionalidade crescentes. Com o apoio da indústria, bem

como de organizações governamentais, o desenvolvimento de projectos-piloto em paralelo

com o crescimento do esforço de investigação permitiu uma aceitação cada vez maior destes

materiais em aplicações do sector da construção. Deste modo, e ainda na década de 1990,

deu-se início a uma série de conferências internacionais que visavam discutir aspectos

específicos do uso destes materiais compósitos na Engenharia Civil.

Desde então, têm sido desenvolvidos produtos muito diversificados, com especial destaque

para varões e cabos de pré-esforço para reforço interior de estruturas de betão, mantas e

laminados para o reforço exterior de estruturas de betão, cabos para pontes suspensas, perfis

estruturais e painéis de laje pré-fabricados. Estes têm tido um número crescente de

aplicações, quer em obras de reparação, quer em construções novas.

2.2 - Características gerais dos FRP’s

Para produzir um material compósito FRP é necessário conjugar dois materiais primários, as

fibras e a matriz polimérica. Do mesmo modo, pode referir-se que estes são formados por

duas fases, as fibras, que garantem o desempenho mecânico do material, e a matriz

polimérica, que garante a coesão do compósito, sendo responsável pela transferência das

cargas para as fibras [2.4]. À semelhança do betão, que também é um material compósito, os

FRP’s podem incorporar material de enchimento (filler) e um conjunto de aditivos que

permitem melhorar cercas propriedades ou o processo de fabrico. De um modo geral, o

comportamento e a resposta mecânica de um material FRP são influenciados pelos seus

constituintes, pela orientação e comprimento das fibras, pela sua distribuição na matriz, pelas

propriedades mecânicas da própria matriz, bem como pela ligação entre estes dois.

A combinação criteriosa destes materiais tem permitido o desenvolvimento e o aparecimento

de novos produtos, que têm sido utilizados nas mais diversas aplicações estruturais, sendo

hoje em dia uma opção válida e bem estabelecida em diversos mercados, incluindo o da

construção. Nos pontos seguintes, apresenta-se uma análise aos materiais constituintes dos

compósitos FRP, em que se referem as suas principais características e propriedades.

2.2.1 - Materiais constituintes

2.2.1.1 - Fibras

As fibras são o principal componente estrutural dos compósitos FRP, na medida em que

garantem a resistência e rigidez destes materiais. Os parâmetros que influenciam o seu

comportamento são a forma, a orientação, o teor e a composição química. A forma contínua

das fibras é aquela que permite o melhor desempenho estrutural do compósito, possibilitando

a sua orientação em direcções específicas. Já a sua orientação tem um papel importante no

valor do módulo de elasticidade e da resistência à tracção, uma vez que estes atingem


10

máximos para a direcção principal das fibras. Estes vão diminuindo à medida que a direcção

dos esforços/solicitações se afasta da direcção das fibras [2.5].

Os compósitos FRP mais utilizados correntemente são os seguintes:

GFRP, polímeros reforçados com fibras de vidro, do inglês ‘Glass Fiber Reinforced

Polymer’;

CFRP, polímeros reforçados com fibras de carbono, do inglês ‘Carbon Fiber Reinforced

Polymer’;

AFRP, polímeros reforçados com fibras de aramida, do inglês ‘Aramid Fiber Reinforced

Polymer’.

Na tabela 2.1 apresentam-se as principais características dos três tipos de fibras anteriormente

referidos. É de referir que estas são características gerais ou médias das fibras, uma vez que de

entre das fibras de carbono, vidro e aramida existem ainda diversos subtipos de fibras. A título

de exemplo, de entre das fibras de carbono, existem fibras de resistência elevada, de

resistência muito elevada, de módulo de elasticidade elevado e de módulo de elasticidade

muito elevado [2.6].

Tabela 2.1. Principais propriedades e características das fibras mais utilizadas para reforçar compósitos FRP (adaptado de [2.1], [2.2] e [2.6])

Propriedades Fibras

Vidro Carbono Aramida

Mecânicas

Resistência à tracção (MPa)

1800 - 4800 2000 – 6000 2900 – 4100

Módulo de elasticidade (GPa)

69 – 90 160 – 700 60 – 190

Extensão de rotura (%) 3.0 – 5-5 0.2 – 2.3 2.0 – 5.0

Coeficiente de Poisson (-) 0.4 0.3 – 0.4 0.2

Físicas

Massa volúmica (g/cm3) 2.5 1.7 – 2.1 1.5

Diâmetro das fibras (μm) 3 – 120 4 – 10 12

Estrutura das fibras (-) Isotrópica Anisotrópica Anisotrópica

Térmicas

Coeficiente de dilatação térmica (10

-6/K)

5.0 – 6.0 Axial: -1.3 a -0.1

Radial: 18.0 -2.0

Condutibilidade

[W/(m˚C) ] 1.3 8.5 – 70.0 -

Eléctricas Resistividade (Ω) 4.0x1014

9.5 – 18.0(x10-6

) -

As fibras de vidro, presentes em compósitos de GFRP, são as mais utilizadas na construção,

uma vez que, além de apresentarem uma resistência mecânica elevada, têm um preço

relativamente reduzido. Existem diversos tipos de fibra de vidro (com as designações de E, S,

AR e C). No entanto, todos os tipos apresentam o mesmo módulo de elasticidade. A diferença

entre os diversos tipos prende-se com o valor da resistência mecânica, a resistência à corrosão

e a diversos químicos. A título de exemplo, refere-se que as fibras AR são as que apresentam

melhor resistência aos agentes alcális. As fibras de vidro têm como principais desvantagens o

facto de apresentarem reduzidos módulos de elasticidade, exibirem fraca resistência à

humidade e a ambientes alcalinos, bem como serem susceptíveis à rotura por fadiga [2.7, 2.8].


11

As fibras de aramida consistem em cadeias de moléculas de poliamida aromática. Foram

desenvolvidas e patenteadas por DuPont em 1965, obtendo a designação comercial de Kevlar.

Estas são mais resistentes que as de vidro e podem apresentar um módulo de elasticidade

bastante superior. O facto de apresentarem um coeficiente de absorção de humidade elevado,

serem difíceis de fabricar, bem como terem um elevado custo em comparação com outras

fibras de reforço, fez com que se tornassem menos atractivas para o mercado da construção

civil [2.4]. A somar às desvantagens referidas apresentam-se outras propriedades como a sua

reduzida resistência à compressão e o facto de serem muito sensíveis à degradação pela

radiação ultravioleta [2.7].

As fibras de carbono são produzidas a temperaturas elevadas (1200°C - 2400°C) sendo que a

matéria-prima para o seu desenvolvimento poderá provir de três materiais precursores

diferentes. As fibras resultam do tratamento térmico destes precursores, todos eles materiais

orgânicos ricos em carbono. As três proveniências das fibras são uma seda celulósica rayon

fabricada a partir da polpa da madeira ou do línter do algodão, o poliacrilonitrilo ou o alcatrão

de hulha. O percursor mais comum é o poliacrilonitrilo, uma vez que proporciona fibras com

melhores características, as fibras PAN. No entanto, também é usual a utilização de fibras

pitch, estas derivadas do processamento do petróleo, alcatrão de hulha, apresentando maior

rigidez relativamente a outras fibras comercializadas [2.4].

As fibras de carbono apresentam uma coloração preta e, por norma, são muito duráveis. Têm

um bom comportamento mecânico, apresentando boa resposta a cargas de fadiga e fluência,

funcionando muito bem em ambientes quentes e húmidos uma vez que não absorvem

humidade. O seu bom comportamento a ambientes quentes pode ser justificado com o facto

de estas apresentarem um reduzido coeficiente de expansão térmica na direcção longitudinal

permitindo, deste modo, uma melhor estabilidade estrutural [2.4]. Têm como desvantagem o

facto de serem termicamente e eletricamente condutoras, podendo criar, quando em contacto

com metais, uma célula galvânica, dada a diferença de potencial entre estes materiais. Em

1992, Alias e Brown [2.9] estudaram os efeitos destas diferenças de potencial, chegando à

conclusão que este facto pode desencadear um processo de degradação da resina do material

FRP, bem como a corrosão do próprio metal.

As fibras de carbono, apesar do seu custo considerável, apresentam como vantagens o facto

de possuírem elevados valores de tensão última e módulo de elasticidade, associados a um

reduzido peso próprio. No entanto, dado o seu comportamento anisotrópico, a resistência

mecânica não é igual em todas as direcções, tendo uma resistência radial reduzida.

Dadas as suas características, hoje em dia, pode encontrar-se quatro variedades destas fibras

no mercado. Estas são classificadas tendo em conta as suas resistências e os seus módulos de

elasticidade. Têm-se as fibras de resistência elevada (HS – High Strength), as de resistência

ultra elevada (UHS – Ultra High Strength), as de rigidez elevada (HM – High Modulus) e as de

rigidez ultra elevada (UHM – Ultra High Modulus). Quanto à aplicação destas fibras em reforço

estrutural, as mais utilizadas são, de momento, as de resistência elevada (HS). Na figura 2.3 é

possível observar um gráfico tensão-deformação com os três tipos de fibras utilizados no

reforço em comparação com os do aço correntemente utilizado no betão armado [2.10].


12

Por observação da figura 2.3, conclui-se que as fibras de carbono, aramida e vidro apresentam

um comportamento linear até à sua rotura. De facto, esta característica é considerada uma

desvantagem das fibras em relação ao comportamento dúctil do aço corrente e do aço de pré-

esforço. No entanto, as tensões de rotura das fibras de carbono, aramida e vidro são

consideravelmente superiores às dos aços apresentados. Verifica-se também que, dos três

tipos de fibras apresentados, as fibras de vidro são as que apresentam maior extensão na

rotura, contudo ainda menor que as atingidas pelos aços. As fibras de carbono têm, como

principal razão da sua utilização no reforço de estruturas de betão, o facto de apresentarem

elevado módulo de elasticidade. Como tal, para se mobilizar a resistência das mesmas, são

necessários deslocamentos ou deformações inferiores aos apresentados pelas restantes fibras

e aços.

As fibras de reforço utilizadas na composição dos polímeros de carbono, aramida ou vidro

podem ser apresentados de diferentes modos. Estas estão disponíveis em conjuntos de

filamentos contínuos quase paralelos não torcidos, designados por rovings, ou em conjuntos

de filamentos contínuos quase paralelos torcidos, designados por yarns. Um terceiro modo de

apresentação é o de fibras curtas, designado por chopped, com 3 a 50 mm de comprimento

[2.2].

As fibras contínuas permitem obter valores máximos de resistência e rigidez, denotando a

importância que o comprimento destas tem sobre as características das mesmas. Deste modo,

ao contrário das fibras contínuas, os compósitos constituídos por fibras curtas distribuídas

aleatoriamente apresentam menores valores de resistência e rigidez. Os compósitos por elas

constituídos têm propriedades quase isotrópicas e apresentam como desvantagem uma maior

fluência da matriz [2.8].

2.2.1.2 - Matriz

A matriz de um compósito reforçado com fibras pode ser metálica, cerâmica e, neste caso,

polimérica. Geralmente, a utilização de metais ou polímeros como matriz deve-se ao facto de

Figura 2.3. Gráfico tensão-deformação de várias fibras, de cordões de aço de pré-esforço e de aço A500 [2.2].


13

ser habitual pretender-se que o compósito apresente alguma capacidade de ductilidade. A

composição da matriz tem um papel determinante na resposta do compósito às acções

solicitadas. Factores como a variação da composição da matriz ou a temperatura de

processamento da mesma alteram as propriedades do compósito. Estas alterações

manifestam-se na rigidez do compósito, na resistência ao fogo, na resistência aos raios

ultravioleta, na resistência à humidade, na condutividade térmica e eléctrica e na resistência a

ataques químicos [2.11, 2.12].

Desempenhando as fibras um papel essencial na constituição dos FRP’s, a resina responsável

pela materialização da matriz polimérica tem também funções importantes no funcionamento

do compósito, nomeadamente as seguintes:

Garantir a adequada transferência de tensões para as fibras;

Proteger as fibras de abrasão mecânica ou ataques químicos;

Garantir a separação de fibras evitando a propagação de fissuras de fibra para fibra;

Impedir deslocamentos horizontais e transversais das fibras;

Oferecer resistência à encurvadura das fibras, quando estas estão sujeitas a

compressão;

Proteger as fibras da humidade (semelhante ao recobrimento no betão de modo a

proteger as armaduras de aço).

As resinas, em conjunto com os aditivos e o material de enchimento, são as responsáveis pela

constituição da matriz de um compósito. Relativamente às resinas poliméricas, estas podem

dividir-se em dois grandes grupos, as termoplásticas e as termoendurecíveis.

As resinas termoplásticas, onde se incluem o polipropileno, a poliamida, o polietileno e o

polibutileno, formam as moléculas através de ligações fracas de Van der Waals ou de pontes

de hidrogénio, não possuindo as ligações mais fortes, as covalentes. As resinas termoplásticas

permitem, deste modo, uma reciclagem e reutilização das mesmas, na medida em que estas

não cristalizam numa estrutura definitiva, isto é, podem ser aquecidas e moldadas

repetitivamente sem que a sua composição química se altere. Uma vez que as resinas

termoplásticas apresentam menor grau de cristalinidade em relação às resinas

termoendurecíveis, a sua temperatura de transição vítrea, Tg, é também menor, resultando

numa menor resistência à temperatura [2.11, 2.14].

As resinas termoendurecíveis, onde se incluem as de poliéster, as de viniléster, as epóxidas e

as fenólicas, são formadas através de uma reacção química de polimerização da qual, na

presença de calor, se forma uma estrutura tridimensional amorfa com ligações moleculares

covalentes. Dada a irreversibilidade da sua estrutura, estas resinas, ao contrário das

termoplásticas, não podem ser recicladas e reutilizadas. No entanto, apresentam baixa

viscosidade, que permite elevadas velocidades de processamento. Com esta característica

garante-se, também, uma maior facilidade de manuseamento e impregnação das fibras.

Quanto ao comportamento mecânico, as resinas termoplásticas apresentam, em relação às

resinas termoendurecíveis, melhor tenacidade e deformação na rotura mais elevado. De outro

modo, as matrizes termoendurecíveis são as que apresentam melhores características para a

confecção de FRP’s por proporcionarem melhor estabilidade térmica, reduzida fluência em


14

relação às termoplásticas e boa resistência química. A decisão de utilizar uma resina

termoplástica ou uma resina termoendurecível na composição do material compósito é

condicionada pelas propriedades que se pretendem obter, pelo custo de produção e pelo

modo de cura a adoptar [2.15].

Tendo em conta as diferentes características entre as resinas termoplásticas e

termoendurecíveis e as vantagens e desvantagens que cada grupo apresenta, as resinas mais

utilizadas na construção são as resinas termoendurecíveis. Esta utilização justifica-se pela

melhor resistência a ambientes extremos, melhor estabilidade térmica e melhor resposta

mecânica (deformação na rotura inferior às termoplásticas). Na tabela 2.2 apresentam-se as

propriedades gerais das principais resinas termoendurecíveis.

Tabela 2.2. Propriedades das resinas termoendurecíveis (adaptado de [2.1], [2.2], [2.4] e [2.11])

Propriedade Unidades Poliéster Epóxidas Viniléster Fenólica

Resistência à tracção

MPa 20-100 55-130 68-90 30-50

Módulo de Elasticidade

GPa 2.0 - 4.1 2.0 - 4.1 3.5 – 5.2 3.6

Extensão na rotura % 1.0 – 5.0 1.0 – 8.0 3.0 – 4.0 1.8 – 2.5

Massa volúmica g/cm3 1.20 – 1.30 1.20 – 1.30 1.12 – 1.16 1.00 – 1.25

Temperatura de transição vítrea

°C 55 - 120 50 - 270 102 - 280 220 - 250

As resinas de poliéster são comummente utilizadas para produzir perfis pultrudidos de FRP

bem como varões de FRP em substituição dos varões de aço. Embora possuam boas

características gerais têm menor durabilidade que as resinas de viniléster. Apresentam bom

equilíbro entre as suas propriedades mecânicas, químicas e eléctricas. Como vantagens

apresentam facilidade de processamento e manuseamento, devido à viscosidade reduzida,

estabilidade dimensional, baixo custo e versatilidade, que permite alterar a composição da

matriz durante as reacções de polimerização. Quanto às desvantagens, estas manifestam-se

através da elevada retracção volumétrica durante o processamento e o facto de terem uma

temperatura de transição vítrea reduzido. Nos Estados Unidos da América, este tipo de resinas

representa aproximadamente 75 % das aplicações comerciais [2.17].

As resinas epóxidas são normalmente associadas às fibras de carbono para a criação de FRP

em aplicações com elevados requisitos de resistência, rigidez, temperatura elevada e

durabilidade. Uma vez que possuem uma elevada viscosidade, o seu processamento e

manuseamento torna-se mais difícil que as resinas de poliéster. Têm também uma cura mais

demorada, no entanto, sofrem uma retracção mais reduzida uma vez que as epóxidas

apresentam valores entre 1,2% a 4,0% e as de poliéster cerca de 8,0%. Estes factores justificam

as excelentes propriedades adesivas das resinas epóxidas [2.1, 2.8].

As resinas de viniléster são as mais recentes, tendo começado a ser desenvolvidas apenas nos

últimos 20 anos. São cada vez mais um grande apelativo à construção devido à sua elevada

durabilidade e ao seu fácil processamento [2.4]. Estas resinas são consideradas um híbrido

entre as resinas de poliéster e as resinas epóxidas, conjugando as melhores propriedades


15

mecânicas das últimas com a facilidade de processamento e manuseamento das primeiras.

Com um custo também ele intermédio entre estas resinas, a sua grande desvantagem prende-

se com a elevada retracção volumétrica durante o processo de cura [2.3].

Quanto às resinas fenólicas, estas são as resinas termoendurecíveis utilizadas há mais tempo

(desde meados de 1900), no entanto, só recentemente se começou a utilizá-las na formação

de FRP para reforço de estruturas. Este atraso na sua utilização no reforço de estruturas

prende-se com o facto da dificuldade de reforçar a resina com fibras e o difícil processo de

cura que estas apresentam [2.4]. Em comparação com as restantes resinas, são menos

inflamáveis e produzem menos fumo numa situação de incêndio. Para além disso, apresentam

uma boa estabilidade dimensional e mantêm boas propriedades adesivas para temperaturas

elevadas [2.8].

Por norma, os compósitos FRP apresentam boa resistência à fadiga em comparação com os

metais. Tendo em conta que a rotura por fadiga se dá tendo em conta o acumular de danos e

imperfeições na resina, quanto mais dureza e menos imperfeições a resina apresentar melhor

resistirá à fadiga. Quando comparadas com as resinas de poliéster e viniléster, as resinas

epóxidas são as que apresentam melhor resposta à fadiga [2.2].

2.2.1.3 - Aditivos

À semelhança de outros materiais compósitos, como o betão, também aos compósitos FRP

podem ser adicionados diversos aditivos com vista a melhorar certas propriedades ou

características dos mesmos. Estes, por norma, são utilizados em pequenas quantidades e

actuam sobre a matriz do FRP alterando as suas propriedades mecânicas e o seu

processamento. As funções dos principais aditivos para compósitos FRP presentes no mercado

são as seguintes:

Diminuição da retracção e do teor de vazios;

Diminuição da inflamabilidade e da produção de fumos tóxicos em situação de

incêndio;

Aumento da condutibilidade eléctrica e da interferência electromagnética;

Aumento da dureza através da adição de borracha ou outros elastómeros;

Atraso ou inibição da oxidação dos polímeros através da adição de antioxidantes;

Redução da tendência para a atracção de cargas eléctricas, que podem provocar

choques eléctricos, incêndios ou atrair poeiras através da adição de agentes anti-

estáticos;

Diminuição da massa volúmica através de aditivos precursores de espumas;

Prevenção da perda de brilho, descoloração, fendilhação e desintegração devido à

radiação ultra-violeta através da adição de estabilizadores ultra-violeta;

Alteração da cor através da adição de corantes.

É de referir que existem também plastificantes que, embora cumpram a sua função de

aumentar a trabalhabilidade da resina e aumentem, também, a flexibilidade e ductilidade da


16

matriz polimérica, têm como desvantagem a diminuição da dureza do compósito e a

respectiva tenacidade [2.2, 2.16].

2.2.1.4 - Material de enchimento

A principal função do material de enchimento é a redução de custos no produto final. No

entanto, à semelhança dos aditivos, os materiais de enchimento também podem melhorar e

alterar características e propriedades no compósito FRP. Estes podem ser designados de

cargas e fillers e atingir até 20% do peso final do compósito FRP destinado ao reforço de

estruturas, sendo que para outras aplicações esta percentagem pode ir até 60%.

Os fillers permitem obter uma melhoria do comportamento em situação de incêndio (pela

diminuição do conteúdo orgânico). Por outro lado, ao contribuírem para uma diminuição da

retracção da matriz, garantem um compósito com uma estabilidade dimensional elevada,

prevenindo o desenvolvimento de fissuras em zonas de descontinuidade, de danos exteriores

e de acumulação excessiva de resina. O efeito de prevenção do desenvolvimento de fissuras

faz com que o compósito apresente uma melhor resistência a ambientes extremos. Estes

materiais de enchimento permitem ainda melhorar outras propriedades, nomeadamente a

dureza, a resistência à fadiga e à fluência ou a resistência química da matriz polimérica [2.1,

2.17].

Entre os compostos mais utilizados como filler incluem-se o carbonato de cálcio, o caulino, a

alumina e o sulfato de cálcio. Os dois últimos compostos, em particular, são utilizados para

melhorar o comportamento do compósito em situação de incêndio, reduzindo a

inflamabilidade e a produção de fumo [2.1].

2.2.2 - Adesão fibras-matriz

As propriedades mecânicas da ligação fibra-matriz dependem essencialmente da adesão e da

compatibilidade mecânica entre as fibras e a matriz e, também, do ângulo entre as fibras de

reforço e a direcção da solicitação [2.1].

Para garantir uma boa interacção mecânica entre as fibras e a matriz, as respectivas

propriedades mecânicas devem ser adaptadas. Por exemplo, para evitar o desenvolvimento de

microfissuras na matriz, antes de ser atingida a capacidade de deformação máxima das fibras,

a extensão na rotura da matriz deve ser superior à das fibras. Por outro lado, em compressão,

a matriz deve ter uma rigidez mínima, para evitar a encurvadura das fibras [2.1].

A rigidez e a resistência da adesão fibra-matriz dependem também, em grande medida, do

ângulo entre as fibras e a direcção da solicitação, verificando-se valores máximos daquelas

grandezas quando as direcções das fibras e da solicitação são coincidentes [2.1].


17

2.3 - Características gerais dos adesivos de colagem

O adesivo de colagem é o material responsável pela colagem do compósito de FRP, neste caso

laminados de FRP (2.4.1.2), e pela transferência de tensões entre o betão, ou a peça solicitada,

e o laminado de FRP. Com isto, permite-se que os materiais funcionem em conjunto na

resposta às acções solicitadas. Nos dois planos da interface betão-adesivo e adesivo-laminado,

as tensões são predominantemente de corte, sendo possível que ocorram também tensões

normais. No reforço estrutural, as resinas mais utilizadas são as resinas epóxidas, no entanto,

existem no mercado diversos tipos de resinas para cada necessidade de solicitação ou

resistência. Uma vez que, para aplicações no âmbito da engenharia civil, não existem adesivos

que respondam a todos os requisitos necessário, é comum, à semelhança das resinas para a

matriz do compósito FRP, a adição de fillers e aditivos.

Nos sistemas de reforço curados ‘in-situ’, o adesivo de colagem do reforço à estrutura a

reforçar é a própria resina do compósito FRP. Nestes casos, a resina é responsável não só pela

transmissão de tensões do elemento a reforçar para o compósito FRP, como do compósito FRP

para as fibras de reforço. Neste tipo de soluções, a resina habitualmente utilizada é do tipo

epóxido de dois componentes, a resina e o endurecedor.

Nos sistemas de reforço onde se utilizam compósitos pré-fabricados, por exemplo laminados,

o adesivo de colagem deverá ser de tipo diferente à da resina utilizada para a matriz do

compósito FRP. Para estes casos, o adesivo de colagem mais comummente utilizado é,

também, uma resina do tipo epóxido de dois componentes [2.18].

As principais características que definem um adesivo, em estado não endurecido, são a

viscosidade, o tempo de utilização e o tempo de contacto. A viscosidade do adesivo é um

parâmetro que ajuda a estabelecer a trabalhabilidade da resina. O tempo de utilização, pot

life, é o tempo durante o qual a mistura é trabalhável sem dificuldade. O tempo de contacto é

o tempo decorrido a partir do momento em que se aplica a resina até ao instante em que esta

endurece. Decorrido o tempo de contacto da resina, deixa de ser possível realizar uma

colagem.

Factores como a temperatura ambiente, a temperatura do suporte, a humidade ou a correcta

mistura dos dois componentes, resina e endurecedor, influenciam a viscosidade, o tempo de

utilização e o tempo de contacto [2.2].

As resinas do tipo epóxido são as mais utilizadas no reforço de estruturas em engenharia civil,

quer como matriz do compósito FRP, quer como adesivo de colagem. Estas apresentam

diversas vantagens em relação às restantes resinas disponíveis no mercado destacando-se as

seguintes [2.2, 2.19]:

Boas propriedades de aderência a uma grande variedade de substratos com elevada

resistência coesiva;

Podem ser endurecidas pela inclusão de borracha;

Menor retracção, quando comparadas com resinas de poliéster, acrílicas e vinílicas,

permitindo a ligação de grandes áreas apenas com pressão de contacto entre o

compósito e o elemento a reforçar;


18

Menor fluência e conservação da resistência sob cargas permanentes;

Boa adaptação a superfícies irregulares;

Podem ser consideradas tixotrópicas para a aplicação em superfícies verticais.

Na tabela 2.3 apresentam-se algumas características e propriedades das resinas epóxidas

correntemente comercializadas.

Tabela 2.3. Propriedades gerais de adesivos epoxy (adaptado de [2.2], [2.11] e [2.20])

Propriedade Unidades Intervalo de valores

Resistência à tracção MPa 9 – 55

Resistência à compressão MPa 55 – 120

Resistência ao corte MPa 10 – 30

Tensão de aderência ao betão por tracção

MPa 2 – 8

Módulo de elasticidade GPa 0.5 – 20.0

Módulo de distorção GPa 0.2 – 8.0

Coeficiente de Poisson - 0.3

Extensão na rotura % 0.5 – 5.0

Massa volúmica g/cm3

1.1 – 1.7

Temperatura de transição vítrea °C 40 - 80

2.4 - Características gerais dos compósitos CFRP

As fibras de carbono apresentam diversas vantagens em relação às fibras de vidro e de

aramida, sendo as mais utilizadas em situações de reforço em engenharia civil. No ponto

2.2.1.1 identificam-se estas vantagens e desvantagens resumindo-se nas seguintes:

Permitem um maior acréscimo da resistência, uma vez que apresentam maior

resistência à tracção;

Permitem um maior acréscimo de rigidez, uma vez que apresentam maior módulo de

elasticidade;

Permitem um maior acréscimo simultâneo de rigidez e resistência.

Além das vantagens referidas tem-se, ainda, que em relação às de vidro e às de aramida, estas

apresentam melhor comportamento à fadiga e à actuação de cargas repetidas, elevada

resistência a ataques químicos e são imunes à corrosão [2.5, 2.10, 2.21].

Na figura 2.4 apresenta-se um gráfico com os diagramas tensão-deformação dos principais

compósitos FRP (CFRP, GFRP e AFRP) e o aço utilizado correntemente na construção de

estruturas de betão armado, macio e de pré-esforço.

Por observação da figura 2.4, verifica-se que todos os compósitos FRP apresentam um

comportamento linear até à rotura. No entanto, o compósito CFRP é o que apresenta maior

tensão de rotura e menor extensão na rotura. Verifica-se também ser o que tem maior módulo


19

de elasticidade, sendo que é o mais semelhante ao do aço e, como tal, o mais apto a funcionar

em conjunto com este no reforço de uma estrutura de betão armado.

No restante capítulo far-se-á uma descrição dos modos de apresentação dos compósitos CFRP

presentes no mercado, bem como uma exposição da influência da temperatura e humidade no

compósito CFRP e, por fim, a resposta que estes apresentam ao efeito de fluência e relaxação.

2.4.1 - Modos de apresentação

Os modos de apresentação dos compósitos CFRP presentes no mercado dividem-se em dois

grandes grupos, os sistemas curados ‘in-situ’ e os sistemas pré-fabricados. Dentro dos sistemas

pré-fabricados, tem-se os laminados e os varões e cabos. Quanto aos sistemas curados ‘in-situ’

tem-se as mantas, os tecidos e os fios. Dentro destes dois grupos, poderá fazer-se uma nova

classificação tendo em conta as direcções das fibras, sejam elas unidirecionais (1D),

bidirecionais (2D) ou multidireccionais (3D) [2.5]. Na presente secção far-se-á uma descrição

de cada um destes modos bem como do processo de fabrico e aplicabilidade de cada um.

2.4.1.1 - Mantas

As mantas de CFRP fazem parte dos sistemas curados ‘in-situ’, sendo que para estes é

necessária uma resina de impregnação para que o material se torne funcional. Estas podem vir

pré-impregnadas ou em estado seco, no entanto, é sempre necessário uma resina para servir

de adesivo ou de matriz e adesivo ao mesmo tempo, respectivamente.

Estas mantas são constituídas, geralmente, por fibras contínuas unidireccionais, no entanto, e

caso seja necessário realizar um reforço em duas direcções, estas podem apresentar fibras

contínuas nas duas direcções (bidireccionais), sendo estas últimas designadas por tecidos.

Figura 2.4. Gráfico tensão-deformação de vários compósitos FRP, aço de pré-esforço e de aço macio (adaptado de [2.2])


20

Estas fibras estão dispostas sobre uma rede ou plástico protector que confere ao material a

resistência necessária até à sua aplicação. No seu processo de fabrico as fibras são agrupadas,

esticadas e alinhadas para, posteriormente, serem colocadas numa prensa. Estas são

prensadas em simultâneo com uma rede de suporte, uma tela pré-impregnada com reduzidas

quantidades de resina epóxida e um plástico de protecção retirado no acto de aplicação. No

caso de se ter um sistema seco, sem pré-impregnação, a tela pré-impregnada é omitida. De

referir que a pré-impregnação não faz uma impregnação total das fibras, sendo apenas um

modo de garantir que estas estão aglomeradas e não se separam no transporte e aplicação.

Com a aplicação final de resina como adesivo completa-se o compósito e o sistema de reforço

[2.2, 2.5].

Tanto as mantas como os tecidos são fornecidos em rolos com espessuras de 0.1 mm a 0.5 mm

e larguras de 25 a 50 cm. O facto de não serem fornecidos na sua rigidez final, confere-lhes

boa trabalhabilidade e possibilita a aplicação de sucessivas camadas, o que com os laminados

(2.4.1.2) é impossível. Na figura 2.5, a) e b), ilustra-se um exemplo de manta CFRP e outro de

tecido CFRP, respectivamente.

2.4.1.2 - Laminados

Os laminados são a forma mais comum de aplicação de compósitos CFRP, tendo na literatura

internacional as designações de ‘plate’, ‘strip’ ou ‘laminate’. Resultam da impregnação de uma

resina termoendurecível, geralmente resina epóxida, num feixe de fibras contínuas alinhadas e

esticadas. O seu processo de fabrico é semelhante à da pultrusão de perfis metálicos ou perfis

de FRP. Este processo garante a impregnação das fibras, estabelecendo também uma largura e

espessura normalizadas. As fibras são dispostas segundo a direcção longitudinal do laminado,

garantindo a máxima resistência e rigidez nessa direcção, sendo que a sua aplicação se destina

a resolver problemas de tracção. Os laminados apresentam, geralmente, espessuras de 1 mm

a 2.4 mm sendo possível a criação de laminados de espessuras superiores. O volume de fibras

varia de 65% a 75% do volume do laminado, sendo a restante percentagem a resina de

impregnação. A resina responsável pelo adesivo será, regra geral, uma resina distinta da

utilizada para a impregnação do laminado.

a) b)

Figura 2.5. a) Manta CFRP com fibras unidirecionais [2.22]; b) Tecido CFRP com fibras bidirecionais [2.23].


21

O processo de fabrico dos laminados (pultrusão) permite converter as fibras e a resina de

impregnação num produto acabado. De entre os vários processos de fabrico de materiais

compósitos das últimas décadas, a pultrusão revelou-se o processo economicamente mais

viável, sendo o que apresenta uma relação produtividade/custo mais elevada [2.2]. A

pultrusão divide-se em duas fases. Na primeira fase, as fibras são impregnadas num molde

com a forma pretendida para a secção transversal, enquanto a matriz se encontra no estado

líquido. Na segunda fase, dá-se a solidificação da matriz no molde de onde resulta a peça final.

A peça final poderá ter dezenas de metros que são, habitualmente, armazenados em rolos.

Na figura 2.6 apresenta-se o aspecto final de um laminado, a disposição dos seus constituintes

e o seu modo de armazenagem.

Na tabela 2.4 apresentam-se as principais características e propriedades dos laminados

comercializados em Portugal.

Tabela 2.4. Propriedades dos laminados de CFRP (adaptado de [2.2])

Propriedade Unidade Intervalo de valores

Módulo de elasticidade GPa 165 - 300

Resistência à tracção MPa 1500 – 3200

Extensão na rotura à tracção % 0.45 – 1.70

Percentagem volúmica de fibras % 67 - 70

Massa volúmica kg/m3 1600

Temperatura de transição vítrea

mínima ⁰C 50

Largura do laminado mm 50 - 150

Espessura do laminado mm 1.2 – 1.4

a) b) c)

Figura 2.6. a) Laminado de CFRP [2.44]; b) Constituintes de um laminado de CFRP [2.18]; c) Modo de armazenamento de laminados de CFRP [2.2].


22

2.4.1.3 - Fios

Os fios são o modo de apresentação do compósito de CFRP menos utilizado na construção. A

sua aplicabilidade é muito restrita, estando confinada apenas a uma técnica de reforço

designada por encamisamento automático. Os elementos de betão sujeitos a esforços triaxiais

de compressão apresentam uma resistência final superior à obtida por compressão simples.

Este efeito verifica-se devido ao impedimento da deformação transversal por efeito de Poisson

do elemento carregado axialmente. Deste modo, é frequente, o confinamento lateral dos

pilares, elementos comprimidos, com o objectivo de aumentar a sua resistência à compressão.

Existem diversos métodos disponíveis através da aplicação de mantas e tecidos no perímetro

da secção do pilar.

O método designado por encamisamento automático consiste num mecanismo automático

que vai girando à volta do pilar à medida que uma bobina de fios vai sendo desenrolada. Estes

fios, à medida que o mecanismo gira, vão-se enrolando no perímetro do pilar, confinando-o. O

mecanismo tem a capacidade de desenrolar os fios ao mesmo tempo que aplica a resina. Esta

técnica engloba-se no sistema de cura ‘in-situ’. Na figura 2.7 apresenta-se uma imagem do

método de armazenagem dos fios bem como a técnica de encamisamento automático a ser

aplicada.

2.4.1.4 - Varões e cabos

Através do processo de pultrusão é possível fabricar varões de CFRP com fibras alinhadas na

direcção longitudinal do varão. Estes varões podem, à semelhança do varões de aço, ser

nervurados, de modo a aumentar a aderência ao betão. A produção destes varões teve como

principal objectivo a substituição dos varões de aço na construção de estruturas em betão

armado. No entanto, até aos dias de hoje, são ainda uma solução cara em relação aos

tradicionais varões de aço. Por esta razão e por apresentarem rotura frágil, bem como uma

aderência ao betão inferior à do aço, são uma solução pouco utilizada.

a) b)

Figura 2.7. a) Técnica de encamisamento com recurso a fios de CFRP [2.11]; b) Rolos de fios de CFRP [2.45].


23

Através do mesmo método de fabrico (pultrusão), é possível criar cordões de CFRP que, depois

de enrolados, constituem cabos. Estes podem ser aplicados por pré-esforço nas estruturas de

betão armado. A aplicação de pré-esforço exterior à estrutura de betão armado através destes

cordões é uma técnica cada vez mais utilizada no reforço de estruturas, uma vez que é uma

técnica não invasiva e não destrutiva, com grande resistência a ambientes extremos em

relação à mesma técnica com cabos de aço. Na figura 2.8 apresentam-se os varões de CFRP e

uma solução pré esforçada com cabos de CFRP.

2.4.2 - Influência da temperatura e humidade

Factores como a temperatura e humidade influenciam as características das resinas, como

descrito no ponto 2.4, e, consequentemente, a resposta do compósito CFRP às acções

solicitadas. Sabe-se que as resinas, após atingida a temperatura de transição vítrea, perdem

algumas das suas características físicas e mecânicas, deixando o sistema CFRP de funcionar

com toda a sua eficácia, podendo levar ao colapso da estrutura que está a reforçar. Deste

modo, não é aconselhável a aplicação destes sistemas em locais onde a temperatura máxima

diária ultrapasse a temperatura de transição vítrea mínima dos constituintes dos sistemas

CFRP presentes no mercado, habitualmente 50°C.

De modo a responder a esta problemática, em 1996 Clarke [2.26] publicou o manual Eurocomp

em que se propõe um limite de aplicação dos sistemas CFRP para a construção. Neste, Clarke

estabelece que a aplicação de um sistema de CFRP pressupõe que a sua temperatura de

transição vítrea seja 10°C a 20°C superior ao valor da temperatura máxima diária nesse local.

Embora existam compósitos FRP e, mais concretamente, CFRP com elevadas resistências à

humidade, todas as formulações poliméricas estão sujeitas a absorver humidade. Este efeito

tem consequências no comportamento dos compósitos, destacando-se a redução da

temperatura de transição vítrea e a redução das suas propriedades mecânicas [2.2, 2.27].

2.4.3 - Fluência e relaxação

Os compósitos reforçados com fibras, devido às propriedades viscoelásticas do material

(polímeros termoendurecíveis), podem apresentar diferentes comportamentos à fluência e à

a)

b)

b)

Figura 2.8. a) Cordões de CFRP [2.24]; b) Varões de CFRP [2.25]


24

relaxação quando sujeitos a acções constantes no tempo. Estas variações de deformação e

tensão num compósito são, fundamentalmente, dominadas pela ocorrência de mecanismos de

alteração na matriz, ao nível das forças internas de ligação. Dependem de factores como o

grau de cura da resina, o volume e a orientação das fibras, o processo de fabrico do FRP e,

ainda, de agentes do meio, como a temperatura e a humidade. Neste contexto, as fibras de

carbono, aramida e vidro têm excelente resistência.

Quanto maior for a temperatura de transição vítrea do compósito, maior é a resistência do

material à fluência. Os compósitos reforçados unidireccionalmente apresentam melhor

comportamento na direcção das fibras do que os bidirecionais e os multidireccionais. O

aumento de tensões de tracção, combinado com ambientes de elevada amplitude

higrotérmica e agentes químicos agressivos, pode conduzir ao amolecimento da resina, à

diminuição da ligação interlaminar e, por último, à antecipação no tempo da ruína por fluência

[2.28].

Num trabalho recente, realizado por Yamaguchi [2.29], foram realizados ensaios de

investigação das propriedades em fluência de varões de GFRP, AFRP e CFRP. Estes varões, com

55% de volume de fibras, foram ensaiados durantes 1000 horas à temperatura ambiente de

22±1°C. Neste estudo, Yamaguchi conclui que, ao inverso dos varões de GFRP e AFRP, os

varões de CFRP não apresentaram praticamente nenhuma deformação por fluência, nem

perda significativa de tensão por relaxação.

2.5 - Reforço de vigas à flexão com laminados de CFRP

Nesta secção aborda-se, numa primeira fase, as duas principais técnicas de reforço à flexão de

vigas de betão armado. Estas designam-se por EBR (Externally Bonded Reinforcement), onde os

laminados são colados na face exterior da viga, e por NSM (Near Surface Mounted), onde os

laminados são inseridos em rasgos criados na face da viga de betão armado. Numa segunda

fase, analisa-se as directivas e recomendações de dimensionamento, de ambos os sistemas,

segundo o documento normativo ACI 440.2R-08 [2.30] e o Bulletin 14 da fib [2.6].

2.5.1 - Sistema EBR

Existem diversos sistemas de reforço à flexão, no entanto, o EBR (Externally Bonded

Reinforcement) é o mais comum, uma vez que é o mais simples de aplicar. O sistema EBR

consiste na colagem de um laminado CFRP na face do elemento a reforçar.

Para a aplicação deste método, são necessários três componentes, o substrato, o adesivo e o

laminado de CFRP. A técnica inicia-se pela preparação do substrato, neste caso a face inferior

de uma viga de betão armado. Nesta deverá ser criada uma rugosidade livre de pós, óleos e

sujidade, de modo a garantir uma boa base de aderência do adesivo. Este trabalho poderá ser

realizado com o auxílio de um martelo de agulhas (ver figura 2.9 a). Posteriormente,

regulariza-se e extrai-se os pequenos detritos que já estejam soltos com a aplicação de uma


25

escova de aço e, por fim, aplica-se um sopro de ar comprimido para retirar as poeiras. Na

figura 2.9 b) ilustra-se o aspecto final de uma viga pronta a receber a aplicação do reforço.

A fase seguinte de aplicação da técnica prende-se com a preparação do adesivo, geralmente

epóxido. Com o adesivo preparado e o laminado de CFRP cortado na dimensão desejada, e

limpo com sopro de ar comprimido e várias passagens de acetona, procede-se ao barramento

do substrato com o adesivo. De seguida, e dentro do tempo de utilização da resina, aplica-se,

também, adesivo no laminado, sendo esta alisada por recurso a uma bitola. Na figura 2.10 a)

ilustra-se a técnica de alisamento da resina no laminado e na figura 2.10 b) mostra-se o

aspecto final da viga após barramento com resina epóxida.

Por fim, procede-se à colagem do laminado à viga de betão armado por simples encosto. Esta

técnica é a mais simples de aplicar, uma vez que não envolve mão-de-obra especializada,

envolve poucos utensílios e materiais e apresenta elevados rendimentos.

a) b)

a) b)

Figura 2.9. a) Criação de rugosidade na superfície do betão com recurso a martelo de agulhas; b) Superfície do betão pronta a receber laminado.

Figura 2.10. a) Utilização da bitola para regularizar a espessura de adesivo no laminado; b) Superfície da viga após barramento do adesivo.


26

2.5.2 - Sistema NSM

A técnica NSM (Near Surface Mounted) nasceu, nos últimos anos, da necessidade de aumentar

a capacidade resistente do sistema de reforço CFRP. Esta técnica consiste na colocação de

laminados de CFRP (também podem ser varões ou barras) no interior de rasgos realizados no

betão de recobrimento. Em comparação com o sistema EBR, esta técnica tem a particularidade

de o reforço estar protegido mecanicamente e quimicamente no interior do betão, e o facto

de retardar uma rotura por descolamento prematuro. O sistema NSM apresenta as seguintes

vantagens [2.2]:

Maior resistência ao descolamento/arrancamento;

Maior protecção face aos actos de vandalismo;

Redução da quantidade de CFRP para um mesmo acrescento de resistência com o

sistema EBR;

Redução da superfície de betão a tratar;

Maior resistência ao fogo.

A aplicação desta técnica envolve a preparação do substrato, da resina e dos laminados de

CFRP.

A primeira fase de aplicação do sistema NSM consiste na preparação do substracto. Neste

deverão ser criados rasgos, com recurso a uma rebarbadora ou máquina de corte de

processamento de pedra, os quais devem ser posteriormente limpos de poeiras, óleos e

detritos. Após a criação dos rasgos, o interior destes é soprado com ar comprimido para

garantir que se encontram limpos.

A segunda fase consiste na preparação do adesivo, e da sua aplicação no substracto e no

laminado. A aplicação do adesivo no laminado é semelhante à da técnica EBR, com a

particularidade de ser necessário aplicar em ambos os lados do laminado. A preocupação de

Figura 2.12. Colocação do laminado de CFRP no interior do rasgo.

Figura 2.11. Preenchimento dos rasgos com resina epóxida.


27

uniformizar a espessura de adesivo no laminado não se coloca para esta técnica, uma vez que

este vai ficar totalmente embebido. O preenchimento dos rasgos com adesivo é feito com

recurso a espátulas onde é essencial garantir que a totalidade do rasgo se encontra preenchido

sem bolhas de ar. Na figura 2.11 é possível ver o preenchimento dos rasgos com adesivo

epóxido.

A terceira e última fase de aplicação do sistema NSM prende-se com a colocação dos

laminados no interior do rasgo, garantindo a sua horizontalidade e que estes ficam centrados

no mesmo. Terá de se ter o cuidado de retirar o excesso de adesivo, para que este fique à face

com o betão, e preencher qualquer vazio que a colocação dos laminados possa ter causado. Na

figura 2.12 ilustra-se a colocação do laminado no rasgo, já preenchido de adesivo, com os

devidos cuidados de modo a garantir que fica centrado no mesmo.

Tendo em conta as vantagens da técnica NSM em relação à técnica EBR, conclui-se que a

primeira técnica não é tão utilizada uma vez que apresenta algumas limitações. A principal

limitação é a profundidade dos rasgos estar condicionada pela espessura do betão de

recobrimento. Tem-se ainda como desvantagens o facto de ser uma técnica mais trabalhosa,

que envolve mais pessoal, instrumentos e ferramentas especializadas e ainda o tratamento do

substrato ser mais complexo que o efectuado na técnica EBR.

2.6 - Indicações gerais de dimensionamento segundo o ACI 440 e o

FibBulletin 14

Neste capítulo apresentam-se as recomendações de dimensionamento do reforço à flexão de

vigas de betão armado com laminados de CFRP. Neste estudo, os documentos seguidos para o

dimensionamento dos reforços foram o ACI 440 [2.30] e o Bulletin 14 da fib [2.6]. O ACI 440

será utilizado para dimensionar o reforço, enquanto o Bulletin 14 da fib dá algumas

recomendações nas questões de aderência do CFRP ao betão.

Outros documentos normativos internacionais definem critérios de dimensionamento,

verificações de segurança e fornecem recomendações para aplicação destes sistemas,

nomeadamente os seguintes:

Documentos de homologação alemães do Deutches Institut fur Bautechnik (DIBt); NR.

Z 36.12 – 29 e NR. Z 36.12-54 [2.31, 2.32];

Documentos da Swiss Society of Engineers and Architects (SIA): D0128 [2.33];

Relatórios técnicos da Concrete Society da Grã-Bretanha: Technical Report 55 e

Technical Report 57 [2.34, 2.35];

Regulamento canadiano The Canadian CSA S806 Code [2.36];

Regulamento egípcio The Egyptian FRP Code [2.37];

Documentos da Japan Society of Civil Engineers (JSCE) [2.38, 2.39];

Documento da CNR - Advisory committee of technical recommendations for

construction – Italy [2.40].


28

2.6.1 - Hipóteses de cálculo

O dimensionamento de sistemas de reforço de estruturas de betão armado com laminados de

CFRP colados exteriormente (EBR) baseia-se nos princípios dos estados limite. Devem ser

respeitados os requisitos de estados limite último, a limitação de tensões em serviço e a

verificação da ductilidade do sistema. Nestas verificações são admitidas as seguintes hipóteses

[2.2, 2.30]:

A ligação do sistema de reforço (laminado de CFRP) ao betão é considerada perfeita.

Na realidade, esta ligação não é perfeita uma vez que existe escorregamento entre o

laminado e o betão. Tal acontece devido às tensões de corte presentes no adesivo

quando o sistema está em serviço. No entanto, esta deformação não é significativa,

podendo ser desprezada;

As extensões de todos os materiais (reforço, betão e aço) são directamente

proporcionais à distância à linha neutra, ou seja, as secções mantêm-se planas após o

carregamento;

No momento de aplicação do reforço de CFRP, as acções a que a estrutura está sujeita

provocam uma reação elástica por parte da mesma;

Os cálculos de dimensionamento são baseados nas dimensões existentes, disposição

de armaduras e nas propriedades dos materiais do elemento a reforçar;

A extensão de compressão máxima admissível no betão é de 3‰;

Ignora-se a resistência à tracção do betão;

O comportamento do reforço de CFRP é linear até à rotura.

2.6.2 - Propriedade dos materiais e limites de reforço

Os valores das propriedades dos materiais de construção, fornecidos pelos seus fabricantes,

por norma, não têm em conta o factor de exposição ambiental a longo prazo. Deste modo, de

forma a ter em conta a redução das propriedades do CFRP com esta exposição, o ACI 440

recomenda que estes sejam reduzidos por aplicação de um factor de redução ambiental. Os

valores de cálculo da tensão última de resistência dos laminados (σfu) e da respectiva extensão

última (εfu) são calculados através da multiplicação dos valores nominais fornecidos pelo

fabricante (σfu* e εfu*, respectivamente) pelo factor de redução ambiental (CE). Os valores de

CE, fornecidos pelo ACI 440, dependem das condições de exposição e são fornecidos na tabela

2.5. A determinação do módulo de elasticidade do compósito CFRP (Ef) é feita através da Lei de

Hooke. As expressões (2.1), (2.2) e (2.3) enunciam os processos descritos [2.2, 2.30].

Refira-se que, se os fabricantes fornecerem os valores das propriedades dos materiais a utilizar

no dimensionamento, o factor de redução ambiental (CE) é unitário e, na prática, os valores

fornecidos não são reduzidos.


29

Tabela 2.5. Factor de redução ambiental para várias condições de exposição [2.30].

2.6.3 - Estado limite último de flexão

Segundo o ACI 440, a verificação de segurança ao estado limite último de flexão passa pela

confirmação da expressão (2.4),

onde,

- Factor de redução da resistência;

Mn - Momento flector resistente nominal;

Mu – Momento flector actuante.

O momento actuante é determinado tendo em conta a aplicação de um carregamento

majorado segundo a seguinte combinação de acções,

em que,

wu – Valor da carga de dimensionamento;

wDL – Valor da carga permanente;

wLL – Valor da carga variável.

O momento resistente nominal é determinado com base no método do diagrama rectangular

simplificado. Para o caso, todas as hipóteses definidas em 2.6.1 são consideradas válidas. Na

figura 2.13 a) apresenta-se uma secção rectangular genérica reforçada à flexão com um

laminado de CFRP e nas figuras 2.12 b) e 2.13 c) apresentam-se, respectivamente, os

diagramas de extensões e tensões em estado limite último de flexão. É importante notar que,

na quase totalidade dos casos, a estrutura é reforçada enquanto uma determinada carga actua

sobre ela. Como tal, a face inferior está tracionada e, consequentemente, pela relação tensão-

deformação de todos os materiais, apresenta uma extensão considerada inicial (εbi). O mesmo

acontece com a face superior, comprimida.

Condições de exposição Factor de redução

ambiental (CE)

Ambiente interior 0.95

Ambiente exterior (estruturas em ambientes não fechados)

0.85

Ambiente agressivo (complexos industriais químicos e estações de tratamento de águas

residuais) 0.85


30

Na figura 2.13 indicam-se diversos parâmetros cujo significado é o seguinte:

εc - Extensão de compressão do betão, que deverá ser no máximo 3‰ (extensão na

rotura por compressão =3‰);

εs - Extensão das armaduras tracionadas;

εf - Extensão do laminado;

fc’ - Valor característico da resistência à compressão do betão;

C - Força resultante das tensões de compressão no betão;

Ts - Força resultante das tensões de tracção nas armaduras;

Tf - Força resultante das tensões de tracção no laminado;

c2 - Distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra;

b - Largura da secção de betão;

bf - Largura do laminado;

d - Distância entre a fibra superior da secção e o centro de gravidade das armaduras;

hf - Distância entre a fibra superior da secção e o centro do laminado;

b1 - Rácio entre a distância entre a fibra superior da secção e a posição da linha neutra

e altura do diagrama de compressões no betão;

As – Área de armadura;

Af – Área de laminado de CFRP.

Para betões de classe até C30/35 ou com resistência característica à compressão até 35 MPa, o

parâmetro b1 tem o valor de 0.85. Se o betão utilizado na estrutura de betão armado tiver

uma resistência característica à compressão superior a 35 MPa, o valor de b1 deverá ser

reduzido de 0.05 por cada 7 MPa acima de 35 MPa, até a um mínimo de 0.65.

As forças resultantes C, Ts e Tf são determinadas através das seguintes expressões,

Figura 2.13. a) Secção genérica reforçada com laminado de CFRP; b) Diagrama de extensões em estado limite último; c) diagrama de tensões em estado limite último [2.2].


31

em que,

Ef – Módulo de elasticidade do laminado CFRP.

fs – Tensão de tracção das armaduras.

De modo a precaver as situações de rotura do sistema por destacamento do betão, o ACI 440

refere que a extensão do reforço (εr) deverá respeitar a seguinte condição,

√

em que,

- Valor limite da extensão do laminado;

- Espessura do laminado de reforço.

Para a determinação do valor do momento flector resistente nominal (Mn), é necessário

calcular a posição da linha neutra, isto é, determinar o parâmetro c2. O cálculo da posição da

linha neutra é efectuado por equilíbrio das forças C, Ts e Tf. No entanto, para se proceder ao

equilíbrio, terá de se verificar se um dos seguintes quatro modos de rotura ocorre:

1º Modo de rotura – Rotura por esmagamento do betão após a cedência das

armaduras.

2º Modo de rotura – Rotura por esmagamento do betão anterior à cedência das

armaduras.

3º Modo de rotura – Rotura pelo reforço após a cedência das armaduras.

4º Modo de rotura – Rotura pelo reforço anterior à cedência das armaduras.

No 1º modo de rotura, a tensão nas armaduras traccionadas (fs) assume o valor da respectiva

tensão de cedência (fyk) enquanto a extensão no betão é 3‰ (εcu ). Tal como se observa na

figura 2.13 c), de acordo com a hipótese assumida, o diagrama de extensões no instante da

rotura apresenta um andamento linear, pelo que o valor da extensão no reforço pode ser

calculado a partir da extensão no betão. Desta forma, é possível determinar a posição da linha

neutra. Finalmente, é necessário averiguar a validade deste mecanismo de rotura. Recorrendo

à posição calculada da linha neutra, verifica-se se a extensão nas armaduras é superior à que

provoca a sua cedência (εsyk) e se a extensão no laminado é inferior ao seu valor limite (εfd). O

procedimento de cálculo anterior resume-se da seguinte forma [2.2]:

1º Modo:

O procedimento de cálculo é semelhante para os outros três modos de rotura, resumindo-se

nos seguintes passos:

2º Modo:


32

3º Modo:

4º Modo:

Tendo sido determinado o modo de rotura do sistema de reforço a implementar, pode

calcular-se o momento flector resistente nominal através da seguinte expressão:

(

) (

)

em que:

- Factor de redução da capacidade mecãnica do laminado de CFRP tendo o valor

recomendado de 0.85.

Após determinado o momento Mn, pode-se afectar o factor de redução e verificar a

expressão (2.4). A determinação de é feita através da seguinte expressão presente no

ACI440.

2.6.4 - Aderência do betão ao CFRP

Para os modos de rotura associados ao destacamento do betão ou à perda de aderência do

sistema de reforço, o ACI440.2R-08 não sugere nenhuma verificação de segurança. Para evitar

estes modos de rotura, o documento americano estabelece uma verificação para o valor

máximo da extensão do laminado de carbono (expressão (2.9)). De modo a complementar esta

verificação, seguiu-se as recomendações do Bulletin 14 da fib [2.6].

De modo a evitar a rotura do sistema de reforço por destacamento do laminado numa zona

afastada das extremidades devido a elevadas tensões de corte na ligação betão-CFRP, o

Bulletin 14 da fib recomenda que as seguintes expressões sejam respeitadas,


33

em que,

V – Esforço transverso na secção em estudo.

fcbd – tensão de corte resistente do betão.

A tensão de corte resistente do betão é dada pela seguinte expressão,

(2.13)

em que é o coeficiente minorativo de resistência do betão com valor igual a 1.5.

De modo a evitar a rotura do sistema de reforço por destacamento do laminado na zona de

extremidade, o Bulletin 14 da fib refere a seguinte verificação de segurança,

em que,

- Força de tracção no laminado na respectiva secção de dispensa;

- Força de tracção resistente na extremidade.

A força de tracção no laminado, na respectiva secção de dispensa, pode ser determinada

através da expressão (2.15),

(

)

em que,

- Esforço transverso na secção

;

- Momento flector na secção

.

A secção corresponde ao ponto em que o diagrama de momento flector da viga sujeita à

carga de dimensionamento iguala o momento flector resistente da secção não reforçada.

Refira-se que deve ser considerada a translação do diagrama de momento flector, que tem em

conta as forças de tracção geradas pelo esforço transverso [2.2].

A força de tracção máxima resistente ( ) na extremidade do laminado acontece quando

se tem um comprimento de amarração máximo (lb,max). As expressões (2.16) e (2.17) permitem

calcular ambos os parâmetros.

√

√


34

Em que,

α – Factor de redução que tem em conta a influência das fendas de corte na

resistência da ligação, que tem o valor de 0.9;

bf – Largura do laminado;

kc – Factor que tem em conta a compacidade do betão, geralmente igual a 1.0, excepto

quando o laminado adere a betão de baixa compacidade, situação em que se

considera igual a 0.67;

kb – Factor que tem em conta a geometria da ligação, variando entre 1.0 e 1.3, e sendo

dado pela expressão (2.18).

√

onde a relação

tem de produzir um valor superior a 0.33.

No caso de se adoptar um valor de amarração inferior ao máximo, a expressão da força de

tracção resistente na extremidade do laminado assume a seguinte formulação(2.19).

(

)

2.6.5 - Recomendações em situações de serviço e de incêndio

Em condições de serviço, o ACI 440 não sugere nenhuma verificação adicional para além das

habitualmente realizadas em estruturas de betão armado. Questões como a abertura máxima

de fendas e deslocamentos máximos em vigas reforçadas com um sistema CFRP, são

respondidas de maneira semelhante às estruturas de betão correntes. No entanto, de modo a

evitar a ocorrência de deformações inelásticas, o ACI440 recomenda que a tensão de cedência

das armaduras não seja atingida para carregamentos de serviço, principalmente para os de

caracter cíclico. De modo a responder a esta recomendação, o mesmo documento refere que

a tensão nas armaduras não deve exceder 80% do valor característico da tensão de cedência e

que a tensão de compressão no betão não deve exceder 45% da resistência característica do

betão à compressão [2.2, 2.30].

Tanto o ACI440 como outros documentos já referidos, reconhecem a ineficiência dos sistemas

de reforço CFRP a temperaturas elevadas. Para o caso, o documento americano recomenda

que a verificação ao incêndio seja feita tendo em conta que o reforço é inexistente, isto é, que

não se considere a contribuição da resistência do sistema CFRP nas verificações de segurança

em serviço. O único caso onde esta poderá ser considerada é aquele em que se demonstre que

a temperatura do sistema de reforço se mantém abaixo de um valor crítico. Este caso é

possível pela aplicação de sistemas de protecção à acção do fogo. Assim, a capacidade

resistente do elemento não reforçado (considerando a deterioração das propriedades

mecânicas devido às temperaturas elevadas) deverá ser superior aos esforços causados pelo


35

carregamento em situação de incêndio [2.2]. O valor da temperatura crítica do sistema pode

ser considerado o menor dos valores de temperatura de transição vítrea dos materiais

constituintes do reforço, seja a resina do compósito CFRP ou a resina do adesivo, sendo

geralmente a do adesivo a mais condicionante.

Quando um sistema de reforço por colagem de laminados de CFRP é implementado, terá de se

ter em conta o facto de este poder ser alvo de actos de vandalismo ou acidente que

provoquem a perda parcial ou total do compósito.. O ACI 440.2R-08 refere que, nas condições

acima descritas, o elemento de betão armado deve resistir à seguinte combinação de acções,

onde:

- Factor de redução da resistência;

Rn – Resistência nominal do elemento;

SDL – Acção permanente considerada no dimensionamento;

SLL – Acção variável considerada no dimensionamento.


36

2.7 - Bibliografia

[2.1] J. R. Correia, “Perfis Pultrudidos de Fibra de Vidro (GFRP) - Aplicação de Vigas Mistas

GFRP-Betão na Construção”, Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Construção,

Instituto Superior Técnico, Março, 2004.

[2.2] J. P. Firmo, “ Comportamento ao fogo de vigas de betão armado reforçadas à flexão com

laminados de fibras de carbono (CFRP) - Desenvolvimento de sistemas de protecção ao fogo”,

Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico,

Dezembro, 2010.

[2.3] J. Busel, J. Lockwood, “Product selection guide: FRP Composite Products for Bridge

Applications”, The market development alliance of the FRP composites industry, Harrison, New

York, 2000, (citado em [2.1]).

[2.4] L. C. Bank, “Composites for Construction – Structural Design with FRP Materials”, John

Wiley & Sons, New Jersey, 2006.

[2.5] S. J. E. Dias, “Verificação experimental do reforço com CFRP de estruturas de betão à

flexão”, Dissertação para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, FEUP, Março

2001.

[2.6] Fib bulletin 14, “Externally bonded FRP reinforcement for RC structures”, Fédération

Internacionale du Béton (fib), Task Group 9.3 FRP, Lausanne, 2001.

[2.7] T. Keller, “Use of Fibre Reinforced Polymers in Bridge Construction”, Structural

Engineering Documents, No. 7, IABSE, 131 p., Zurich, 2003.

[2.8] E.J. Barbero, “Introduction to Composite Materials Design”, Taylor & Francis, 336 p.,

Philadelphia, 1998.

[2.9] M. N. Alias, R. Brown, (1992), “Damage to composites from electrochemical processes”,

Corrosion, Vol. 48, 373–378 p., 1992, (citado em [2.4]).

[2.10] ACI Committee 440, “State-of-the-Art report on Fiber Reinforced Plastic (FRP)

Reinforcement for Concrete Structures”, ACI 440 R-96, American Concrete Institute,

Farmington Hills, Michigan, 1996.

[2.11] D. R. Ferreira, “Pilares de betão armado reforçados com laminados de fibras de

carbono”, Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Universidade do

Minho, 2000.

[2.12] W. Callister, “Materials Science and Engineering: An Introduction”, John Wiley & Sons,

New York, 1997.

[2.13] S. Halliwell, T. Reynolds, “Effective Use of Fibre Reinforced Polymers Materials in

Construction”, FBE Report 8, Centre for Composites in Construction, BRE Press, UK, 2004.


37

[2.14] J. R. Correia, “GFRP Pultruded Profiles in Civil Engineering - Hybrid Solutions, Bonded

Connections and Fire Behavior”, Tese para obtenção do Grau de Doutor em Engenharia Civil,

Instituto Superior Técnico, 2008.

[2.15] L. F. P. Juvandes, A. Marques, J. Figueiras, “Materiais Compósitos no Reforço de

Estruturas de Betão”, Relatório técnico, 112 p., FEUP, Março, 1996.

[2.16] T. Morgado, "Comportamento ao fogo de vigas de compósito de GFRP”, Dissertação

para a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, 2012.

[2.17] B. Tang, “Fiber Reinforced Polymer Composites Application in USA”, First Korea/USA

Road Workshop Proceedings, 1997.

[2.18] L. F. P Juvandes, “Reforço e Reabilitação de Estruturas de Betão Usando Materiais

Compósitos de CFRP”, Tese para a obtenção do Grau de Doutor em Engenharia Civil, FEUP,

Setembro, 1999.

[2.19] L. C. Hollaway, M. B. Leeming, “Strengthening of reinforced concrete structures, using

externally-bonded FRP composites in structural and civil engineering, Woodhead Publishing,

1999.

[2.20] B. Täljsten, “Strengthening of existing concrete structures with epoxy bonded plates of

steel or fiber reinforced plastics, Dissertação para obtenção do Grau de Doutor em Engenharia

Civil, Lulea University of Technology, 1994

[2.21] U. Meier, “Post strengthening by continuous fiber laminates in Europe”, Symp. Non-

Metallic (FRP) Reinforcement for Concrete Structures (FRPRCS-3), Japan Concrete Institute,

Japão, Outubro, 1997.

[2.22] Página da internet: www.yttxw.en.alibaba.com (visitada em 14/07/2013)

[2.23] Página da internet: www.anchor-bolt.en.made-in-china.com (visitada em 14/07/2013)

[2.24] Página da internet: www.filamentwinding.wordpress.com (visitada em 14/07/2013)

[2.25] ISIS, “An Introduction to FRP Composites for Construction”, Educational Module 2,

Canadá, Março, 2006.

[2.26] J. L. Clarke, “Structural design of polymer composites – EUROCOMP design code

handbook”, The European Structural Polymeric Composites Groups, E&FN, 751 p., Londres,

1996.

[2.27] L. F. P. Juvandes, J. A. Figueiras, A. T. Marques, “Comportamento experimental de vigas

de betão armado reforçadas com laminados de CFRP”, 1º relatório experimental, 165 p., FEUP,

Maio, 1998.

[2.28] L. F. P. Juvandes, “Materiais Compósitos Reforçados com Fibras – FRP”, Ciências dos

materiais, FEUP, Dezembro, 2002.

http://yttxw.en.alibaba.com/product/300129297-214932386/unidirectional_carbon_fabric_construction_carbon_fiber_fabric_3k_carbon_ud_fiber_fabric.html

http://anchor-bolt.en.made-in-china.com/product/aXjnMwQKbJhu/China-Bidirectional-Carbon-Fiber-Plain.html

http://filamentwinding.wordpress.com/2011/04/14/lexus-lf-a-a-pillar/


38

[2.29] T. Yamaguchi, Y. Kato, T. Nishimura, “Creep rupture of FRP rods made of aramid, carbon

and glass fibers”, proceedings of the third International Symposium on Non-Metalic (FRP)

Reinforcement for Concrete structures (FRPRCS-3), JCI, pp. 179-186, Japão, Outubro, 1997.

[2.30] ACI Committee 440, “Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP

Systems for Strengthening Concrete Structures”, ACI 440.2R-08, American Concrete Institute,

Farmington Hills, Michigan, 73 p., 2008.

[2.31] NR. Z-36.12-29 – “Sika Carbodur”, autorização geral de construção dada pela Deutches

Institut fur Bautechnik (DIBt), 28 p., Berlim, Novembro, 1997.

[2.32] NR. Z-36.12-54 – “S&P Kohlefaserlamellen”, autorização geral de construção dada pela

Deutches Institut fur Bautechnik (DIBt), 31 p., Berlim, Outubro, 1998.

[2.33] “Nachtragliche verstarkung von bauwerken mit CFK-lamellen”, publicação da série –

Documentos SIA, Sociedade Suíça de Engenheiros e de Arquitectos, Zurich, Setembro, 1997.

[2.34] TR55, “Design Guidance for Strengthening Concrete Structures using Fibre Composite

Materials: acceptance, inspection and monitoring”, Technical Report 55, Concrete Society,

Crowthome, UK, 2000.

[2.35] TR57, “Strengthening Concrete Structures using Fibre Composite Materials: acceptance,

inspection and monitoring”, Technical Report 57, Concrete Society, Crowthome, UK, 2003.

[2.36] CSA S806, “Design and Construction of Building Components with Fibre-Reinforced

Polymers”, C. S. Association, Rexdale, Canadá, 2002.

[2.37] ECP208, “The Egyptian Fiber Reinforced Code”, 2005.

[2.38] JSCE, “Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures using

Continuous Fiber Reinforcing Materials”, Tokyo, Japan, 1997.

[2.39] JSCE, “Recommendations for Upgrading of Concrete Structures with Use of CFRP

Sheets”, Tokyo, Japan, 2000.

[2.40] CNR, “Guide for the design and construction of externally bonded FRP systems for

strengthening Existing Structures”, Rome, Italy, 2004.

[2.41] Página da internet: http://darozhistoriamilitar.blogspot.pt/2012/07/marinha-italiana-

localiza-o-encouracado.html (visitada em 20/06/2013)

[2.42] Página da internet: http://www.saabgroup.com/en/About-Saab/Saab-History/Stories-

of-Innovation/Saab-75-years/ (visitada em 20/06/2013)

[2.43] Página da internet: http://www.taylorandcrawley.com/current-stock/Race-Cars/

(visitada em 20/06/2013)

[2.44] Página da internet: http://www.easycomposites.co.uk/products/carbon-fibre-

strip/2mm-x-12mm-carbon-fibre-flat-bar-strip.aspx (visitada em 12/07/2013)

[2.45] Página da internet: http://www.jeccomposites.com (visitada em 12/07/2013)

http://darozhistoriamilitar.blogspot.pt/2012/07/marinha-italiana-localiza-o-encouracado.html

http://darozhistoriamilitar.blogspot.pt/2012/07/marinha-italiana-localiza-o-encouracado.html

http://www.taylorandcrawley.com/current-stock/Race-Cars/

http://www.easycomposites.co.uk/products/carbon-fibre-strip/2mm-x-12mm-carbon-fibre-flat-bar-strip.aspx

http://www.easycomposites.co.uk/products/carbon-fibre-strip/2mm-x-12mm-carbon-fibre-flat-bar-strip.aspx

http://www.jeccomposites.com/

3 – Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado reforçadas com sistemas FRP

39

3 - Comportamento ao fogo de estruturas de betão armado

reforçadas com sistemas FRP

O reforço de estruturas com sistemas FRP tem vindo a aumentar muito nos últimos anos. No

entanto, não obstante as inúmeras vantagens já enumeradas no presente trabalho, existe

ainda alguma preocupação com a aplicação destes sistemas. Isto deve-se, essencialmente, ao

elevado custo dos materiais a aplicar e ao comportamento destes quando sujeitos a

temperaturas elevadas. É sabido que os materiais constituintes do sistema de reforço, neste

caso, o laminado CFRP ou o adesivo de colagem, apresentam baixa resistência a temperaturas

elevadas, ocorrendo uma redução de desempenho muito considerável para temperaturas

superiores à temperatura de transição vítrea de qualquer dos materiais. A somar a este

problema tem-se que, na presença de elevadas temperaturas, os compósitos CFRP emitem

fumos e gases tóxicos, limitando a sua aplicação no caso de dimensionamento de reforços

onde o incêndio é tido em conta como acção de projecto.

Este capítulo inicia-se com uma descrição dos três processos de transmissão de calor

(condução, convecção e radiação), seguido da definição da acção de um incêndio. São também

abordados os efeitos que temperaturas elevadas têm sobre os diversos constituintes do

sistema (betão, aço, material FRP e adesivo de colagem) e a ligação betão-CFRP. Continua-se

com a distinção entre sistemas de protecção ao fogo passivos e sistemas de protecção ao fogo

activos, enunciando as características de alguns destes sistemas. Por fim, expõe-se algumas

das conclusões obtidas em estudos experimentais sobre vigas de betão armado reforçadas

com laminados de CFRP.

3.1 - Processos de transmissão de calor

Sempre que existe um gradiente de temperaturas dentro de um sistema ou quando dois

sistemas a temperaturas diferentes são colocados em contacto, existe transferência de

energia. A este processo dá-se o nome de transmissão de calor. O calor em transferência não

pode ser observado ou medido directamente, no entanto, os seus efeitos podem ser

identificados e quantificados através de análises e medições [3.1].

Nos seguintes pontos faz-se uma breve descrição dos três processos de transmissão de calor

(condução, convecção e radiação).

3.1.1 - Condução

O mecanismo de transmissão de calor num gás pode ser explicado, a um nível molecular, pelos

conceitos da teoria cinética dos gases. A energia cinética de uma molécula está relacionada

com a sua temperatura. Moléculas que estejam numa zona de elevada temperatura têm,

consequentemente, maiores velocidades das que estão em zonas de menor temperatura. Uma


40

vez que as moléculas estão continuamente em movimento, quando colidem, existe

transferência de energia e momento.

Quando uma molécula que está mais quente e com mais velocidade colide com outra molécula

mais fria e com menor velocidade, a primeira transfere energia para a segunda e,

consequentemente, calor, aumentando-lhe a temperatura.

A condutibilidade térmica de um dado material depende da sua composição química, do seu

estado físico, da sua textura e da própria temperatura a que este se encontra. Através da

expressão 3.1, que descreve a Lei de Fourier com a consideração de uma distribuição linear de

temperaturas num material, conclui-se que o fluxo de calor entre dois pontos será tanto

menor, quanto menor for o valor da condutibilidade térmica do material constituinte do meio

[3.2].

3.1.2 - Convecção

O processo de convecção diferencia-se do de condução pelo facto de existir uma deslocação

de material. Enquanto na convecção a transferência de calor se dá pela transferência de

energia átomo a átomo, no processo de convecção a propagação do calor dá-se pelo

movimento do fluido envolvendo transporte de matéria. Este manifesta-se apenas nos gases e

líquidos e consiste numa troca de energia calorífica entre partes de um fluido em movimento.

O fenómeno de transferência de calor por convecção natural surge da mistura de fluidos que

se encontram a temperaturas distintas ou pelo aquecimento de um fluido. O facto de se ter

uma parte do gás ou líquido a uma temperatura mais elevada que a outra parte faz com que a

parte mais quente, sendo menos densa, tenda a subir, devido ao fenómeno de impulsão. De

maneira semelhante, mas inversa, a parcela de fluido a temperatura inferior tende a descer,

ocupando o lugar que antes era ocupado pelo fluido aquecido. A repetição deste processo é

constante enquanto todo o fluido não estiver a uma temperatura constante, ou o

aquecimento exterior ao fluido for mantido, criando-se as correntes de convecção. Estas são

correntes ascendentes dadas pelo movimento e troca de posição dos fluidos a temperaturas

diferentes [3.1, 3.3, 3.4].

A convecção forçada ocorre quando o movimento do fluido é forçado por um meio exterior,

podendo-se referir como exemplos os ventiladores mecânicos e o vento atmosférico. Em

situação de incêndio, a transferência de calor por convecção envolve gases quentes do

incêndio que passam por um elemento estrutural inicialmente frio, transferindo-lhe calor. A

taxa de aquecimento depende da velocidade do fluido à superfície do objecto, das

propriedades térmicas do fluido e do sólido, bem como da temperatura do sólido. A convecção

é um fenómeno bastante complexo, e que deve ter em conta diversos factores [3.1, 3.2].


41

3.1.3 - Radiação

A radiação é o processo de transferência de calor através de ondas electromagnéticas, assim

como as ondas de rádio, as microondas, a luz visível, a radiação ultravioleta (UV), os raios X e

os raios gama. Ao contrário da condução e convecção, este processo não depende da presença

de um meio material para ocorrer, podendo ocorrer também em ambientes carentes de

material ou vácuo [3.1, 3.4].

A emissão de ondas devido às oscilações de cargas elétricas num dado corpo depende da

temperatura a que esse corpo ou material se encontra. Por outro lado, como todos os

emissores são também receptores (cargas eléctricas), qualquer corpo ou material pode

também absorver radiação. A transferência de calor por radiação geralmente envolve a faixa

do espectro conhecida por infravermelho (IV). Qualquer objeto liberta energia radiante sendo

que objetos a uma maior temperatura libertam mais energia radiante que objetos a uma

menor temperatura [3.2, 3.4].

As qualidades físicas de um objeto determinam a capacidade do mesmo absorver ou reflectir

radiação. Normalmente, superfícies rugosas e/ou opacas são bons receptores de calor através

do processo de radiação, sendo, portanto, facilmente aquecidos por este. Superfícies lisas e

polidas são usualmente bons refletores de modo que não permanecem eficientemente

aquecidas. Objetos que são bons receptores são, frequentemente, bons emissores. Objetos

que são bons refletores são, frequentemente, maus emissores. Da mesma forma, objetos de

cor escura absorvem melhor a energia radiante do que objetos de cor clara.

3.2 - Definição da acção do incêndio

Para se proceder à definição da acção de um incêndio e à explicação das fases que um

incêndio atravessa é importante perceber o conceito de fogo. O fogo pode ser descrito, de

um modo sintético, como sendo um fenómeno físico-químico, no qual ocorre uma reacção

química exotérmica que origina a libertação de energia sob a forma de calor e de radiação.

[3.5]. Para a ocorrência de fogo, é necessário a presença de três elementos: a energia de

activação, o comburente e o combustível. Sem a presença de um destes elementos a

existência de fogo não é possível. A este sistema dá-se o nome de triângulo do fogo que se

pode observar na figura 3.1.

Figura 3.1 Triângulo do fogo. (Adaptado de [3.27])


42

A energia de activação é aquela que funciona como fonte de ignição. Como exemplo destas

fontes de ignição têm-se a energia eléctrica, um isqueiro, um cigarro aceso, os queimadores a

gás, entre outros. Quanto ao combustível, este é o material que é consumido pela reacção e

poderá ser do mais diverso, desde a madeira à carga de incêndio de um edifício. O comburente

é o que alimenta a reacção (oxigénio).

Na presente secção deste texto far-se-á a descrição das quatro fases de um incêndio: (i)

ignição, (ii) propagação, (iii) desenvolvimento e (iv) arrefecimento ou extinção. Após esta

descrição, proceder-se-á à identificação das curvas de incêndio padrão, nominais e

paramétricas.

3.2.1 - Fases de um incêndio

Como já foi referido, um incêndio tem quatro fases distintas, sendo a fase de ignição a

primeira fase para o desenvolvimento de um incêndio. Esta tem início quando, na presença do

comburente, o oxigénio, existe energia suficiente para activar o material combustível. Esta

energia é, habitualmente, fruto de um acidente, seja ele um curto-circuito ou faíscas de uma

operação de corte de metal ou soldadura. Nesta fase, as temperaturas apresentam ainda

valores relativamente baixos, não sendo estes comprometedores da integridade da estrutura

[3.2, 3.6].

A segunda fase, que tem o nome de propagação, acontece quando o material que entra em

combustão aumenta. Isto acontece pela proximidade do material em combustão com novo

material que ainda não está em combustão (combustível). Se o incêndio se der no interior de

um edifício, o produto resultante da combustão, os gases e fumos, estão a uma temperatura

mais elevada que o restante ar e, como tal, com uma densidade inferior, têm tendência a

apresentar um movimento ascendente, acumulando-se no tecto do compartimento onde

deflagrou o incêndio. Sabendo que nesta fase as temperaturas podem atingir valores entre

500 ºC e 600 ºC, a massa de gases e fumos que se acumula no topo do piso apresenta um

poder de transmissão de calor bastante elevado. Isto poderá levar ao aquecimento dos

elementos estruturais (lajes, vigas e topo de pilares) por radiação comprometendo o seu

funcionamento. Com o evoluir do incêndio, a produção de gases e fumos vai sendo renovada,

reforçando o ciclo de aquecimento até ao momento em que se dá a inflamação geral do

compartimento. A este fenómeno dá-se o nome de flash point ou flash over, sendo que a

partir deste momento as temperaturas aumentam violentamente [3.2, 3.7].

A terceira fase de um incêndio dá pelo nome de desenvolvimento e caracteriza-se por uma

estabilização das temperaturas, geralmente acima de 1000 ºC, até ao total consumo de todo o

material combustível ou de todo o comburente (oxigénio). Esta é a fase crítica de um incêndio,

sendo nesta fase, quando não se extingue o incêndio por meios auxiliares, o momento de

maior risco de colapso da estrutura. De seguida, com o início da quarta e última fase de um

incêndio (arrefecimento), assiste-se a uma descida generalizada das temperaturas no interior

do compartimento até à sua extinção. Na figura 3.2 apresenta-se uma curva geral de

desenvolvimento de um incêndio com as diferentes fases identificadas.


43

3.2.2 - Curvas de incêndio padrão: nominais e paramétricas

Uma curva de incêndio padrão tem a função de representar a evolução de um incêndio em

relação à temperatura e ao tempo. Destas, podem distinguir-se dois tipos, as nominais e as

paramétricas, que se passam a descrever.

A principal diferença das curvas nominais para as paramétricas consiste em que as primeiras

apenas apresentam um ramo ascendente. Estas têm em consideração que a temperatura dos

gases produzidos pelo incêndio é sempre crescente ao longo do tempo, independentemente

da carga de incêndio e das características do ambiente. A curva utilizada no programa

experimental deste estudo, e uma das curvas nominais mais utilizadas em estudos estruturais

para avaliação de capacidade resistente ao fogo, é a presente na ISO 834 [3.9]. Na figura 3.3

apresenta-se a curva nominal definida pela norma ISO 834.

Figura 3.2. Curva temperatura-tempo de um incendio geral; a) fase de ignição, b) fase de propagação, c) fase de desenvolvimento e d) fase de extinção. (adaptado de [3.8])

Figura 3.3. Curva de incêndio ISO 834.


44

Por comparação da figura 3.2 com a 3.3, percebe-se que, de facto, a curva nominal presente

na ISO 834 não tem em conta a fase de arrefecimento de um incêndio, que se dá quando a

quase totalidade dos materiais combustíveis já foram consumidos. Como tal, esta não

representa a evolução real de um incêndio, mas sim uma situação mais pessimista onde a

temperatura vai sempre crescendo ao longo do incêndio. Na expressão (3.1) fornece-se a

fórmula segundo a qual a curva ISO 834 se forma.

Em que:

- Temperatura do incêndio, em graus Celsius;

- Tempo decorrido desde o início do incêndio, em minutos.

Como outros exemplos de curvas nominais de incendio têm-se as presentes na parte 1.2 do

Eurocódigo 1 [3.10]. Neste são apresentadas duas curvas nominais, a curva para incêndios com

hidrocarbonetos e a curva para incêndios exteriores. Embora sejam semelhantes à curva

prevista na norma ISO 834, as suas diferenças predem-se com o facto da curva de

hidrocarbonetos atingir temperaturas mais elevadas mais rapidamente, enquanto a curva de

incêndio exterior atinge temperaturas inferiores às da ISO 834.

Quanto às curvas paramétricas, semelhantemente às curvas nominais, estas pretendem

reproduzir a evolução de um incêndio. A grande diferença prende-se, como já foi referido, com

o facto de estas terem em conta uma fase de arrefecimento do incêndio, dependendo de

diversos factores tais como a carga de incêndio e as condições de arejamento do local do

incêndio. Embora estas façam uma representação mais verdadeira do incêndio, não são

habitualmente utilizadas em estudos experimentais, uma vez que para cada caso de incêndio

teria de se determinar uma curva paramétrica para esse mesmo incêndio, sendo essa curva

única e apenas verdadeira para esse local nessas condições.

3.3 - Efeito da temperatura nas propriedades dos materiais

A generalidade dos materiais utilizados na construção são afectados quando sujeitos a

temperaturas elevadas. Nesta secção analisa-se e descreve-se os efeitos de temperaturas

elevadas nas propriedades e características do betão, aço, material FRP e adesivos de colagem.

3.3.1 - Betão

Em 1996, Bazant e Kaplan [3.11] publicaram um estudo em que sintetizaram inúmeros

trabalhos experimentais sobre a influência de temperaturas elevadas em estruturas de betão

armado. Neste artigo, concluem que o efeito da temperatura no betão armado prende-se,

essencialmente, com a evaporação da água de constituição do betão e com a sua alteração

química e física. O aumento da temperatura neste material manifesta-se através dos seguintes

fenómenos:


45

Evaporação da água livre da pasta de cimento e agregados a partir dos 100 °C;

Desidratação do cimento a partir dos 180 °C;

Decomposição do hidróxido de cálcio a partir dos 500 °C;

Decomposição do silicato de cálcio hidratado a partir dos 700 °C;

Decomposição do carbonato de cálcio nos agregados calcários a partir dos 800 °C;

Início da fusão da pasta de cimento e agregados a partir dos 1150 °C.

A evaporação da água livre do betão com o consequente aumento de pressão de vapor água,

pode levar a um fenómeno designado por spalling, em que, pedaços de betão são arrancados

devido ao aumento de volume do mesmo que, restringido pelo betão circundante não

aquecido, acaba por fracturar e destacar-se do restante.

Quanto à resistência à compressão do betão, e de acordo com Bazant e Kaplan, para valores

de apenas 90 °C esta é afectada em 65% a 90% (figura 3.4) da sua resistência à temperatura

ambiente. Estes valores não estão de acordo com a parte 1-2 do Eurocódigo 2 que despreza a

influência da temperatura na resistência à compressão do betão para valores inferiores a

100°C. A redução da resistência à compressão do betão é causada, essencialmente, pela

evaporação da água livre do betão, criando microfissuração, e pela perda de ligação entre a

pasta de cimento e os agregados devido a diferentes coeficientes de dilatação térmica.

É importante referir que, para valores de temperatura entre 100 °C e 200 °C, Bazant e Kaplan

referem que é possível a existência de um aumento na resistência à compressão do betão. Este

efeito poderá dever-se à secagem rápida do betão e a consequentes alterações da sua

estrutura porosa. Também este resultado não está de acordo com o Eurocódigo 2, que admite

que a partir dos 100 °C a resistência à compressão do betão apenas decresce.

A resistência à tracção do betão é mais afectada pelas temperaturas elevadas que a resistência

à compressão do betão. Por esta razão, e por esta já ser tão menor que à compressão em

condições normais, o Eurocódigo 2 sugere que esta seja desprezada. No entanto, caso seja

Figura 3.4. Influência da temperatura na resistência à compressão do betão (adaptado de [3.2, 3.12]).


46

necessário considerá-la, o Eurocódigo 2 fornece uma curva de redução da resistência à tracção

tendo em conta a evolução das temperaturas. Tal como na resistência à compressão, admite-

se que para temperaturas até 100 °C esta não é afectada, apresentando de seguida uma perda

de resistência linear até se atingir a temperatura de 600°C, correspondente a 0% de resistência

à tracção em relação à temperatura normal, a sua resistência à tracção residual. Na figura 3.5

apresenta-se o gráfico do desenvolvimento da resistência à tracção do betão com o evoluir da

temperatura e os limites superior e inferior sugeridos por Bazant e Kaplan.

Também o módulo de elasticidade do betão tende a diminuir com o aumento da temperatura.

Esta redução deve-se à perda de ligação na microestrutura da pasta de cimento sendo que o

aumento do efeito da fluência, também ele amplificado pelo aumento de temperatura, poderá

induzir uma diminuição adicional no módulo de elasticidade [3.2, 3.11]. Dada a grande

diversidade de factores envolvidos na definição do módulo de elasticidade (composição do

betão, humidade inicial, carregamento e fluxo de aquecimento), a sua determinação torna-se

muito difícil [3.11].

Quanto ao coeficiente de dilatação térmica, Bazant e Kaplan concluíram que este é maior

quanto maior for a percentagem de sílica nos agregados. Embora refiram que até aos 100 °C,

aquela propriedade se mantem aparentemente constante, para temperaturas superiores é

possível registar ligeiros aumentos.

3.3.2 - Aço

Tal como no betão, o aço responde de maneira diferente quando sujeito a uma temperatura

elevada. A resposta que cada tipo de aço apresenta em relação à temperatura elevada varia

consoante o seu processo de fabrico. Como exemplo, os aços laminados a quente têm um

comportamento diferente dos aços laminados a frio quando estão sob a acção de uma

Figura 3.5. Influência da temperatura na resistência à tracção do betão (adaptado de [3.2, 3.12]).


47

temperatura elevada. Nesta secção só se refere as consequências deste aumento de

temperatura nas características e propriedades do aço laminado a quente, uma vez que é a

opção mais utilizada como armaduras no betão armado, tendo sido o aço utilizado no fabrico

das vigas do presente estudo.

A tensão de cedência do aço é a propriedade mais fortemente afectada pela temperatura

elevada. Quando sujeito a este nível de temperaturas, o patamar de cedência, que se observa

no gráfico tensão-deformação de um aço, deixa de existir, sendo este substituído por uma

plastificação gradual do aço. Aços que inicialmente têm tensão de cedência mais elevadas que

outros (aço pré-esforço vs. aço comum) são mais afectados pelo aumento de temperatura. No

entanto, todos os aços, quando são novamente arrefecidos, apresentam um pequeno

incremento na tensão de cedência em relação à sua tensão de cedência inicial, num processo

semelhante, embora diferente, à têmpera. De acordo com o Eurocódigo 2, a tensão de

cedência do aço deverá ser reduzida para valores de temperatura a partir dos 400 °C, sendo

que aos 600 °C a tensão de cedência do aço já apresenta valores inferiores a metade do valor

obtido à temperatura ambiente (figura 3.6).

Quanto ao módulo de elasticidade, este apresenta uma redução semelhante à tensão de

cedência quando o aço é sujeito a altas temperaturas, sendo que essa redução se inicia para

valores inferiores de temperatura. Neste caso, a redução do módulo de elasticidade inicia-se

por volta dos 200 °C, sendo que aos 600 °C a percentagem de módulo de elasticidade residual

anda nos 35% (figura 3.7) [3.2, 3.12].

De acordo com o documento CEB 208 [3.14], o coeficiente de dilatação térmica do aço pode

ser considerado igual ao do betão (10-5 °C-1). Esta simplificação pode ser considerada válida

para betões correntes e até 400 °C, apesar de, em certos casos, o coeficiente de dilatação do

aço ser ligeiramente superior. Para temperaturas superiores a 400 °C, o valor deste coeficiente

aumenta mais rapidamente no betão [3.2, 3.13].

Figura 3.6. Influência da temperatura na tensão de cedência do aço laminado a quente (adaptado de [3.2, 3.12]).


48

3.3.3 - Material FRP

Nos materiais envolvidos num sistema de reforço de estruturas de betão armado com

compósitos de CFRP, aquele que é mais fortemente afectado é o material FRP. Este, em

relação ao aço e betão, sofre consequências mais drásticas ao nível das suas propriedades

físicas, químicas e mecânicas. Além disso, o seu mecanismo de decomposição térmica

apresenta algumas diferenças face ao aço e betão. Numa primeira fase, entre os 100°C e

200°C, o material, embora não se altere quimicamente, ao ser aquecido passa de um estado

rígido e frágil para viscoso e maleável. Acima de 200 °C, começam a ocorrer reacções químicas

que quebram as cadeias polimérica, em que são libertados fumos e gases, sendo alguns destes

inflamáveis e originando mais combustível ao incêndio contribuindo assim para o aumento de

temperatura [3.2, 3.14].

O efeito decorrente das temperaturas elevadas nos compósitos FRP varia muito de acordo

com o tipo de fibras e matrizes utilizadas na sua composição. Contudo, estudos internacionais

revelam que estes efeitos nas propriedades físicas e mecânicas são mais acentuados na matriz

polimérica, afectando, consequentemente, o comportamento do compósito FRP [3.2, 3.15].

Em 2003, Blontrock [3.16] reuniu os resultados de trabalhos experimentais de vários autores,

apresentando um gráfico (figura 3.8) com a evolução da resistência à tracção das fibras de

aramida, vidro e carbono quando sujeitas a altas temperaturas. Neste gráfico observa-se que

as fibras de aramida são as mais afectadas quando sujeitas a elevadas temperaturas, sendo

que a partir dos 400 °C apresentam apenas 45% da resistência à tracção inicial. As fibras de

vidro apresentam um comportamento intermédio entre as de aramida e carbono, com uma

redução média de 50% da sua resistência à tracção inicial para valores de temperatura de 600

°C. Por fim, as fibras de carbono apresentam um alto desempenho quando sujeitas a

temperaturas elevadas. Estas últimas, para valores superiores a 800 °C têm uma redução de

apenas 5% a 10% do seu valor inicial de resistência à tracção.

Figura 3.7. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do aço laminado a quente (adaptado de [3.2, 3.12]).


49

Como já foi referido anteriormente (ponto 2.2.1.2), a matriz polimérica de um compósito FRP,

poderá ser termoendurecível ou termoplástica, sendo que dentro destes dois grupos há

resinas de diversas naturezas (por exemplo, epóxidas, viniléster e fenólicas entre outras).

Todas elas, quando atingem uma determinada temperatura, a temperatura de transição vítrea,

sofrem alterações no seu comportamento mecânico. Como cada tipo de resina tem o seu valor

de temperatura de transição vítrea, torna-se muito difícil caracterizar o efeito da temperatura

na matriz de um compósito FRP geral. Deste modo, pode afirmar-se que, para valores

próximos da temperatura de transição vítrea de uma dada resina, a sua resistência à tracção

começa a diminuir, podendo considerar-se que após esse valor a sua resistência é nula, uma

vez que a resina fluidifica.

O comportamento do compósito FRP a altas temperaturas está, obviamente, relacionado com

a maneira como os seus componentes se comportam a altas temperaturas. Deste modo, a

resistência à tracção do compósito FRP quando sujeito a elevadas temperaturas é também

afectada. Esta sofre uma considerável redução em relação à das fibras dada a presença e

funções da matriz polimérica. No entanto, em compósitos CFRP, embora a temperatura de

transição vítrea da resina da matriz se situe entre 50 °C a 80 °C, a estas temperaturas a

resistência do compósito não é muito afectada. Vários estudos internacionais sugerem que até

temperaturas de 150 °C se tem, apenas, uma redução de 20% da resistência à tracção à

temperatura ambiente (figura 3.9) [3.16].

Quanto à evolução do módulo de elasticidade do compósito FRP a elevadas temperaturas,

verifica-se que este apresenta um andamento semelhante à da resistência à tracção, sendo

que para valores de temperaturas menores este apresenta menor redução da propriedade

inicial (figura 3.10) [3.16].

Figura 3.8. Influência da temperatura na resistência à tracção das fibras de aramida, vidro e carbono. (adaptado de [3.2, 3.16])


50

3.3.4 - Adesivos de colagem

A maioria dos adesivos de colagem em sistemas de reforço de estruturas com compósitos FRP

são, semelhantemente à grande maioria das resinas utilizadas na matriz do compósito, resinas

epóxidas. Deste modo, é expectável que apresentem um comportamento semelhante ao da

matriz quando sujeitos a elevadas temperaturas.

Em 2009, Kramer [3.17] investigou o efeito que temperaturas elevadas provocavam na

resistência à tracção, no módulo de elasticidade e no coeficiente de dilatação térmica de

adesivos epóxidos. Neste estudo, Kramer sujeitou provetes, sob a forma de prismas, de

adesivo epóxido de dimensões 40 mm x 40 mm x 160 mm a ensaios de tracção por flexão a

temperaturas entre 20 °C negativos e 80 °C positivos. De referir que os adesivos comerciais

apresentam temperaturas de transição vítrea na ordem dos 55 °C. Pela observação dos

resultados, Kramer refere que para temperaturas negativas a resistência à tracção não é

Figura 3.9. Influência da temperatura na resistência à tracção dos compósitos CFRP (adaptado de [3.2, 3.16]).

Figura 3.10. Influência da temperatura no módulo de elasticidade dos compósitos CFRP (adaptado de [3.2, 3.16]).


51

consideravelmente afectada. No entanto, para temperaturas de 80 °C esta resistência

apresenta uma redução de 80% da sua resistência inicial (figura 3.11).

No mesmo estudo, foram ensaiados provetes com as mesmas dimensões dos anteriores para

avaliar a influência da temperatura no módulo de elasticidade (figura 3.12). Neste estudo,

criaram-se dois grupos de provetes, uns que foram armazenados à temperatura ambiente e

outros que dois dias antes do ensaio foram sujeitos a temperaturas de 80 °C. Em ambos os

grupos foi notória a redução acentuada do valor do módulo de elasticidade. No entanto, nos

provetes armazenados dois dias antes a 80 °C verificou-se uma redução do valor do módulo de

elasticidade para valores de temperatura superiores aos armazenados à temperatura

ambiente. Este facto sugere que a temperatura de transição vítrea do material poderá ser

elevada quando este é sujeito, previamente, a um ciclo de aquecimento-arrefecimento.

Quanto ao efeito no coeficiente de dilatação térmica, Kramer não é conclusivo, tendo obtido

resultados superiores quando os provetes forem sujeitos a níveis de temperatura superiores.

Kramer sugere que este facto poderá estar relacionado com alterações nas propriedades do

adesivo para temperaturas próximas da sua temperatura de transição vítrea.

Figura 3.11. Influência da temperatura na resistência à tracção em flexão do adesivo epóxido SIKADUR 30 (adaptado de [3.2, 3.17])

Figura 3.12. Influência da temperatura no módulo de elasticidade do adesivo epóxido SIKADUR 30 (adaptado de [3.2, 3.17])


52

3.4 - Efeito da temperatura na ligação betão-CFRP

Nesta secção, faz-se uma análise do efeito que a temperatura provoca na ligação do betão ao

CFRP. Como se referiu em pontos anteriores, os materiais constituintes do sistema de reforço

CFRP são muito afectados pelas temperaturas elevadas. Conclui-se que o adesivo de colagem é

o elemento mais afectado pela temperatura, sobretudo quando este valor se aproxima do

valor da temperatura de transição vítrea. Sendo este o responsável pela transferência de

tensões entre o betão e o laminado CFRP, é importante estudar a sua relação, isto é a

transferência de tensões, com a temperatura elevada.

Na figura 3.13 identifica-se um esquema de um ensaio realizado à temperatura ambiente por

Marreiros [3.18], o esquema é semelhante ao utilizado nesta dissertação, com os respectivos

b) digrama de tensões de corte, c) diagrama de tensões longitudinais no laminado e d) digrama

de tensões normais transversais ao laminado no pormenor 1.

Na extremidade do reforço ocorrem dois fenómenos devido à interrupção brusca do mesmo.

Por um lado, a interrupção provoca uma concentração de tensões de corte devido à

necessidade de “amarrar” a força na extremidade do compósito (figura 3.13 b). Por outro lado,

as tensões axiais no compósito têm a resultante no centro de gravidade do mesmo e não junto

ao betão, fazendo com que surjam esforços de flexão, que vão provocar tensões normais à

superfície de colagem entre o compósito e o betão (figura 3.13 d), que, embora inferiores às

tensões de corte, podem levar ao destacamento prematuro do compósito (efeito de

“peeling”).

Figura 3.13. a) Esquema de ensaio de uma viga reforçada à flexão com CFRP; b) Distribuição das tensões de corte na ligação betão- CFR; c) Distribuição das tensões normais no laminado à temperatura ambiente; d) Pormenor 1

das tensões normais transversais ao laminado na sua extremidade (adaptado de [3.18])


53

Como já foi referido, sendo o adesivo o responsável pela transferência de tensões entre o

betão e o CFRP, uma vez que o adesivo é o elemento mais afectado pela temperatura é

expectável, que esta transferência seja também afectada. Este problema já foi estudado por

diversos autores, Al-Mahaidi, et al. [3.19], em 2005, avaliaram o efeito da temperatura na

tensão máxima de corte na interface betão-CFRP. Nesse trabalho, os autores concluíram que a

partir de 50 °C ocorre uma redução drástica do valor da tensão máxima de corte, valor

coincidente com o valor da temperatura de transição vítrea do adesivo utilizado. Leone, et al.

[3.20] em 2006, obtiveram conclusões semelhantes, tendo referido que este efeito se deverá

essencialmente à redução do módulo de elasticidade do adesivo com o aumento das

temperaturas.

Os resultados obtidos pelos referidos autores permitem concluir que a distribuição de tensões

na interface betão-CFRP, mais concretamente a tensão máxima de corte, são severamente

afectados pelo aumento de temperatura. Deste modo, com a redução das tensões de corte na

extremidade do laminado, verifica-se uma distribuição de tensões mais uniforme ao longo do

comprimento de amarração [3.2].

Uma vez que todos os estudos enunciados foram realizados com valores de temperatura até

100 °C, e este nível de temperatura, num incêndio, é atingido em poucos minutos, os

resultados obtidos são válidos para um intervalo de tempo muito reduzido. Deste modo, se

não existir nenhum meio de protecção do reforço, estes sistemas estão condenados à rotura

em poucos minutos, uma vez que o adesivo e a matriz do compósito se decompõem

completamente para temperaturas elevadas. Com isto, o sistema de reforço deixa de fazer

efeito, estando a cabo do betão armado toda a resistência estrutural da estrutura. Deste

modo, para prolongar a eficácia do sistema de reforço, faz sentido avaliar o efeito de proteger

o sistema de reforço da acção do fogo.

3.5 - Sistemas de protecção ao fogo

Como foi referido, todos os componentes presentes num sistema de reforço CFRP são

altamente sensíveis à temperatura. Estando o seu funcionamento condicionado pela

temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem (aprox. 50°C) e, uma vez que essas

temperaturas são atingidas em poucos instantes durante um incêndio, de modo a prolongar o

funcionamento do sistema de reforço é essencial a protecção destes elementos. Para tal, pode

aplicar-se dois tipos de sistemas de protecção ao fogo, os sistemas activos e os sistemas

passivos.

Os sistemas activos de protecção ao fogo são sistemas que requerem a intervenção humana

ou de um mecanismo automatizado que responda ao incêndio ou aos fenómenos causados

por este. Estes sistemas têm a função de extinguir o fogo e ajudar na dissipação de calor,

permitindo aos ocupantes do edifício ter mais tempo para evacuarem o edifício em segurança.

Estes sistemas não se limitam só a equipamentos de ventilação e extinção de fogo, sendo os

sistemas de alarme e sinalização de emergência também considerados sistemas de protecção

activos. O sistema de protecção activo mais utilizado no combate a incêndios é o sistema de

aspersão (sprinklers), em que uma tubagem em carga no tecto do piso é accionada pela alta


54

temperatura que permite a aspersão de água de pequenos bocais e a consequente extinção do

incêndio [3.14, 3.21].

Os sistemas de protecção passivos, ao contrário dos activos, não necessitam de intervenção

humana ou de um mecanismo automatizado para estarem funcionais. Este tipo de protecção

baseia-se na prevenção da ignição do material combustível, limitando o desenvolvimento do

fogo. Usualmente, este tipo de protecção baseia-se no isolamento dos elementos estruturais

de um edifício bem como na criação de compartimentos antifogo, na aplicação de portas e

revestimentos antifogo [3.14, 3.21].

Embora estes sistemas tenham designações e funções diferentes, podem ser utilizados em

conjunto, sendo que a aplicação de um não invalida a aplicação do outro. No entanto, na

aplicação de sistemas de protecção para sistemas de reforço de estruturas com CFRP, os

sistemas mais utilizados são os passivos. Isto deve-se ao facto destes permitirem uma

protecção mais localizada, aplicada apenas nos elementos reforçados, ao contrário dos

sistemas activos (sprinklers) que são aplicados em grande extensão ou na totalidade de um

piso. Deste modo, nas secções seguintes, apenas se fará referência aos sistemas passivos.

3.5.1 - Sistemas passivos

3.5.1.1 - Revestimentos intumescentes

Os revestimentos intumescentes já estão estabelecidos como meio de protecção a estruturas

metálicas há alguns anos, permitindo incrementos no tempo de rotura de 30 a 120 minutos.

No entanto, nos últimos anos, tem-se estudado a viabilidade destes revestimentos como

material de protecção ao fogo também em elementos estruturais FRP [3.14].

Estes revestimentos são aplicados, normalmente, sobre a forma de tinta, podendo atingir uma

espessura máxima de 5 mm. Se for necessário aplicar espessuras superiores de material

intumescente, poderá utilizar-se revestimentos intumescente na forma de gel, mantas ou

tecidos (até 15 mm) [3.14]. Estes revestimentos são formados com diversos componentes

activos que, quando expostos a elevadas temperaturas, reagem, expandindo. Esta expansão,

que pode ir até 50 vezes o volume inicial, cria uma estrutura multicelular de origem carbonosa,

cuja função é diminuir a velocidade com que o calor chega ao substracto, ao elemento a

proteger [3.2, 3.14]. Na figura 3.14 é possível observar o processo de expansão da tinta

quando sujeita ao fogo.


55

A aplicação dos revestimentos intumescentes está condicionada pelo facto de, regra geral,

estes serem activados (começarem a expandir-se) para valores de temperatura entre 100°C e

300°C, enquanto o elemento mais frágil do sistema de reforço CFRP, o adesivo, apresenta

valores de temperatura de transição vítrea entre 50°C e 80°C. Embora não sejam um método,

só por si, muito útil para o fim em vista, a sua aplicação em simultâneo com outros

revestimentos poderá ser benéfica.

3.5.1.2 - Revestimentos à base de vermiculite e perlite

Os revestimentos à base de agregados de vermiculite e perlite são muito úteis devido ao

comportamento que ambas as rochas apresentam quando sujeitas a temperaturas elevadas.

Estes agregados têm propriedades que os permitem expandir, aumentando de volume, sendo

o produto derivado da sua exposição ao fogo, um produto de baixa condutividade térmica.

A vermiculite é uma rocha vulcânica constituída por finas lâminas separadas por partículas de

água microscópica. A partir destas partículas são criadas argamassas que podem ser aplicadas

por projecção ou por espátula (figura 3.15). No entanto, a primeira técnica é a mais comum,

uma vez que proporciona melhor aderência ao substracto. É ainda possível a criação de placas

de vermiculite, embora dada a sua dificuldade de produção, as mesmas quase nunca sejam

utilizadas [3.2, 3.23].

Figura 3.14. Tinta intumescente sob acção do fogo. [3.25]


56

Numa primeira fase de exposição ao incêndio, a protecção deste material é conferida

pela evaporação da água livre presente na argamassa, que é uma reacção endotérmica. Após

este fenómeno, para temperaturas entre 700ºC e 1000ºC, a água de constituição é

transformada em vapor através de reacções endotérmicas que separam as lâminas de

vermiculite, causando a expansão do material até 30 vezes o seu volume inicial num processo

denominado por “esfoliação”. Após a evaporação de toda a água de constituição, a protecção

é conferida pelas propriedades de isolamento intrínsecas à própria argamassa [3.2, 3.14].

A perlite é uma rocha siliciosa amorfa que incorpora na sua constituição uma quantidade

considerável de água (2 a 6%) e que também pode ser utilizada para produzir argamassas de

protecção ao fogo. O seu comportamento é bastante semelhante ao da vermiculite. Quando

atinge temperaturas elevadas, da ordem de 850ºC a 900ºC, a água de constituição evapora,

provocando a expansão do material até 20 vezes o volume inicial. A perlite pode ser misturada

com a vermiculite para produzir argamassas de protecção ao fogo, que geralmente também

são aplicadas por projecção [3.2, 3.23].

As principais características das argamassas à base de vermiculite e perlite podem ser

observadas na tabela 3.1.

Tabela 3.1 Propriedades das argamassas de vermiculite e perlite. (Adaptado de [3.23])

Propriedades Argamassa Vermiculite

Argamassa Perlite

Massa volúmica (kg/m3) 300 - 900 300 – 500

Calor específico (J/(kg°C)) Aprox. 920 Aprox. 700

Condutibilidade térmica (W/(m°C))

0.06 – 0.17 0.06 – 0.17

3.5.1.3 - Placas de gesso

O gesso é uma substância à base de sulfato de cálcio, que no estado seco contém cerca de 20%

de água cristalizada, produzida a partir do mineral gipsita, composto de sulfato de cálcio

hidratado. Devido à sua facilidade em absorver água, mantém a humidade do ar em áreas

Figura 3.15. a) Placas de vermiculite; b) aplicação de vermiculite por projecção [3.22].


57

fechadas, além de apresentar isolamento térmico e um modesto isolamento acústico. A

comercialização pode ser feita em placas, às quais é adicionada fibra de vidro, e, em alguns

casos, vermiculite, como suporte na utilização, evitando a sua desagregação. O gesso da placa

perde moléculas de água de hidratação durante o aquecimento, mantendo baixa a do

substracto [3.22].

Quando as placas de gesso são aquecidas, ocorrem duas reacções de desidratação: a primeira,

para temperaturas entre 100ºC e 120ºC, com o sulfato de cálcio di-hidratado a ser convertido

em sulfato de cálcio hemi-hidratado; e a segunda, entre 210ºC e 300ºC, em que o sulfato de

cálcio hemi-hidratado é transformado em sulfato de cálcio anidro. Estas reacções de carácter

endotérmico utilizam a energia transmitida pelo incêndio e retardam o aumento de

temperatura do elemento estrutural onde está aplicado o gesso. Refira-se que após estas

reacções as propriedades mecânicas do gesso sofrem uma degradação assinalável, pelo que a

incorporação de fibras que melhorem esse comportamento é essencial para garantir a sua

integridade [3.2, 3.14].

O tipo de fixação das placas é, geralmente, mecânico com recurso a aparafusamento. Estas

fixações deverão apresentar elevada resistência a temperaturas altas para que a rotura do

sistema de protecção se dê pelo próprio sistema (placas de gesso) ao invés do sistema de

fixação. Outro método de aplicação do material gesso como material protector ao fogo do

sistema de reforço FRP é o de espalhamento, não sendo tão habitual, por implicar um

manuseamento mais difícil e com acabamentos piores em relação às placas. Na tabela 3.2

apresenta-se as principais propriedades deste material.

Tabela 3.2. Propriedades das placas de gesso. (Adaptado de [3.23])

Propriedades Placas de Gesso

Massa volúmica (kg/m3) 800

Calor específico (J/(kg°C)) Aprox. 1700


0.19 – 0.24

3.5.1.4 - Placas de silicato de cálcio

As placas de silicato de cálcio apresentam muitas semelhanças físicas e comportamentais com

as placas de gesso. Nestas placas, a aplicação também é feita com recurso a fixação mecânica,

por aparafusamento ou por colagem. Embora sejam mais caras que as placas de gesso, o seu

poder isolante é superior. No entanto, para aplicações onde seja necessário um sistema de

protecção com alguma resistência mecânica, estas são as adoptadas uma vez que têm

resistência mecânica superior às placas de gesso, embora ambas apresentem um

comportamento rígido com rotura frágil. O facto de serem submetidas a um processo de

autoclave com incorporação de fibras no interior das placas, garante uma estabilidade

dimensional quando sujeitas a temperaturas elevadas [3.2, 3.23].

A protecção ao fogo conferida pelas placas de silicato de cálcio, que tipicamente incorporam 3

a 5% de água, deve-se à sua capacidade de isolamento térmico, mas também a uma séria de

reacções endotérmicas que ocorrem em vários intervalos de temperaturas. Numa primeira


58

fase, quando se atinge 100ºC, ocorre a evaporação de água livre; seguidamente, entre 100ºC e

400ºC, dá-se a desidratação do silicato de cálcio; entre 400ºC e 600ºC ocorrem as reacções de

desidratação do hidróxido de cálcio; e, finalmente, para temperaturas entre 600ºC e 1000ºC,

ocorre a descarbonização do carbonato de cálcio [3.2].

Na tabela 3.3 identificam-se as principais propriedades das placas de silicato de cálcio sendo

estas propriedades médias das placas de silicato de cálcio presentes no mercado. De referir

que as placas de silicato de cálcio utilizadas no presente trabalho apresentam algumas

propriedades distintas (tabela 4.5).

Tabela 3.3. Propriedades das placas de silicato de cálcio. (Adaptado de [3.23])

Propriedades Placas de Silicato de Cálcio

Massa volúmica (kg/m3) 500 - 800

Calor específico (J/(kg°C)) 690


0.16

3.5.1.5 - Projecção de fibras minerais

As fibras minerais podem ser utilizadas como principal constituinte de argamassas para

protecção de elementos estruturais ao fogo. As fibras são normalmente obtidas a partir de

rocha basáltica, sendo corrente a junção de escória de alto-forno (20 a 30% do peso total) com

o objectivo de diminuir a massa volúmica da argamassa. A protecção é conferida pelas

propriedades isolantes das próprias fibras, pois, ao contrário dos materiais referidos nos

pontos anteriores, a quantidade de água de constituição das fibras projectadas é praticamente

desprezável no comportamento deste isolamento a temperaturas elevadas [3.22].

A projecção de fibras minerais é habitualmente aplicada por projecção a baixa pressão (figura

3.16). Embora seja de fácil aplicação, de custos reduzidos e permita a protecção de elementos

de geometria irregular, produz bastante desperdício e a superfície de acabamento é irregular.

Deste modo, não é aconselhável a aplicação deste método em elementos à vista [3.2].

Na tabela 3.4 identificam-se as principais propriedades deste revestimento.

Figura 3.16. Projecção de fibras cerâmicas [3.26]


59

Tabela 3.4. Propriedades das fibras minerais. (Adaptado de [3.23])

3.5.1.6 - Mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha

As mantas de fibras cerâmicas são compostas por fibras de sílica e alumina. Estas fibras são

dispostas em várias direcções, sendo entrelaçadas entre si. O facto de estarem dispostas nas

condições referidas confere-lhes uma grande flexibilidade e resistência mecânica nas várias

direcções em que se apliquem. Embora sejam incombustíveis, não resistem a temperaturas

superiores a 1300 °C, sendo que para valores superiores de temperatura as suas propriedades

isolantes degradam-se rapidamente e as próprias fibras começam a desintegrar-se [3.2, 3.22].

Estas mantas apresentam-se sobre a forma de rolos com espessuras que podem variar de 10

mm a 50 mm. A sua fixação ao suporte é realizada com o auxílio de fixações mecânicas,

parafusos, agrafos ou pontos de cola. Pelo facto de estas apresentarem alguma fragilidade à

humidade, que as pode degradar, é necessário aplicar-lhes um tratamento superficial que sirva

de barreira à água e humidade.

As placas de lã de rocha são produzidas a partir de rocha basáltica. As fibras que as constituem

são dispostas de forma aleatória, procedendo-se depois à sua aglomeração através de resinas

termoendurecíveis. Tal como as mantas de fibras cerâmicas e outros revestimentos já

referidos, são aplicadas com recurso a fixações mecânicas. Na tabela 3.5 indicam-se as

propriedades termo-físicas destes revestimentos.

Tabela 3.5. Propriedades das mantas de fibras cerâmicas e placas de lã de rocha. (Adaptado de [3.23, 3.24])

Propriedades Mantas de fibras

cerâmicas Placas de lã de

rocha

Massa volúmica (kg/m3) 64 - 192 300

Calor específico (J/(kg°C))

Aprox. 1000 1200


0.10 – 0.25 0.12

Propriedades Fibras minerais

Massa volúmica (kg/m3) 180 - 350



0.08 – 0.10


60

3.6 - Bibliografia

[3.1] F. Kreith, “Princípios da Transmissão de Calor”, Editora Edgard Blucher Ltda, 1977.




Dezembro, 2010.

[3.3] Página da internet: http://penta3.ufrgs.br/CESTA/fisica/calor/conveccao.html (visitada em

1/8/2013)

[3.4] J. D. Deus, “Introdução à Física”, McGraw-Hill, 2000.

[3.5] T. Morgado, "Comportamento ao fogo de vigas de compósito de GFRP”, Dissertação para

a obtenção do Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, 2012.

[3.6] Fib bulletin 38, “State-of-the-art Report - Fire Design of Concrete Structures – Materials,

Structures and Modelling”, Fédération Internacionale du béton (fib), Lausanne, 2007.

[3.7] L.M. Marçalo, “Resistência ao fogo em lajes mistas. Aplicação da parte 1.2 do Eurocódigo

4”, Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior

Técnico, Setembro, 2007.

[3.8] E. L. Baranoski, “Análise do Risco de Incêndio em Assentamentos Urbanos Precários –

Diagnóstico da Região de Ocupação do Guarituba- Município de Piraquara – Paraná”,

Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Construção Civil, Universidade Federal do

Paraná, Março, 2008.

[3.9] ISO 834, “Fire resistance tests. Elements of building construction”, International

Standards Organization, Genève, 1975.

[3.10] NP EN 1991-1-2, “Acções em estruturas, Parte 1-2: Acções em estruturas expostas ao

fogo”, IPQ, Lisboa, 2010.

[3.11] Z. P. Bazant, M. F. Kaplan, “Concrete at high temperatures: Material properties and

mathematical models”, Concrete design and construction series, Essex, Longman Group

Limited, 1996.

[3.12] E. L. Klamer, “Influence of temperature on concrete beams strengthened in flexure with

CFRP”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil, Eindhoven University of

Technology, Netherlands, 2009.

[3.13] CEB, “CEB Bulletin d'information nº 208: Fire design of concrete structures”, Comité

Euro‐International du Béton, Lausanne, 1991.

[3.14] J.R. Correia, “GFRP pultruded profiles in civil engineering: hybrid solutions, bonded

connections and fire behavior”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil,


http://penta3.ufrgs.br/CESTA/fisica/calor/conveccao.html

http://pesquisa.fnac.pt/e15335/McGraw-Hill


61

[3.15] A. P. Mouritz, A. G. Gibson, “Fire properties of polymer composite materials”, Springer,

Dordrecht, 2006.

[3.16] H. Blontrock, "Analyse en modellering van de brandweerstand van betonelementen

uitwendig versterkt met opgelijmde composietlaminaten.", Ghent University, 2003

[3.17] E. L. Klamer, “Influence of temperature on concrete beams strengthened in flexure with

CFRP”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil, Eindhoven University of

Technology, Netherlands, 2009.

[3.18] R. P. C. Marreiros, “Degradação da aderência entre CFRP e betão armado devida a

envelhecimento acelerado”, Dissertação para a obtenção do grau de Mestre em Engenharia

Civil, Instituto Superior Técnico, Lisboa, 2005.

[3.19] R. Al-Mahaidi, J. C. P. H. Gamage, M. B. Wong, “Performance of CFRP strengthened

concrete members under elevated temperatures”, Proceedings of the International

Symposium on Bond Behavior of FRP in Structures, International Institute for FRP in

Construction, pp. 113-118, 2005.

[3.20] M. Leone, M. A. Aiello, S. Matthys, "The influence of service temperature on bond

between FRP reinforcement and concrete", Fédération Internationale du Béton (fib),

Proceedings of the 2nd International Congress, Naples, 2006.

[3.21] Ministério da Administração Interna, Diário da República, 1.ª série, N.º 250, Portaria n.º

1532/2008 de 29 de Dezembro.

[3.22] T. M. C. G. Pinto, “ Estudo de tintas intumescentes na protecção de elementos

estruturais em condições de incêndio”, Dissertação para obtenção do grau de Mestre em

Engenharia Industrial, Escola Superior de Tecnologia e Gestão do Instituto Politécnico de

Bragança, 2008.

[3.23] M. M. Martins, “Dimensionamento de estruturas de aço em situação de incêndio”,

Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia de Estruturas, Universidade

Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, 2000.

[3.24] A. Santiago, “Análise e dimensionamento ao fogo”, Documentos de apoio às aulas de

Doutoramento em Construção Metálica e Mista, Faculdade de Ciência e Engenharia da

Universidade de Coimbra, 2010.

[3.25] Página da internet:

http://www.lugarcerto.com.br/app/402,58/2011/05/20/interna_showroom,44773/fabricante-

lanca-tinta-que-oferece-seguranca-contra-incendio.shtml (visitada em 12/08/2013)

[3.26] Página da internet: http://www.metalica.com.br/protecao-de-estruturas-metalicas-

frente-ao-fogo (visitada em12/08/2013)

[3.27] Página da internet:

http://es.dofuswiki.wikia.com/wiki/Archivo:Fuego_tri%C3%A1ngulo.png (visitada em

10/08/2013)


62

4 – Estudo experimental do comportamento de vigas de betão reforçadas com laminados de CFRP

63

4 - Estudo experimental do comportamento de vigas de betão

armado reforçadas com laminados de CFRP

No presente capítulo far-se-á uma descrição dos ensaios a realizar bem como dos principais

objectivos e questões a responder. Para o caso, descrevem-se e quantificam-se as

propriedades dos materiais envolvidos na criação das vigas de betão armado, no sistema de

reforço e no sistema de protecção. Enumeram-se os resultados obtidos por outros autores na

caracterização do sistema de reforço bem como o dimensionamento das vigas de betão

armado utilizadas para a presente campanha experimental. Por fim, descreve-se o método de

fabrico das vigas ensaiadas e o sistema e procedimento de ensaio dos ensaios de resistência ao

fogo.

4.1 - Programa experimental e objectivos

É sabido que as propriedades mecânicas dos materiais que compõem as técnicas de reforço

estudadas (EBR e NSM) sofrem uma degradação acentuada com o aumento de temperatura.

De facto, para temperaturas próximas da temperatura de transição vítrea dos laminados CFRP

ou do adesivo que os cola ao betão, a integridade do sistema fica comprometido, sendo este o

principal entrave à sua aplicação em edifícios. Esta tese tem como principais objectivos os

seguintes:

Estudar experimentalmente a influência da técnica de reforço (técnica EBR e NSM)

no comportamento ao fogo das vigas;

Estudar experimentalmente a influência do tipo de adesivo de colagem (epóxido

ou cimentício) no comportamento ao fogo das vigas reforçadas pela técnica NSM;

Estudar experimentalmente a geometria do sistema de protecção ao fogo (placas

de silicato de cálcio) mais adequada ao sistema de reforço com laminados de CFRP;

Os ensaios que constituíram o corpo do programa experimental do presente trabalho foram

realizados no Laboratório de Estruturas e Resistência de Materiais (LERM) do Instituto Superior

Técnico, sendo que o incêndio padrão adoptado está de acordo com o definido na norma ISO

834 e o sistema de protecção baseia-se aplicação de painéis de silicato de cálcio (SC).

De modo a responder aos objectivos da presente campanha experimental realizaram-se

ensaios de resistência ao fogo a um total de dezassete vigas. Uma destas dezassete vigas foi

ensaiada sem qualquer tipo de protecção ao fogo, bem como sem nenhum reforço estrutural à

flexão, e será a viga de referência. De seguida, ensaiaram-se oito vigas de betão armado

reforçadas à flexão por colagem de laminados CFRP na face sujeita à tracção, face inferior. Esta

técnica designa-se de EBR (Externally Bonded Reinforcement. O adesivo utilizado para a

colagem dos laminados nesta técnica foi o epóxido, sendo que, no decorrer da campanha

experimental se descobriu um adesivo epóxido com uma temperatura de transição vítrea

superior, optando-se por se realizar dois dos oito ensaios com este novo adesivo. As restantes

oito vigas foram reforçadas com laminados de carbono de acordo com a técnica NSM (Near

Surface Mounted). Esta consiste na criação de rasgos ao longo da face sujeita à flexão da viga


64

no interior dos quais foram introduzidos laminados de carbono. Destas oito vigas, quatro têm

aplicado um adesivo epóxido, enquanto as restantes quatro têm um adesivo cimentício.

Refira-se que as espessuras adoptadas para os sistemas de protecção foram condicionadas

pelas dimensões de painéis de SC comercializadas por empresas de protecção ao fogo, sendo

que se utilizou diversas geometrias de sistema de protecção ao incêndio para ambas as

técnicas de reforço. Na tabela 4.1 encontram-se detalhadas a nomenclatura das vigas

ensaiadas, a geometria do sistema de protecção, a técnica de reforço e o adesivo utilizado

para cada viga, sendo que a descrição do sistema de protecção se encontra no ponto 4.5.1.2.

Tabela 4.1. Descrição geral das vigas utilizadas nos ensaios de resistência ao fogo.

4.2 - Materiais

No presente programa experimental foram utilizados cinco tipos de materiais na composição

das vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de CFRP. Nos pontos seguintes

faz-se uma descrição das propriedades à temperatura ambiente dos mesmos. Os cinco

Denominação Técnica de

reforço Tipo de adesivo

Espessura da

protecção ao fogo Zona

amarração Zona

corrente RC - - - -

EBR

EBR Epóxido S&P 220

- - EBR-25-0-25 25 mm -

EBR-25-25-25 25 mm 25 mm EBR-50-25-50 50 mm 25 mm

EBR-75-25-75-L* 75 mm 25 mm

EBR-75-50-75-L* 75 mm 50 mm EBR-50-25-50-Tg-L* Araldite 2014 50 mm 25 mm

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L* Araldite 2014+S&P 50 mm 25 mm NSM-E

NSM Epóxido S&P 220

- - NSM-E-25-0-25 25 mm -

NSM-E-25-25-25 25 mm 25 mm NSM-E-50-25-50 50 mm 25 mm

NSM-C

NSM Cimentício

- - NSM-C-25-0-25 25 mm -

NSM-C-25-25-25 25 mm 25 mm NSM-C-50-25-50 50 mm 25 mm

Nota: * Ensaios realizados com protecção lateral adicional com 25 mm de espessura (falha no

isolamento lateral do forno)


65

materiais utilizados são os seguintes: betão (4.2.1), aço em varão (4.2.2), laminados de CFRP

(4.2.3), adesivo epóxido (4.2.4), adesivo cimentício (4.2.5) e materiais de protecção ao fogo

(4.2.6).

4.2.1 - Betão

O betão utilizado para a construção das vigas foi produzido pela empresa UNIBETÃO, sendo o

mesmo da classe C25/30 com classe de exposição XC2. O diâmetro máximo do agregado é 22

mm e o ligante utilizado é um cimento Portland CEM II/A-L 42,5R.

De modo a quantificar a resistência do betão, ensaiaram-se 5 provetes cúbicos com 15 cm de

aresta e 5 provetes cilíndricos de 30 cm de altura e 15 cm de diâmetro. Com estes provetes

pôde-se quantificar a resistência à compressão do betão bem como a sua resistência à tracção,

esta última determinada através de um ensaio de compressão diametral. Os provetes,

ensaiados 28 dias após a sua betonagem, foram curados numa câmara com humidade relativa

de 100% e temperatura constante de 20ºC. É de referir que todos os provetes foram pesados

antes da realização dos ensaios de modo a averiguar a potencial presença de vazios nos

mesmos. Dada a semelhança de peso entre os diferentes provetes concluiu-se que os mesmos

não seriam significantes.

Os ensaios à compressão foram realizados de acordo com o preconizado na norma NP EN

12390-3 [4.1]. Para tal, recorreu-se a uma prensa hidráulica com uma taxa de aplicação de

carga de 11,3 kN/s (0,5 MPa/s). Na tabela presente no Anexo I apresentam-se os resultados

dos ensaios, tendo-se obtido uma média de fcm,28dias= 29.48 ± 0.75 MPa de resistência à

compressão.

Admitindo que a distribuição de resistências obtidas segue uma distribuição normal, o valor da

resistência característica à compressão dos cubos pode ser obtida através da expressão 4.1,

(4.1)

onde:

fck,cubos – resistência característica à compressão dos cubos;

fcm,28dias – resistência média à compressão dos cubos;

Sn – desvio-padrão da resistência à compressão dos cubos.

Da expressão 4.1 obtém-se como resistência característica do betão à compressão o valor de

28,25 MPa. Admitindo que a resistência característica à compressão em cilindros (fck,cilindros) é

aproximadamente 80% da mesma resistência para os cubos, obtém-se como resistência

característica à compressão em cilindros o valor de 22,60 MPa. De acordo com os valores de

resistências características à compressão obtidas, conclui-se que se está perante um betão de

uma classe intermédia entre C25/30 e C20/25, sendo que na guia de remessa do betão a

informação quanto à classe de resistência do betão era que o mesmo era C25/30.


66

Quanto ao módulo de elasticidade do betão, este foi determinado como preconizado no EC2

secção 1.1 (ver expressão 4.2) [4.2]. Para a determinação do mesmo não foram realizados

ensaios experimentais, mas determinou-se uma estimativa tendo em conta os resultados dos

ensaios de resistência à compressão do betão,

(

)

onde:

Ecm – valor estimado para o módulo de elasticidade secante;

fcm,cubos – resistência média à compressão em cubos.

Para a referida expressão 4.2 obteve-se como estimativa do módulo de elasticidade do betão o

valor de 27,39 GPa.

Para a determinação da resistência à tracção do betão, foram ensaiados cinco provetes

cilíndricos. O ensaio realizado foi o de compressão diametral de acordo com norma NP EN

12390-6 [4.3]. À semelhança dos provetes cúbicos, estes também foram curados em câmara

saturada, e ensaiados 28 dias após a sua betonagem. Para a realização do ensaio recorreu-se a

uma prensa hidráulica com uma taxa de aplicação de carga de 1,3 KN/s e registaram-se os

valores das cargas máximas exactamente antes da rotura dos provetes. Na expressão 4.3 é

possível verificar a fórmula que transforma as cargas máximas obtidas nas respectivas tensões

de tracção resistentes,

onde:

fct – resistência à tracção [MPa];

F – força máxima [KN];

L – altura dos provetes cilíndricos [mm];

Dc – diâmetro dos provetes cilíndricos [mm].

Com a aplicação da referida expressão 4.3 aos cinco provetes ensaiados foi possível

determinar a resistência do betão à tracção. Na tabela do Anexo II apresentam-se os

resultados dos ensaios realizados, que permitiram determinar a resistência média à tracção do

betão, fctm,28dias= 2.25 ± 0.15 MPa.

À semelhança da determinação da resistência característica do betão à compressão, admite-se

que para a determinação da resistência característica à tracção do betão também os

resultados destes ensaios seguem uma distribuição normal. Deste modo, e adaptando a

expressão 4.1 anteriormente utilizada, obtém-se o valor de 2,00 MPa para a resistência

característica à tracção do betão (fctk).

Na tabela 4.2 apresentam-se, resumidamente, as características do betão determinadas

segundo os ensaios e fórmulas anteriormente referidos.


67

Tabela 4.2. Características do betão utilizado.

Característica [Unidades] Média ± Desvio-Padrão

fcm,cubos [MPa] 29,48 ± 0,75

fcm,cilindros [MPa] 23,58 ± 0,60

fck,cubos [MPa] 28,25 ± 0,75

fck,cilindros [MPa] 22,60 ± 0,60

Ecm [GPa] 27,39 ± 0,21

fctm [MPa] 2,25 ± 0,15

fctk [MPa] 2,00 ± 0,15

É de referir que tanto as resistências à compressão média e característica dos cilindros, foram

calculadas tendo por base a hipótese de serem aproximadamente 80% das mesmas

resistências em cubos.

4.2.2 - Aço em varão

O aço utilizado na construção das vigas do presente estudo foi fornecido pela empresa

MEGAFER, sendo o mesmo do tipo A500 NR SD. Ao contrário do betão, para o aço, não foram

realizados quaisquer ensaios de caracterização do mesmo, tendo-se utilizado os valores

presentes na tabela 4.3 para os diversos cálculos efectuados. A tabela foi preenchida com os

valores presentes no Eurocódigo 2 e com o resultado dos ensaios realizados pela própria

empresa fornecedora.

Tabela 4.3. Características do aço em varão utilizado[4.19].

Característica [Unidades] Valor

fyk [MPa] 500

fyd [MPa] 435

fym [MPa] 546

fum [MPa] 711

Es [GPa] 200

esyk [‰] 2.50

esyd [‰] 2.18

euym [‰] 3.56


68

As características anteriormente referidas têm o significado seguinte:

fyk – valor característico da tensão de cedência;

fyd – valor de cálculo da tensão de cedência;

fym – valor médio da tensão de cedência;

fum – valor médio da tensão de rotura;

Es – módulo de elasticidade;

esyk – valor característico da extensão de cedência;

esyd – valor de cálculo da extensão de cedência;

esym – valor médio da extensão de cedência.

4.2.3 - Laminado de CFRP

Quanto aos laminados de CFRP, estes são produzidos pela empresa S&P Clever Reinforcement

Company e apresentam uma secção transversal de 10 mm por 1,4 mm e 20 mm por 1,4 mm,

para as técnicas NSM (Near Surface Mounted) e EBR (Externally Bonded Reinforcement),

respectivamente. Estes laminados utilizados no reforço à flexão das vigas ensaiadas,

apresentam um módulo de elasticidade de 165 GPa e as suas designações comerciais são S&P

Laminates CFK 150 / 2000, onde varia apenas a secção transversal. São caracterizados pela

presença de fibras orientadas longitudinalmente, de modo a conferir a máxima resistência à

tracção e, quando devidamente aplicados, a melhor solução para reforços à flexão. A matriz

polimérica onde as fibras se encontram embebidas é uma resina de base epóxida, com uma

concentração máxima de fibras de 70%. Este valor, segundo a S&P Clever Reinforcement

Company, encontra-se limitado devido a dificuldades técnicas no fabrico. É de referir que dada

a geometria dos reforços utlizados não houve necessidade de os cortar. Este corte, a ser

necessário, implicaria demasiadas imperfeições ao próprio laminado, danificando-o. Na tabela

4.4 apresentam-se as características gerais dos laminados utilizados. Embora a empresa S&P

Clever Reinforcement Company forneça valores de dimensionamento, Firmo [4.12]

determinou-as experimentalmente, sendo estes últimos os valores indicados na tabela.

Tabela 4.4. Características do laminado CFRP utilizado.

Característica [Unidade] S&P Laminates CFK 150 / 2000

bf [mm] x tf [mm] 10 x 1.4 (NSM) e 20 x 1.4 (EBR)

Af [mm2] 14 (NSM) e 28 (EBR)

Ef [GPa] 170.9

εfu [‰] 16.0

σfu [MPa] 2741.7

Na tabela 4.4 os símbolos têm o seguinte significado:

bf – largura do laminado de CFRP;


69

tf – espessura do laminado de CFRP;

Af – área da secção do laminado de CFRP;

Ef – módulo de elasticidade do laminado de CFRP;

εfu – extensão de rotura do laminado de CFRP;

σfu – tensão de rotura do laminado de CFRP.

4.2.4 - Adesivos de colagem epóxidos

No presente estudo utilizaram-se três tipos de adesivos diferentes, dois de base epóxida e um

de base cimentícia. No presente ponto faz-se uma breve descrição dos adesivos de base

epóxida.

O primeiro adesivo de base epóxida utilizado é produzido pela empresa S&P Clever

Reinforcement Company e tem como designação comercial S&P Resin 220 epoxy adhesive.

Trata-se de uma resina de dois componentes, A e B, sendo que a mistura correcta para a sua

aplicação é de 4:1. Isto significa que para cada 4 partes de componente A terá de ser

misturado uma parte de componente B, em peso ou em volume, uma vez que ambos os

componentes apresentam a mesma massa volúmica, de valor igual a 1750 Kg/m3. Quanto às

resistências à tracção (σtu), à compressão (σcu) e à tracção por flexão (σfu), o fabricante informa

que são superiores a 3 MPa, 90 MPa e 30 MPa, respectivamente, sendo estes os valores

mínimos. A temperatura de transição vítrea (Tg) é superior a 56°C, confirmando que e estes

sistemas, quando sujeitos a altas temperaturas, perdem a sua eficácia pelo facto da

temperatura de transição vítrea do adesivo ser muito reduzida. Firmo [4.5] realizou ensaios de

tracção ao mesmo adesivo epóxido utilizado no presente trabalho. Firmo [4.5] determinou,

entre outros, a tensão de rotura à tracção (σtu), a extensão de rotura à tracção (εtu) e o módulo

de elasticidade do adesivo à tracção (Et), tendo obtido os valores de 17.33 MPa, 2482 μstrain e

8.76 GPa, respectivamente. O valor da tensão de rotura à tracção determinado por Firmo [4.5]

vai de encontro às informações dadas pela S&P Clever Reinforcement Company, confirmando

que o seu valor é superior a 3 MPa.

No decorrer do programa experimental, decidiu-se testar a aplicação de outra resina epóxida,

Araldite 2014, como adesivo de colagem. Esta decisão resultou do facto de esta apresentar

uma temperatura de transição vítrea consideravelmente superior ao normal (85°C). Embora

esta não esteja especificada para colar betão a laminado de CFRP, é muito utilizada na colagem

de CFRP com CFRP. O módulo de elasticidade desta resina é 5 GPa [4.18].

4.2.5 - Adesivo de colagem cimentício

O adesivo de colagem de base cimentícia é, na verdade, uma mistura entre material cimentício

e resina epóxida, e tem o nome comercial de Adicrete ER sendo comercializado em Portugal

pela empresa Quimidois. Em estudos realizados por Macedo, et al. [4.4] na Universidade do

Minho, estimou-se a resistência à compressão e flexão do adesivo. Deste modo, determinou-

se que a resistência à compressão é 66,6 MPa e a resistência à tracção por flexão é 16.7 MPa.


70

Quanto à temperatura de transição vítrea do adesivo cimentício, Firmo [4.13] determinou-a

através de ensaios de DMA (análises mecânicas dinâmicas) tendo obtido o valor de Td,c = 44 ⁰C.

4.2.6 - Sistema de protecção ao fogo

Quanto ao sistema de protecção ao fogo o material escolhido foi o silicato de cálcio, fornecido

sobre a forma de placas, com a designação PROMATECT-L500, comercializados pela empresa

Promat. O silicato de cálcio é considerado um material não combustível e uma boa solução

para sistemas de protecção dada a sua reduzida condutividade térmica. A sua aparência é

semelhante à das placas de gesso, comummente designadas de Pladur, sendo que uma das

faces apresenta um acabamento polido e a outra um acabamento rugoso em forma de favos

de mel. Esta última face é a que, efectivamente, fica em contacto com o suporte, dado que a

rugosidade ajuda à sua colagem ou fixação mecânica. As placas utilizadas apresentam uma

espessura de 25 mm. Na tabela 4.5 é possível verificar as principais características das

mesmas, onde σcu – tensão resistente à compressão; σtu – tensão resistente à tracção e σfu –

tensão resistente à tracção por flexão

Tabela 4.5. Características das placas de silicato de cálcio utilizadas [4.20, 4.21].

Características [Unidades] PROMATECT - L500

σcu [MPa] 5.5

σtu [MPa] 1.2

σfu [MPa] 3.0

Massa volúmica [Kg/m3] 500

Condutividade térmica [W/mK] 0.09

Coeficiente de expansão [m/mK] 7.0 x 10-6


4.3 - Determinação das propriedades térmicas e termomecânicas do

sistema de reforço

As propriedades térmicas e termomecânicas do principal sistema de reforço utilizado,

incluindo o laminado de CFRP e o primeiro adesivo epóxido, foram determinadas por Firmo

[4.5] em 2010 através de ensaios de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria

(DSC/TGA) e de análises mecânicas dinâmicas (DMA). Estes ensaios foram realizados no

Laboratório Nacional de Engenharia Civil (LNEC) e no Departamento de Engenharia Química e

Biológica do IST.

É de referir que para o segundo adesivo epóxido e para o adesivo cimentício utilizado no

presente trabalho não foram realizados ensaios DMA por limitações de tempo e como tal,


71

admite-se que a temperatura de transição vítrea dos mesmos correspondem aos valores

fornecidos pelos fabricantes e determinados por outros autores. (Tg=85 ⁰C e Tg=44 ⁰C).

4.3.1 - Análises mecânicas dinâmicas (DMA)

O objectivo da análise mecânica dinâmica é determinar a temperatura de transição vítrea (Tg)

de um dado material. Esta temperatura marca a transição entre o estado vítreo e o estado

viscoso, correspondendo ao ponto a partir do qual se verifica uma diminuição significativa das

propriedades mecânicas do material em estudo.

De uma forma geral, a deformação de um material polimérico quando sujeito a um

carregamento é composta por uma componente elástica e outra inelástica ou viscosa que

depende do tempo. Por esta razão, é possível afirmar que grande parte dos materiais

poliméricos exibe um comportamento viscoelástico. Num ensaio de DMA, os provetes são

sujeitos a uma força oscilatória sinusoidal com frequência fixa e, enquanto a temperatura

aumenta com uma taxa de aquecimento constante, as amplitudes dos ciclos de carregamento

e da deformação e o ângulo entre esses ciclos são registados. Devido à resposta viscoelástica

do material, as curvas tensão-tempo (σ–t) e extensão-tempo (ε-t) exibem um desfasamento,

causado por um atraso na deformação. Quando as duas curvas são sobrepostas, as áreas

comuns representam a rigidez do material, ou módulo de armazenamento, E’, que se relaciona

com a energia armazenada em cada ciclo de carregamento. As áreas que não se sobrepõem

representam a contribuição viscosa da deformação, ou módulo de perda, E’’, que reflecte a

energia dissipada em cada ciclo, normalmente sob a forma de calor. O ângulo de fase, δ, é

definido pela diferença entre a tensão e a deformação. Em materiais puramente elásticos este

ângulo é nulo; em materiais puramente viscosos o ângulo de fase é 90º e em polímeros são

usuais valores intermédios. A tangente deste ângulo, tan(δ), denominada por factor de perda,

é igual ao quociente entre o módulo de perda e o módulo de armazenamento, tan(δ)= E’’/ E’, e

é utilizada para avaliar o amortecimento do material [4.5, 4.6, 4.7].

Devido ao facto do módulo de armazenamento, do módulo de perda e do factor de perda

sofrerem comportamentos diferentes quando a temperatura se aproxima da temperatura de

transição vítrea do material e tendo em conta que estas alterações, aumentos ou diminuições,

não ocorrem exactamente à mesma temperatura, é possível obter várias curvas de estimação

da temperatura de transição vítrea do material tendo em conta cada uma destas

propriedades. A norma ASTM E1640 [4.8] sugere, de forma conservativa, que a determinação

da temperatura de transição vítrea se realize através da curva obtida pela variação do módulo

de armazenamento com a temperatura (figura 4.1).

Como já foi referido, em 2010 Firmo [4.5] ensaiou provetes de adesivo epóxido S&P e de

laminado de CFRP, de acordo com a norma ISO 6721 Os provetes foram sujeitos a uma taxa de

aquecimento de 2°C/min e a uma frequência de oscilação de 1 Hz. Uma vez que um incêndio

atinge taxas de aquecimento bastante superiores, Firmo optou por realizar mais ensaios com

taxas de aquecimento de 5 °C/min e 10 °C/min. Nas figuras 4.2 e 4.3 apresentam-se os

resultados obtidos por Firmo para os provetes de CFRP e os provetes de adesivo epóxido,

respectivamente, para diferentes taxas de aquecimento.


72

f

Figura 4.1. Determinação da temperatura de transição vítrea de acordo com a norma ASTM E1640-99 (adaptado de [4.5, 4.8])

Figura 4.3. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de adesivo epóxido: módulo de armazenamento, módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para diferentes taxas de aquecimento. (adaptado

de [4.5]).

Figura 4.2. Resultados dos ensaios de DMA aos provetes de CFRP: módulo de armazenamento, módulo de perda e factor de perda em função da temperatura, para diferentes taxas de aquecimentos. (adaptado de [4.5])


73

Por observação das figuras 4.2 e 4.3, verifica-se que a variação do módulo de armazenamento,

do módulo de perda e do factor de perda é mais acentuada, e ocorre para valores de

temperatura menores nas curvas referentes aos ensaios do adesivo, concluindo-se que este

material é mais afectado e apresenta uma temperatura de transição vítrea inferior ao

laminado de CFRP. Na tabela 4.6 apresenta-se as estimativas obtidas por Firmo [4.5] para a

temperatura de transição vítrea do adesivo epóxido e do laminado de CFRP obtido através das

curvas do módulo de armazenamento, módulo de perda e factor de perda

Tabela 4.6. Temperaturas de transição vítrea obtidas pelas diferentes curvas e para cada taxa de aquecimento. (adaptado de [4.5])

Material

Taxa de

aquecimento

[°C/min]

Tg, E’ [°C] Tg, E’’ [°C] Tg, tan(d) [°C]

CFRP

2 137.6 152.5 168.5

5 144.4 153.5 175.3

10 153.4 164.1 190.2

Adesivo

2 53.8 54.5 62.4

5 58.9 59.4 66.1

10 59.8 62.1 68.9

Como foi referido e se pode observar na tabela 4.6, a estimativa mais conservativa obtém-se

através da curva do módulo de armazenamento E’, tal como a norma ASTM E1640 [4.8]

sugere. É ainda importante verificar a multiplicidade de valores de temperatura de transição

vítrea que se podem obter variando apenas a taxa de aquecimento do material, bem como a

curva a utilizar na sua determinação. Como tal, seguindo a recomendação da norma ASTM

E1640, Firmo [4.5], através da construção geométrica presente na figura 4.1, obteve os valores

de 138 °C e 54 °C para a temperatura de transição vítrea do laminado de CFRP e adesivo

epóxido, respectivamente.

4.3.2 - Ensaios de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria

(DSC/TGA)

O ensaio de calometria diferencial de varrimento e termogravimetria tem como objectivo

determinar as variações de massa e de energia em função da temperatura. Estes ensaios,

realizados segundo a norma ISO 11357, produzem curvas da evolução da massa e da energia

em função do tempo. Através da curva da evolução da massa com a temperatura é possível

determinar a temperatura de decomposição (Td) do material em estudo. Na figura 4.4

apresenta-se uma curva típica massa-temperatura de um ensaio DSC/TGA a um material FRP.


74

Nesta figura é possível identificar 5 pontos notáveis que representam estimativas do valor de

Td. No entanto, como os documentos normativos não são claros na definição do ponto a

utilizar, é comum considerar Td,m como a temperatura de decomposição do material [4.5].

Neste tipo de ensaios, as amostras de material são colocadas dentro de um forno, sendo

sujeitas a uma taxa de aquecimento predefinida num determinado meio ambiente. Durante

todo o processo, a massa da amostra de material é constantemente monitorizada, permitindo

elaborar curvas que descrevem a sua variação em função da temperatura. Além disso, a

diferença entre o fluxo de calor fornecido à amostra em análise e um material de referência

são medidos em função da temperatura, o que permite identificar variações de energia ao

longo do processo de aquecimento e a natureza das reacções que ocorrem, nomeadamente o

seu carácter endotérmico ou exotérmico. O material de referência tem de ser termicamente

inactivo no intervalo de temperaturas ao qual será sujeita a amostra em estudo, e as suas

propriedades térmicas devem ser conhecidas e suficientemente homogéneas para que seja

possível a calibração do aparelho de ensaio [4.5, 4.6, 4.9].

Firmo [4.5] ensaiou provetes paralelepipédicos de CFRP e provetes de resina com natureza

semelhante aos utilizados no ensaio de DMA. Os provetes foram sujeitos a uma taxa de

aquecimento de 10 °C/min em ar atmosférico, até à temperatura de 1000 °C e 800 °C,

respectivamente. No decorrer do ensaio, parâmetros tais como a temperatura, a massa, o

tempo decorrido e o fluxo de calor fornecido foram registados e os resultados compilados nos

gráficos das figuras 4.5 e 4.6.

Por observação do gráfico da figura 4.5 é possível confirmar que, aparentemente, ocorrem

duas diminuições significativas de massa remanescente no ensaio ao laminado CFRP. Uma

redução ocorre entre 350 °C e 425 °C e a outra entre 625 °C e 775°C e, pela observação da

derivada da massa em ordem ao tempo, verifica-se que a segunda redução significativa de

massa ocorre a um ritmo bastante superior ao primeiro. Este acontecimento poderá ser

justificado pelo facto de na primeira diminuição se assistir à decomposição da matriz

polimérica e na segunda diminuição se assistir à decomposição das fibras de carbono. Quanto

Figura 4.4. Curva típica massa-temperatura de um polímero reforçado com fibras. (adaptado de [4.5, 4.6])


75

ao adesivo, a diminuição da massa tem início por volta dos 200 °C estagnando aos 500 °C com

72% de massa remanescente, podendo concluir-se que 72% da massa do adesivo são

compostos inorgânicos e, como tal, não inflamáveis.

Através da figura 4.5, em consonância com a figura 4.6, observa-se que as reduções

significativas de massa, quer no CFRP quer no adesivo, são acompanhadas de um pico no

gráfico do fluxo de energia. Estes picos exotérmicos devem-se, essencialmente, ao calor

libertado aquando da ignição e queima das fibras de carbono no CFRP e queima do material

orgânico no adesivo.

As temperaturas de decomposição de ambos os materiais foram estimadas de acordo com o

método gráfico identificado na figura 4.4, sendo que para o caso do laminado CFRP se aplicou

Figura 4.5. Massa remanescente em função da temperatura e respectiva derivada. (adaptado de [4.5])

Figura 4.6. Fluxo de energia em função da temperatura. (adaptado de [4.5])


76

o método para a primeira diminuição de massa. Os valores obtidos são Td,m=380,3°C e

Td,m=379,1°C para o laminado de CFRP e para o adesivo epóxido, respectivamente [4.5].

Quanto à temperatura de decomposição do adesivo cimentício (Adicrete ER), Firmo [4.13]

determinou que este tinha o valor de Td,c = 393.8°C. Por falta de tempo no decorrer da

campanha experimental não foi possível determinar o mesmo parâmetro para o adesivo

epóxido Araldite 2014, tendo-se apenas o valor da sua temperatura de transição vítrea.

4.3.3 - Material de protecção

Em 2008, Correia [4.6] realizou ensaios de DSC/TGA a três materiais de protecção: argamassa

de vermiculite e perlite, placas de silicato de cálcio e revestimento intumescente. Para o

presente estudo e uma vez que o único material de protecção utilizado foi o silicato de cálcio,

far-se-á referência, neste ponto, aos resultados obtidos por Correia.

Nos gráficos obtidos através do ensaio de DSC/TGA observa-se que a variação da massa da

amostra de silicato de cálcio sofre uma redução praticamente linear até cerca de 700°C. A

partir de 700°C, verifica-se uma estagnação da percentagem de massa remanescente de cerca

de 82%. A perda de massa contínua com o aumento da temperatura reflecte a ordem dos

fenómenos a que o material está sujeito. Até 700°C é possível assistir ao processo de

evaporação da água livre, à desidratação do gel de silicato de cálcio, à desidratação do

hidróxido de cálcio e à descarbonatação do carbonato de cálcio [4.6].

Quanto ao gráfico correspondente ao fluxo de energia, este apresenta um pequeno pico

endotérmico para valores entre 115 °C e 150 °C, sendo este justificados pela evaporação da

água livre do material.

4.4 - Ensaios de flexão das vigas de referência

De modo a caracterizar o comportamento mecânico das vigas utilizadas no presente estudo,

realizaram-se ensaios de flexão a vigas de referência. Estes ensaios fazem parte do estudo

desenvolvido por Firmo [4.13] na sua tese de doutoramento e Correia [4.10] na sua

dissertação de mestrado. Uma vez que as vigas estudadas por estes autores são iguais às

utilizadas no presente estudo, neste ponto, descreve-se sumariamente os resultados obtidos

por estes autores. O objectivo desta secção consiste em confirmar experimentalmente o

dimensionamento efectuado e determinar o comportamento das vigas para o nível de carga

em situação de incêndio, aplicado nos ensaios de resistência ao fogo no âmbito da presente

dissertação.

O fabrico das vigas que foram sujeitas aos ensaios de flexão foram produzidas no Laboratório

de Estruturas e Resistência de Materiais do IST e, por uma questão de simplicidade, são

designadas da seguinte forma:

Viga RC - viga de referência em betão armado;


77

Viga EBR - viga de referência em betão armado reforçada à flexão, pela técnica EBR,

com laminados de CFRP;

Viga NSM-E - viga de referência em betão armado reforçada à flexão, pela técnica

NSM, com laminados de CFRP e resina epóxida;

Viga NSM-C - viga de referência em betão armado reforçada à flexão, pela técnica

NSM, com laminados de CFRP e resina cimentícia.

O tipo de carregamento destas duas vigas foi idêntico ao utilizado nos ensaios de resistência

ao fogo: duas cargas concentradas aplicadas a uma distância dos apoios de 1/3 de vão, igual a

1.26 m. O modelo de cálculo adoptado está ilustrado na figura 4.7. Refira-se que o

comprimento total da viga é 1.5 metros, no entanto, para efeitos de cálculo, foram

desprezadas as consolas indicadas a traço interrompido na figura 4.7.

Na presente secção descreve-se (i) o dimensionamento das vigas de betão armado e do

sistema de reforço (4.4.1), (ii) o método de fabrico das vigas (4.4.2), (iii) o esquema e

procedimento de ensaio (4.4.3) e (iv) os resultados obtidos (4.4.4).

4.4.1 - Dimensionamento das vigas de betão armado e do sistema de reforço

As dimensões adoptadas para a secção das vigas de betão armado foram 10 cm de largura e 12

cm de altura. A estas dimensões corresponde uma esbelteza geométrica de 10,83(3)

(Lvão/hsecção). Uma vez que não existe uma carga de dimensionamento, as armaduras foram

calculadas tendo em conta uma taxa de armadura usual para vigas de betão armado. Nas

figuras 4.8 e 4.9 apresenta-se a distribuição longitudinal das armaduras e a pormenorização de

uma secção genérica, respectivamente.

0.5P 0.5P

0.42 m0.42 m 0.42 m 0.12 m0.12 m

1.50 m

Figura 4.7. Modelo de cálculo adoptado.

Figura 4.8. Distribuição longitudinal das armaduras das vigas


78

4.4.1.1 - Viga RC – Viga de referência em betão armado

O dimensionamento da viga de betão armado sem reforço de CFRP iniciou-se pela verificação

de que a armadura longitudinal aplicada era superior à mínima admitida no Eurocódigo 2.

Após esta verificação, e de acordo com o método do diagrama rectangular simplificado,

calculou-se o momento flector resistente obtendo-se o valor de Mrd,RC = 2.16 KN.m.

De seguida, determinou-se o valor de esforço transverso resistente, verificando-se, de acordo

com o Eurocódigo 2, que a área de armadura adoptada resistente ao esforço transverso é

muito superior ao valor mínimo adoptado na norma. O valor obtido para o esforço transverso

resistente é Vrd,RC = 33.67 KN.

Tendo em conta os valores de momento resistente e esforço transverso resistente já

calculados, bem como os diagramas de esforços associados ao modelo de cálculo (figura 4.10),

determinou-se que o valor de cálculo para a carga resistente é Prd,RC=10.29KN.

Figura 4.9. Pormenorização de armaduras numa secção genérica das vigas.

Figura 4.10. Diagrama de esforço transverso (V) e de momento flector (M) para o carregamento indicado.


79

O momento de fendilhação da viga de betão armado é dado pelo produto do módulo de flexão

elástico (Wel) pelo valor médio de resistência do betão à tracção (fctm,28dias). Quanto à carga que

provoca a fendilhação, esta é obtida de maneira semelhante ao valor de cálculo da carga

resistente. Os valores obtidos são Mcr,RC=0.62 KN.m e Pcr,RC=2.97 KN.

De acordo com o Eurocódigo 0 [4.16], a acção de incêndio é caracterizada como uma acção

acidental, enquanto o Eurocódigo 1 [4.17] define as regras das combinações de acções

mecânicas em situação de incêndio. Por sugestão do Eurocódigo 1, utilizou-se a fórmula

simplificada presente na expressão (4.4) para determinar o valor de cálculo da carga de

incêndio, referente à combinação de incêndio,

em que:

- valor de cálculo da carga de incêndio;

- coeficiente de redução;

- valor de cálculo da carga resistente.

Para determinar o valor de cálculo da carga de incêndio, utilizou-se a expressão (4.4),

adoptando , como sugerido no Eurocódigo 1, e obteve-se PRC,fire= 7.20 KN. Na tabela

4.7 apresenta-se um resumo dos parâmetros determinados.

Tabela 4.7. Parâmetros da viga RC.

Parâmetro Valor

Mrd,RC [KN.m] 2.16

Prd, RC [KN] 10.29

Vrd, RC [KN] 33.67

Mcr, RC [KN.m] 0.62

Pcr, RC [KN] 2.97

PRC,fire [KN] 7.20

4.4.1.2 - Viga EBR – Viga de referência reforçadas à flexão pela técnica EBR

Nesta secção apresenta-se o dimensionamento da viga reforçada à flexão pela técnica EBR.

Uma vez que a viga que dá origem à viga EBR é uma viga RC, sem reforço, todas as áreas de

armadura bem como as dimensões da secção são semelhantes às do ponto anterior.

O modelo de cálculo da viga EBR é semelhante ao da viga RC (figura 4.10), uma vez que tanto o

vão da viga como a distribuição da carga aplicada é igual. No entanto, devido ao reforço, o seu

comportamento é diferente bem como o corte longitudinal e a secção genérica da viga, dada a

presença do reforço. Nas figuras 4.11 e 4.12 ilustra-se o corte longitudinal da viga EBR com a

distribuição dos estribos e uma secção genérica com a posição das armaduras e do sistema de

reforço, respectivamente.


80

Dada a limitação imposta pelo fabricante do laminado, não se calculou qual a largura e

espessura de laminado necessário dadas as condições de carregamento. Ao invés, aplicou-se

uma das opções de laminado fornecidas pelo fabricante e determinou-se todos os parâmetros

resistentes com essa configuração de reforço e carregamento.

A verificação de segurança ao estado limite último de flexão foi efectuada com recurso ao

método do diagrama rectangular simplificado (como em 4.4.1.1). Teve-se em conta as

recomendações presentes no ACI 440.2R-08 [4.11] referentes à extensão máxima no betão

(εc= 3‰), à tensão na armadura ordinária, que deverá ser inferior a 85% da tensão de

cedência, à tensão de compressão no betão, que deverá ser inferior a 45% da sua tensão

resistente, e à tensão no CFRP, que deverá ser inferior a 45% de σfu.

Tendo em conta as considerações atrás referidas, obteve-se como momento resistente de

dimensionamento da viga EBR Mrd,EBR=3.51 kN.m com uma carga de rotura de

dimensionamento associado Prd,EBR=16.72 kN

Quanto às verificações ao estado limite último de esforço transverso, estas são semelhantes às

utilizadas para a viga RC, pelo que se obteve Vrd,EBR=33.67 kN.

De maneira semelhante ao descrito em 4.4.1.1, obteve-se como valor de cálculo da carga do

fogo PEBR,fire= 11.70 KN. Na tabela 4.8 apresenta-se um resumo dos parâmetros determinados.

Figura 4.12. Pormenorização da secção de meio vão da viga EBR.

Figura 4.11. Corte longitudinal da viga EBR.


81

Tabela 4.8. Parâmetros da viga EBR.

4.4.1.3 - Vigas NSM-E e NSM-C – Vigas de referência reforçadas à flexão pela técnica

NSM

A técnica NSM é muito semelhante à técnica EBR, destacando-se as diferenças pelo facto do

reforço na NSM ser aplicado num rasgo no interior do betão, enquanto na técnica EBR o

laminado é colado à superfície deste. Por outro lado, os critérios de dimensionamento das

vigas NSM são diferentes. Para o caso das vigas NSM-E e NSM-C, o cálculo do momento

resistente de dimensionamento e carga de rotura de dimensionamento derivam do cálculo de

uma expressão obtida experimentalmente por Barros et al. [4.14] (expressão 4.5),

Na figura 4.13 apresenta-se a secção genérica das vigas NSM-E e NSM-C com a posição do

reforço.

Quanto ao dimensionamento e cálculo dos parâmetros resistentes, estes são em tudo

semelhantes aos da viga EBR. As únicas diferenças prendem-se, essencialmente, com a posição

dos laminados, o número de laminados (que influencia a área de laminado em utilização) e a

posição da linha neutra. Todas as verificações de segurança são iguais, com a única diferença

que os valores utilizados em certos parâmetros são diferentes, dada a diferente geometria do

reforço. Deste modo, na tabela 4.9, apresentam-se os respectivos valores de momento

Parâmetro Valor

Mrd,EBR [KN.m] 3.51

Prd, EBR [KN] 16.72

Vrd, EBR [KN] 33.67

PEBR,fire [KN] 11.70

Figura 4.13. Pormenorização da secção de meio vão das vigas NSM-E e NSM-C.


82

resistente de dimensionamento, carga de rotura de dimensionamento, esforço transverso

resistente, momento de fendilhação e carga de fendilhação.

Tabela 4.9. Parâmetros das vigas NSM-E e NSM-C.

Parâmetro Valor

Mrd,NSM-E,NSM-C [kN.m] 4.43

Prd,NSM-E,NSM-C [kN] 21.1

Vrd,NSM-E,NSM-C [kN] 33.67

PNSM-E,NSM-C,fire [kN] 14.77

4.4.2 - Fabrico das vigas

As vigas RC, EBR, NSM-E e NSM-C foram todas fabricadas no Laboratório de Estruturas e

Resistência de Materiais do IST. Na primeira fase de construção, procedeu-se à montagem das

armaduras de acordo com a disposição ilustrada nas figuras 4.8 e 4.9. Após esta primeira fase

de construção, as armaduras foram inseridas em cofragens de contraplacado, previamente

pulverizadas com óleo descofrante, com os espaçadores devidamente colocados de modo a

garantir um correcto recobrimento (figura 4.14).

O betão utilizado foi produzido pela empresa Unibetão, sendo que à sua chegada ao IST se

realizaram os imprescindíveis ensaios de consistência e se encheram os provetes cúbicos e

cilíndricos para mais tarde se averiguar as suas características de resistência. A colocação do

betão nas cofragens foi realizada com recurso a pás, baldes e colheres de pedreiro.

Num processo que acontecia em simultâneo com a colocação do betão nas cofragens, este ia

sendo vibrado e compactado com recurso a um vibrador de agulhas. Após a correcta vibração

do betão e de se garantir que todas as armaduras se encontravam convenientemente

envolvidas no betão, procedeu-se à regularização da superfície do betão com recurso a colher

de pedreiro, régua metálica e talocha (figura 4.15). Procurou garantir-se que as vigas, nos dias

Figura 4.14. Cofragens com as armaduras e espaçadores roseta inseridos.


83

após à sua betonagem, eram mantidas num ambiente húmido e constantemente regadas de

modo a garantir um adequado processo de cura.

Quanto à viga EBR, esta foi alvo de outras intervenções pormenorizadamente descritas em

2.5.1 que envolveram a preparação da superfície do betão com recurso a martelo de agulhas,

seguida da limpeza com recurso a escova de aço e sopro de ar comprimido. Posteriormente,

realizou-se a preparação da resina, a limpeza dos laminados e a correcta colagem dos

laminados à superfície do betão tratada.

As vigas NSM-E e NSM-C também foram alvo de intervenções posteriores ao processo de cura.

Estas intervenções estão descritas em 2.5.2, destacando-se a realização dos rasgos no betão

com recurso a uma máquina de corte industrial de pedra, a limpeza no interior dos rasgos, a

preparação das resinas epóxida (NSM-E) e cimentícia (NSM-C) e a correcta aplicação dos

laminados após a sua limpeza.

4.4.3 - Esquema e procedimento de ensaio

O esquema de ensaio adoptado para o ensaio das vigas de referência à temperatura ambiente

está ilustrado na figura 4.16. Este encontra-se de acordo com o modelo de cálculo utilizado em

4.4.1.1. Caracteriza-se por uma viga simplesmente apoiada com um carregamento simétrico. O

carregamento é composto por duas cargas pontuais distanciadas dos apoios de 1/3 do vão

livre da viga (1.26 m). A carga, aplicada com um macaco hidráulico da marca Enerpac com

capacidade de 200 kN, foi transmitida através de uma viga de distribuição metálica.

De modo a medir a força total aplicada, utilizou-se uma célula de carga com 200 kN de

capacidade, da marca Novatec. Para medir o deslocamento a meio vão da viga utilizou-se um

deflectómetro da marca APEK com 50 mm de curso e 0,01 mm de precisão.

Figura 4.15. Alisamento da superfície do betão com recurso a talocha.


84

0.42 m 0.42 m 0.42 m

Medição do deslocamento a meio vão

Medição da força

total

Todos os valores registados (carga, deslocamento a meio vão e extensões), foram registados

em computador através de uma unidade de aquisição de dados de 100 canais da marca HBM,

modelo UPM100.

O procedimento laboratorial adoptado consistiu em ensaios monotónicos, caracterizados pela

aplicação contínua de carga até à rotura das vigas. Uma vez que o sistema de controlo do

macaco hidráulico foi operado manualmente, não foi possível definir uma velocidade fixa de

carregamento das vigas. No entanto, tentou-se que esta fosse relativamente lenta, e

aproximadamente constante em todas as vigas ensaiadas. A velocidade média de aplicação da

carga ao longo dos 13 ensaios foi de 0,10 KN/s [4.10].

4.4.4 - Resultados e discussão

Neste ponto far-se-á uma breve síntese dos resultados obtidos por Firmo [4.13] e Correia

[4.10] nas suas campanhas experimentais bem com uma análise aos resultados obtidos. No

entanto, esta análise não será exaustiva, será meramente indicativa com pequenos

comentários aos resultados obtidos.

A análise das curvas força-deslocamento permite concluir que, tendo como base o

comportamento da viga de referência (RC), e independentemente do tipo de técnica de

reforço, a presença dos laminados de CFRP proporcionou, após o início da fendilhação do

betão, aumentos de rigidez e de capacidade de carga na rotura, associados a menores

deformações [4.10].

Destaca-se também a perda de ductilidade das vigas reforçadas face à viga RC (que apresenta

maiores deformações entre a fendilhação e a rotura), particularmente a viga EBR que, para

níveis de carga não muito superiores aos da viga RC, apresentou uma rotura frágil associada ao

destacamento do laminado. Este é um tipo de rotura que não se pretende que ocorra nas

estruturas, uma vez que, para além de ser uma rotura sem aviso prévio, nesta situação de

Figura 4.16. Esquema de ensaio à temperatura ambiente.


85

reforço, a capacidade resistente do laminado explorada foi mínima (10,1 %), constituindo um

desperdício das qualidades deste material [4.10].

É de referir que na campanha experimental desenvolvida por Firmo [4.13] e Correia [4.10],

apenas se realizaram três ensaios com interesse científico para o presente estudo. O ensaio à

viga de referência RC, à viga EBR e à viga NSM-E. Nessa campanha, foram ainda determinados

os valores das cargas de rotura de dimensionamento para os valores médios das características

do betão (Prm), sendo estes, como era de esperar, superiores aos de dimensionamento

referidos nos pontos anteriores. Quanto à viga NSM-C, com adesivo cimentício, não se

realizaram ensaios de flexão à temperatura ambiente, no entanto é expectável que os

resultados obtidos sejam semelhantes aos obtidos para a viga NSM-E, uma vez que, embora a

resina desempenhe um papel importante no reforço, a taxa de reforço é o mais importante, e

na viga MSN-E e NSM-C essa taxa é igual. Na tabela 4.10 apresentam-se os resultados obtidos

nos ensaios à viga RC, viga EBR e viga NSM-E, com os respectivos valores de carga resistente de

dimensionamento e médio.

Tabela 4.10. Parâmetros de dimensionamento e experimentais das vigas de referência.

Parâmetro

Viga Prd (KN) Prm (KN) Pfire (KN) Pu (KN)

RC 10.29 15.43 7.20 18.93

EBR 16.72 26.19 11.70 32.85

NSM-E 21.10 31.93 14.77 39.90

NSM-C 21.10 31.93 14.77 -

4.5 - Ensaios de resistência ao fogo

Os ensaios de resistência ao fogo constituíram o corpo principal do programa experimental da

presente dissertação e foram realizados no Laboratório de Estruturas e Resistência de

Materiais do IST. O presente estudo surgiu na continuidade das conclusões obtidas por Firmo

[4.5], que sugere que sejam estudados novos sistemas de protecção, que seja feito um estudo

semelhante ao por ele realizado utilizando a técnica NSM, bem como a utilização de adesivo

cimentício. Os ensaios realizados no presente ponto tiveram como objectivo avaliar os

seguintes aspectos:

O comportamento do sistema de reforço quando sujeito a um incêndio padrão,

nomeadamente o seu tempo de resistência e o respectivo modo de rotura;

O incremento no tempo de resistência ao fogo do sistema de reforço pela adopção de

várias geometrias de protecção passiva;

O possível efeito benéfico do isolamento térmico das zonas de ancoragem nas vigas

reforçadas;

O possível efeito benéfico da utilização de adesivo cimentício para colagem dos

laminados;


86

O possível melhor comportamento ao fogo de vigas reforçadas à flexão segundo a

técnica NSM em comparação com a técnica EBR;

O comportamento mecânico das vigas em situação de incêndio, no que diz respeito à

evolução dos deslocamentos a meio vão.

De modo a averiguar as hipóteses e objectivos anteriormente referidos ensaiaram-se 17 vigas

de betão armado: 1 sem reforço, 8 reforçadas à flexão pela técnica EBR com diversas

geometrias de protecção ao fogo, 4 reforçadas à flexão pela técnica NSM com adesivo epóxido

e diversas geometrias de protecção ao fogo e as últimas 4 reforçadas à flexão pela técnica

NSM com adesivo cimentício e diversas geometrias de protecção ao fogo.

É de referir que durante a campanha experimental decidiu testar-se a aplicação de um

segundo adesivo epóxido (Araldite 2014), uma vez que este, embora fosse cerca de 10 vezes

mais caro (com aplicação em componentes aeronáuticos), apresentava uma temperatura de

transição vítrea superior aos restantes adesivos utilizados.

4.5.1 - Fabrico das vigas

Todo o processo de fabrico das vigas sujeitas aos ensaios de resistência ao fogo é semelhante

ao processo de fabrico das vigas sujeitas aos ensaios de flexão à temperatura ambiente,

descrito em 4.4.2. No entanto, existem alguma diferenças, uma vez que para as vigas que

foram ensaiadas ao fogo foi necessário instrumentá-las com alguns equipamentos de medição

de temperaturas e deslocamentos, além da própria protecção ao fogo. Nos pontos seguintes

far-se-á uma descrição do método de aplicação destes instrumentos e protecção ao fogo.

4.5.1.1 - Colocação dos termopares

As medições de temperatura durante os ensaios foram efectuadas com recurso a termopares

do tipo K. Instrumentaram-se todas as secções de meio vão de cada viga ensaiada ao incêndio

com 6 termopares no interior do betão. A disposição dos termopares no interior da viga foi

determinada tendo em conta vários aspectos. Como tal, decidiu colocar-se um termopar à

superfície do betão exposto ao incêndio, uma vez que seria a zona mais afectada da viga.

Decidiu-se também colocar termopares nas armaduras inferiores, sujeitas à tracção e mais

próximas da acção do incêndio, colocando-se dois termopares nesta zona, um em cada

armadura inferior. Os restantes três termopares foram colocados a um terço da altura da viga,

na armadura superior da viga e à superfície do betão na face que não se encontraria exposta

ao incêndio. Na figura 4.17 ilustra-se a posição dos termopares a meio vão no interior de uma

viga de betão armado de referência, bem como a sua designação que se mantém inalterada

até ao fim do presente estudo.


87

a) b)

De modo a garantir que a posição dos termopares T1 a T6 não fosse alterada aquando da

betonagem das vigas, estes foram mantidos no lugar com recurso a braçadeiras de plástico e

um espeto de madeira que os encaminhava até ao exterior através da face superior. É de

referir que os termopares T2, T3 e T5, todos eles destinados a medir a temperatura nas

armaduras, foram soldados a estas de modo a se obter melhores leituras e não se correr o

risco de afastamento das armaduras aquando da betonagem das vigas (figura 4.18 a) e b)).

Quanto à colocação dos restantes termopares nas vigas, o seu número esteve sempre

condicionado pelo número de canais de leitura do aparelho de aquisição de dados (16). Deste

modo, descontando os 6 termopares já introduzidos na secção de meio vão, só se poderia

determinar mais 10 temperaturas.

A posição dos termopares na direcção longitudinal das vigas foi definida em função da técnica

de reforço utilizada em cada viga. Como tal, ilustram-se nas figuras 4.19 e 4.20 a posição e

denominação dos termopares aplicados na direcção longitudinal das vigas de acordo com a

técnica de reforço utilizada.

Figura 4.17. Pormenor do posicionamento dos termopares a meio vão.

Figura 4.18. a) Pormenor da soldadura do termopar T2,T3 e T5; b) Pormenor da fixação dos termopares a meio vão.


88

É de referir que, para a técnica EBR, os termopares T8 a T14 foram colocados na interface

betão-laminado, embebidos na resina que os une. Do mesmo modo, para a técnica NSM, os

termopares T8 a T15 encontram-se embebidos no adesivo, no interior do rasgo no betão, a

metade da sua profundidade (figura 4.21 a) e b)).

Quanto ao termopar T15, para a técnica EBR, este foi colocado por cima do laminado, na

interface laminado-sistema de protecção. Para a técnica NSM, os termopares T16 e T16’ foram

instalados no exterior da viga, em contacto com o adesivo, na interface adesivo-sistema de

protecção.

Figura 4.19. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço EBR.

Figura 4.20. Posição dos termopares na direcção longitudinal da viga para a técnica de reforço NSM.


89

a) b)

La=20 cm

2.5

cm

30 cm

La=20 cm

5 cm

5 cm 5 cm

2.5 cm

32,5 cm

La=20 cm

La=20 cm

25 cm

La=20 cm

2.5

cm

2.5 cm 2.5 cm

75-50-75

U 25-0-25

25-25-25 50-25-50

75-25-75

32,5 cm

La=20 cm

7.5

cm

5 cm 7.5 cm

2.5 cm7.

5 cm

5 cm 7.5 cm

5 cm

4.5.1.2 - Aplicação dos sistemas de protecção

No presente programa experimental utilizou-se como sistema de protecção ao fogo placas de

silicato de cálcio com espessura de 25mm. As placas foram fornecidas com dimensões de 1.20

m por 2.5 m, cortadas nas dimensões desejadas e aplicadas após a instalação dos laminados de

CFRP.

Como se pode observar na tabela 4.1, foram estudados vários sistemas de protecção. De modo

a melhor compreender a sua disposição e geometria, apresenta-se na figura 4.22 um resumo

de todas as geometrias do sistema de protecção de vigas utilizados.

Figura 4.21. a)Colocação dos termopares no interior do adesivo (NSM); b) Colocação dos termopares na interface betão laminado (EBR).

Figura 4.22. Geometria dos vários sistemas de protecção utilizados com a sua designação.


90

a) b)

A aplicação das placas de silicato de cálcio já cortadas nas dimensões correctas foi realizada

através de colagem com mástique refractário. Para a técnica EBR, uma vez que o laminado de

CFRP seria colado à superfície, foi necessário realizar um pequeno rasgo com a profundidade

do laminado na placa de silicato de cálcio para que este assentasse na sua totalidade na viga

reforçada. Fizeram-se também pequenos rasgos com recurso a espátulas, no local onde os

cabos dos termopares estariam, de modo a não criar folga entre o sistema de protecção e a

superfície do betão. Na figura 4.23 a) e b) demonstram-se as técnicas utilizadas na criação dos

rasgos anteriormente descritas.

Outro tipo de fixação utilizado foi o de chapas quinadas aparafusadas ao betão em furos

previamente executados. Estas chapas, sem função estrutural, serviriam apenas para garantir

que, se o sistema de protecção partisse ou a cola falhasse, a protecção se manteria na mesma

posição a realizar a sua função, embora mais debilitada uma vez que o calor poderia entrar

pelas fendas que a placa de silicato apresentasse. Na figura 4.24 a), b) e c) ilustram-se os

processos de fixação mecânica, colagem e chapas metálicas.

Figura 4.24. a) Aplicação de mástique e espalhamento com espátula; b) Realização dos furos prévios para aparafusamento das chapas quinadas; c) Pormenor do sistema de protecção de uma viga fixado com mástique

refractário e aparafusamento de chapas metálicas quinadas.

É de referir que na aplicação das placas de silicato de cálcio se teve o cuidado de realizar

alguma pressão aquando da sua colagem. Esta pressão foi efectuada com a colocação de pesos

em cima das placas enquanto se preparavam os furos para o aparafusamento das chapas

metálicas.

a) b) c)

Figura 4.23. a)Criação do rasgo longitudinal na placa de silicato para incorporar o laminado; b) Criação dos rasgos transversais na placa de silicato para incorporar os termopares.


91

a) b)

Nas vigas cuja geometria do sistema de protecção implicava a sobreposição de uma ou duas

placas de silicato de cálcio, o sistema de colagem entre estas foi também à base de mástique

refractário. Teve-se ainda o cuidado de preencher todas as juntas entre placas de silicato de

cálcio e o betão e as placas de silicato de cálcio com mástique refractário, bem como nos

pormenores por onde os termopares saíam debaixo do sistema de protecção.

Por fim, e de modo a criar uma barreira que preenchesse as possíveis deformações do

isolamento do forno, evitando a perda de calor pelas zonas laterais das vigas, colou-se fita

intumescente em todo o comprimento de viga exposto ao fogo.

4.5.2 - Sistema e procedimento de ensaio

Nos pontos seguintes far-se-á uma descrição dos equipamentos utilizados na realização destes

ensaios, bem como da instrumentação utilizada e do procedimento de ensaio adoptado.

4.5.2.1 - Forno

Os ensaios de resistência ao fogo foram realizados no forno a gás propano do Laboratório de

Construção do IST. Este forno tem dimensões exteriores de 1.35 m de largura, 2.10 m de altura

e 1.20 m de profundidade. As paredes e o topo do forno são revestidos a lã cerâmica, com

cerca de 20 cm de espessura. Quanto ao fundo, este é revestido a tijolos refractários. O

interior do forno, tendo em conta a presença da lã cerâmica, apresenta uma secção de

dimensão aproximada de 0.95 m por 0.80 m. Esta é aproximada uma vez que a lã não é

absolutamente plana e ,como tal, as dimensões podem variar ligeiramente, menos do que 1

cm (figura 4.25).

Figura 4.25. a) Vista frontal do forno com a abertura frontal fechada; b) Vista frontal do forno com a abertura frontal aberta. (adaptado de [4.5])


92

O forno apresenta duas aberturas na sua estrutura: uma frontal, normalmente utilizada em

ensaios de resistência ao forno de portas ou elementos verticais, e uma de topo, onde se

realizam ensaios a elementos horizontais, habitualmente lajes ou vigas.

No interior do forno encontram-se 6 queimadores a gás, sendo que cada uma das paredes

laterais tem 3 queimadores. Estes encontram-se desnivelados uns dos outros de modo a

optimizar o volume preenchido com chama durante o processo de aquecimento do forno. Para

que seja possível registar a temperatura no interior do forno existem 3 termopares no seu

interior. Os 3 termopares encontram-se bem distribuídos na direcção vertical do forno,

existindo um perto do fundo, outro a meia altura e, por fim, outro junto ao topo do forno.

Todas as leituras do forno são realizadas por uma unidade de controlo do forno, exterior a

este, que permite ligar e desligar o forno, ler a temperatura real e a teórica e regular a

quantidade de gás a introduzir nos queimadores a cada momento para que a curva real de

tempo-temperatura seja, tanto quanto possível, o mais próxima possível da curva teórica

definida.

4.5.2.2 - Sistemas de apoio e de selagem lateral das vigas

Para a realização dos ensaios ao fogo foi necessário montar um pórtico de carga envolvente ao

forno. A montagem realizou-se de maneira a que a travessa ficasse alinhada com o centro do

forno, para que o calor que atingisse viga fosse o mais uniforme possível. Para haver uma

correcta extracção de fumos, instalou-se, por cima do forno, uma campânula à qual está ligada

um sistema de extracção de fumos.

Os apoios das vigas (com dimensões 6 cm x 10 cm) foram soldados a chapas metálicas

adjacentes às paredes laterais do forno, para que durante todo o programa experimental a sua

posição não sofresse alterações. Cada uma dessas chapas foi suspensa na travessa do pórtico

com recurso a 4 varões roscados de 24 mm de diâmetro. Para assegurar que as chapas

permaneciam imóveis, foram soldados varões horizontais que, por sua vez, se fixaram aos

montantes. Este sistema, completamente isolado do forno, permitiu garantir uma distância

entre apoios de 1.26 m. Na figura 4.26 a) apresenta-se uma vista geral de uma viga colocada

sobre o forno após o ensaio e na figura 4.26 b) o pormenor dos apoios. Refira-se que a altura

dos apoios foi calibrada de forma a que quando fosse aplicado o carregamento, a face inferior

das vigas não tocasse nas paredes do forno [4.5].

É de referir que, para certos ensaios, foi necessário colocar sobre os apoios uma ou duas

chapas metálicas, consoante a geometria do sistema de protecção adoptado, com 2 cm de

espessura cada. Este procedimento foi absolutamente necessário de modo a ‘criar altura’ para

que a protecção não tocasse nas paredes interiores do forno, ou que a viga não ficasse apoiada

sobre estas.


93

Módulo 1 Módulo 1Mód. 2 Mód. 2

Figura 4.26. a) Vista geral de uma viga sobre o forno após o ensaio; b) Pormenor do apoio da viga.

Para cobrir e isolar a área no topo do forno não ocupada pela viga, utilizaram-se 2 tipos de

tampas: um par de tampas fixas à face anterior e posterior do forno e duas amovíveis na zona

mais central. Adoptou-se este sistema de tampas amovíveis uma vez que facilitava a

montagem do ensaio e colocação da viga nos apoios. Pelo facto das tampas amovíveis serem

justas às faces laterais das vigas, a sua colocação e retirada sucessiva na montagem e

desmontagem do ensaio provocou uma deformação na lã cerâmica que as reveste. Deste

modo, após alguns ensaios, verificou-se a necessidade de começar a preencher a folga criada

por esta deformação com pedaços de lã cerâmica. Como se observa na figura 4.26 b) a

presença da fita intumescente ajudou também a evitar as perdas de calor pela folga criada. Na

figura 4.27 apresenta-se um corte esquemático do forno com os dois tipos de tampas

instaladas.

4.5.2.3 - Definição da curva de incêndio padrão

Para a realização dos ensaios de resistência ao fogo foi necessário adoptar uma curva teórica

de incêndio padrão. A curva que se adoptou foi a presente na norma ISO 834 [4.15], que se

descreve de seguida,

em que:

- temperatura do incêndio em graus Celsius;

T0 – temperatura inicial do forno em graus Celsius;

- tempo decorrido desde o início do incêndio em minutos.

a) b)

Figura 4.27. Corte esquemático do forno e do isolamento lateral das vigas.


94

A curva definida pela expressão 4.5 tem como objectivo simular a evolução da temperatura

durante um incêndio num edifício. Poderiam ter sido utilizadas outras curvas que se ajustam

melhor à evolução das temperaturas num incêndio real, no entanto, a curva presente na

norma ISO 834 permite a comparação com resultados obtidos por outros autores, e é uma

curva ‘pessimista’ garantindo que o ensaio se desenvolve pelo lado da segurança. Na figura 3.3

ilustra-se a curva temperatura-tempo do incêndio padrão definida pela expressão 4.5.

4.5.2.4 - Sistema de carregamento gravítico

O sistema de carregamento gravítico é constituído por uma viga de distribuição, por pesos

suspensos em cada uma das extremidade desta viga e por peças metálicas que garantem a

transmissão de cargas para a viga a ensaiar. Na figura 4.28 apresenta-se o esquema de ensaio

no qual está representado o sistema de carregamento gravítico. Todos os elementos notáveis

estão identificados, assim como a dimensão dos vãos da viga.

Utilizou-se um apoio fixo e outro apoio móvel, distanciados de 1.26 m, para que a deformação

na viga não transmitisse esforços aos apoios que não a reacção vertical. A viga de transmissão

de carga foi utilizada para aplicar duas cargas pontuais à viga em estudo, espaçadas entre si de

0.42 m, equivalente a um terço do vão livre da viga.

Como pesos do sistema de carregamento gravítico utilizou-se blocos de betão, sacos de

cimento de 50 kg e provetes cúbicos de betão. A utilização das três variedades e gamas de

pesos permitiu obter grande rigor quando comparado com o peso teórico a colocar. A sua

suspensão estava a cargo de dois cadernais suspensos na viga de distribuição, um em cada

extremidade, que elevavam os blocos de betão através de duas cintas presas nas extremidades

de um varão de aço que atravessava o bloco de betão. É de referir que quer o carregamento,

quer a descarga, foi efectuado lentamente e, garantindo que ambos os cadernais funcionavam

simultaneamente, mantendo uma distribuição de carga simétrica na viga.


95

4.5.2.5 - Instrumentação

Como referido, em todas as vigas ensaiadas no presente estudo foram colocados termopares

de modo a medir a evolução das temperaturas no seu interior, exterior e interface betão-

laminado. Colocou-se também um termopar junto à face superior da viga para registar a

temperatura do ar em contacto com esta. Todos os dados de temperaturas dos termopares do

tipo K foram registados em computador por intermédio de uma unidade de aquisição de dados

com 16 canais da marca HBM e modelo Quantum MX1609. As leituras de temperaturas

referentes ao interior do forno, foram registadas directamente no computador com a ligação

de um cabo ao controlador do forno.

O registo dos valores de deslocamento a meio vão das vigas ensaiadas, fez-se com recurso a

um deflectómetro de fio da marca TML, modelo CDP-500, com 500 mm de curso. Para o

instalar, foi necessário realizar um furo na face superior da viga, na secção de meio vão, no

qual se colocou um ‘camarão’, semelhante a um parafuso com uma argola. Ao ‘camarão’ fixou-

se o fio do deflectómetro já colocado na sua posição final (sobre o banzo superior da travessa

do pórtico) e garantindo que este se mantinha imóvel durante o ensaio. O deflectómetro foi

colocado numa caixa de silicato de cálcio forrada com lã cerâmica, fabricada especificamente

para este efeito.

0.42 m

0.95 m

Viga

ensaiada

Forno

T(t)

ISO 834

Pesos

Apoio

Pesos

0.42 m 0.42 m

Campânula

(exaustão)

Viga de transmissão

de carga

Pórtico de

reacção

Laminado

Figura 4.28. Esquema de ensaio com o sistema de carregamento gravítico representado [4.5].


96

4.5.2.6 - Procedimento de ensaio

O ensaio foi realizado em duas fases distintas. Numa primeira fase, colocou-se a viga de

distribuição de cargas na posição correcta, com as duas peças metálicas que transmitiam as

cargas sobre as marcações realizadas na viga anteriormente. Em seguida, procedeu-se ao

carregamento do sistema com a elevação dos pesos com os cadernais em simultâneo, sendo

que este passo foi realizado lentamente de maneira a garantir que quer a viga a ensaiar, quer o

sistema de carregamento se encontrava equilibrado. A posição final dos pesos foi garantida

com uma folga de 15 cm para o pavimento, para que estes nunca entrassem em contacto com

o solo durante o processo de deformação da viga ensaiada. Após a carga da viga, a norma ISO

834 recomenda que se aguarde 30 minutos de maneira a que as deformações introduzidas na

viga estabilizem. Após a realização de alguns ensaios, verificou-se que as deformações

estabilizavam ao fim de poucos segundos. No entanto, decidiu-se aguardar sempre um mínimo

de 10 minutos antes de se ligar o forno.

Na segunda fase dos ensaios, ligaram-se os queimadores a gás do forno e a viga começou a ser

submetida a um incremento de temperatura, definido pela curva tempo-temperatura definida

na ISO 834, aplicado na face inferior da viga, a face reforçada. O ensaio decorreu até à rotura

do sistema de reforço, ao qual se adicionou 10 a 15 minutos de ensaio, ou até ter decorrido o

tempo máximo de funcionamento do forno, definido em 210 minutos, após os quais os

queimadores foram desligados.

Após a realização de cada ensaio, foi necessário aguardar que o forno arrefecesse para que as

temperaturas permitissem o manuseamento das vigas ensaiadas. De modo a acelerar este

processo, procedeu-se à retirada das tampas de topo amovíveis e, por vezes, à porta frontal do

forno.


97

4.6 - Bibliografia

[4.1] NP EN 12390-3, ”Ensaios de betão endurecido, Parte 3: Resistência à compressão de

provetes de ensaio”, IPQ, Lisboa, 2009.

[4.2] NP EN 1992-1-1, “Projecto de estruturas de betão, Parte 1-1: Regras gerais e regras para

edifícios”, IPQ, Lisboa, 2010.

[4.3] NP EN 12390-6, “Ensaios ao betão endurecido, Parte 6: Resistência à tracção por

compressão dos provetes”, IPQ, Lisboa, 2003.

[4.4] L. Macedo, I. Costa, J. Barros, “Avaliação da influência das propriedades de adesivos e da

geometria de laminados de fibra de carbono no comportamento de ensaios de arranque“,

Universidade do Minho, 2008.




Dezembro, 2010.

[4.6] J. R. Correia, “GFRP pultruded profiles in civil engineering - hybrid solutions, bonded

connections and fire behavior”, Tese para obtenção do grau de Doutor em Engenharia Civil,


[4.7] ISO 6721, “Plastics – Determination of dynamic mechanical properties – Part 1: General

principles”, International Standards Organization, Genève, 1994.

[4.8] ASTM E1640, “Standard test method for assignment of the glass transition temperature

by Dynamic Mechanical Analysis”, American Society for Testing and Materials, West

Conshohocken, PA, 1999.

[4.9] ISO 11357, “Plastics - Differential scanning calorimetry (DSC) - Part 1: General principles”,

International Standards Organization, Genève, 1997.

[4.10] T. A. S. Correia, “Vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de fibras de

carbono (CFRP) instalados em rasgos ou colados à superfície”, Dissertação para obtenção do

Grau de Mestre em Engenharia Civil, Instituto Superior Técnico, Setembro, 2013.

[4.11] ACI Committee 440, “Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP

Systems for Strengthening Concrete Structures”, ACI 440.2R-08, American Concrete Institute,

Farmington Hills, Michigan, 73 p., 2008.

[4.12] J. P. Firmo, J. R. Correia, P. França, “Fire behavior of reinforced concrete beams

strengthened with CFRP laminates - Protection systems with insulation of the anchorage

zones”, Composites Part B: Engineering, Volume 43, Issue 3, 1545–1556 p., Abril, 2012.

[4.13] J.P. Firmo, "Ensaios mecânicos em adesivo cimentício", 2013 (não publicado).

http://www.sciencedirect.com/science/journal/13598368

http://www.sciencedirect.com/science/journal/13598368/43/3


98

[4.14] J. A. O. Barros, S. J. E. Dias, J. L. T. Lima, “Efficacy of CFRP-based techniques for the

flexural and shear strengthening of concrete beams”, Cement and Concrete Composites,

Volume 29, Issue 3, 203–217 p., Março, 2007.



[4.16] NP EN 1990:2009, “Bases para o projecto de estruturas”, IPQ, Lisboa, 2009.

[4.17] NP EN 1991-1-2, “Acções em estruturas, Parte 1-2: Acções em estruturas expostas ao

fogo”, IPQ, Lisboa, 2010.

[4.18] Documento comercial do adesivo “Araldite 2014 Structural Adhesive” disponível em

http://www.freemansupply.com/datasheets/Araldite/2014.pdf

[4.19] Guia de remessa do aço utilizado.

[4.20] Documento comercial das placas de silicato de cálcio “Promatect-L500” disponível em

http://www.promat-ap.com/pdf/pe.pdf

[4.21] M. M. Martins, “Dimensionamento de estruturas de aço em situação de incêndio”,

Dissertação para obtenção do grau de Mestre em Engenharia de Estruturas, Universidade

Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, 2000.

http://www.sciencedirect.com/science/journal/09589465

http://www.sciencedirect.com/science/journal/09589465/29/3

http://www.freemansupply.com/datasheets/Araldite/2014.pdf

http://www.promat-ap.com/pdf/pe.pdf

5 – Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo

99

5 - Resultados e discussão dos ensaios de resistência ao fogo

Neste capítulo apresenta-se a análise e discussão dos resultados obtidos nos ensaios de

resistência ao fogo. Para tal, apresenta-se e discute-se os valores das leituras dos termopares

instalados nas vigas, bem como os valores do deslocamento a meio vão para cada ensaio. De

modo a demonstrar que o forno funcionou adequadamente no decorrer da campanha

experimental, apresenta-se as curvas tempo-temperatura deste no seu interior durante todos

os ensaios. Por fim, faz-se uma análise comparativa dos resultados dos ensaios, um

enquadramento do campo de aplicação de cada viga de acordo com a regulamentação em

vigor em Portugal e descreve-se os fenómenos identificados nas vigas após os ensaios.

5.1 - Evolução da temperatura no interior do forno

Apresenta-se na figura 5.1. a evolução da temperatura no interior do forno durante os ensaios

realizados. Na mesma figura, apresenta-se também a curva teórica temperatura-tempo

presente na ISO 834 [5.1], definida anteriormente, e adoptada nos ensaios como objecto de

comparação com as temperaturas reais.

Figura 5.1. Compilação das temperaturas do forno de todos os ensaios.

Como se pode observar na figura 5.1, todos os ensaios tiveram uma evolução das

temperaturas bastante semelhante. De facto, todas as curvas apresentam uma boa

aproximação à curva teórica ISO 834, destacando-se alguns momentos em que estas se

desviam ligeiramente da curva teórica. Na fase inicial de alguns ensaios, foi comum verificar-se

uma temperatura real do forno superior à curva teórica. Isto deve-se ao facto de nos primeiros

minutos a elevada taxa de aquecimento do incêndio padrão obrigar a que os queimadores

funcionem na sua potência máxima, onde a precisão e rapidez com que o controlador regula a

introdução de gás não é tão apurada.

0

200

400

600

800

1000

1200

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Tem

pe

ratu

ra ( C

)

Tempo (min)

Temperatura Forno

RC EBR

EBR-25-0-25 EBR-25-25-25

EBR-50-25-50 EBR-50-25-50-L

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L EBR-75-25-75-L

EBR-75-50-75-L NSM-E

NSM-C NSM-E-25-0-25

NSM-E-25-25-25 NSM-E-50-25-50

NSM-C-25-0-25 NSM-C-25-25-25

NSM-C-50-25-50 ISO 834


100

No período entre 10 e 30 minutos, registaram-se os maiores desvios em relação à curva

teórica. Na grande maioria dos ensaios, neste período, registaram-se temperaturas reais

ligeiramente inferiores à teórica. Esta diferença apenas ultrapassou 100 °C, o valor limite para

a validação do ensaio, num ensaio, o da viga NSM-C-50-25-50, em que, aos 9.5 minutos de

ensaio, se verificou um pico de diferença de 119°C. Esta diferença de mais de 100 °C perdurou

apenas cerca de 6 minutos, o que se considerou irrelevante para a não validação do ensaio,

uma vez que este foi um ensaio que demorou cerca de 115 minutos. Além desta questão,

verificou-se que este acontecimento teve lugar numa fase muito inicial do ensaio, e como a

diferença de temperaturas estabilizou na gama de 15°C após o desvio referido, considerou-se

como válido o ensaio da viga NSM-C-50-25-50.

A temperatura máxima que se atingiu no forno foi no ensaio da viga NSM-E-50-25-50, com

1066°C atingidos ao fim de 135.7 minutos de ensaio. Neste ensaio, como em todos os outros, a

rotura deu-se antes do fim do ensaio, no entanto, decidiu-se prolongar os ensaios por mais uns

minutos de modo a observar o comportamento mecânico da viga após a rotura do sistema de

reforço.

5.2 - Evolução da temperatura no interior e exterior das vigas

Neste ponto do presente trabalho analisa-se a evolução das temperaturas na secção de meio

vão de cada viga, bem como na sua direcção longitudinal. Para o caso, apresentam-se gráficos

tempo-temperatura da totalidade dos termopares instalados em cada viga. A apresentação

destes gráficos e a sua discussão, está organizada em três grupos: o primeiro para a viga de

referência não reforçada, o segundo para as vigas reforçadas pela técnica EBR e o terceiro para

as vigas reforçadas pela técnica NSM. No Anexo III é apresentada uma análise descritiva das

leituras dos termopares de todos os ensaios realizados individualmente.

5.2.1 - Viga RC

O termopar T1, colocado à superfície do betão na secção mais próxima do incêndio, é o que

apresenta um andamento de temperaturas mais próximo da curva de incêndio padrão.

Por observação do diagrama tempo-temperatura da viga RC (figura 5.2), verifica-se que os

termopares T2 e T3 apresentam um andamento de temperaturas muito semelhante. Tal está

de acordo com a disposição dos termopares na secção de meio vão (figura 4.17), uma vez que

ambos se encontram em posições simétricas em relação ao eixo da viga (armadura

longitudinal inferior), sendo expectável que registem a mesma temperatura.


101

Figura 5.2. Diagrama tempo-temperatura da viga RC.

Quanto aos termopares T4 e T6, ambos colocados no betão, para períodos diferentes, verifica-

se uma estagnação da temperatura em cerca de 100 °C. Este fenómeno é facilmente explicado

pela evaporação da água livre no betão. Quando o betão atinge a temperatura de 100 °C,

temperatura à qual a água evapora, inicia-se um processo de desidratação do betão, em que a

temperatura estagna, uma vez que mesmo que se forneça mais energia a essa secção de

betão, ela só aumentará de temperatura quando toda a água for evaporada. No entanto, as

secções mais próximas do incêndio continuam a aumentar de temperatura no mesmo período,

aumentando também o diferencial de temperaturas entre essas secções.

5.2.2 - Vigas EBR

Nesta secção do documento, faz-se uma análise detalhada à evolução das temperaturas no

interior da viga EBR não protegida. De seguida, após apresentação dos gráficos das restantes

vigas EBR, analisa-se a influência que a aplicação de um sistema de protecção ao incêndio e a

utilização de diferentes resinas epóxidas na colagem do laminado CFRP têm sobre as leituras

dos termopares no interior e exterior das vigas EBR.

5.2.2.1 - Viga EBR

Na figura 5.3 apresenta-se a evolução das temperaturas no interior da viga EBR, e na interface

betão laminado. Conclui-se que os termopares localizados na interface betão-laminado (T9 a

T14) apresentam uma evolução das temperaturas bastante semelhante até aos 2 minutos de

ensaio. Embora tenham diferenças de 40 °C, entre o mais quente e o mais frio, aos 2 minutos

de ensaio, estas não são relevantes uma vez que neste período o forno ainda não estabilizou a

sua temperatura nem esta é concordante com a curva teórica adoptada para o incêndio. No

entanto, há a destacar o facto de os termopares colocados mais ao centro do forno

apresentarem temperaturas ligeiramente superiores. Este facto poderá estar justificado pelas

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 20 40 60 80 100 120

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

Tg


102

condições de ensaio onde os termopares colocados nas extremidades das vigas se encontram

a pouca distância dos apoios e, como tal, do ambiente exterior. Este facto faz com que, por

efeitos de condução na direcção axial e falta de isolamento lateral (que se nota mais para

durações de ensaio superiores), a sua taxa de aquecimento seja inferior à taxa de aquecimento

verificada para os termopares colocados no centro da viga.

Figura 5.3. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR.

Quanto aos termopares colocados no interior da viga na secção de meio vão (T1 a T6), as

temperaturas estão todas de acordo com o esperado. Os termopares mais próximos da face

exposta ao incêndio apresentam temperaturas, para o mesmo instante, superiores às

restantes. Como se pode observar na figura 5.3, o andamento da temperatura no termopar T1

é bastante similar à apresentada pelo termopar T8, dada a proximidade entre ambos. No

entanto, e como seria de esperar, o termopar T8 apresenta sempre temperaturas superiores.

Destaca-se, novamente, o facto do termopar T4 estagnar a evolução da temperatura nos 100

°C, estando este fenómeno associado à evaporação da água livre do betão, como foi explicado

a propósito da viga RC.

De modo a avaliar o estado do adesivo de colagem no instante da rotura do laminado,

determinou-se o instante em que a resina atingia a temperatura de transição vítrea nas zonas

de ancoragem, esquerda e direita, e na zona central da viga. A temperatura na zona central da

viga (T8) atingiu a temperatura de transição vítrea da resina epóxida (54 ⁰C) ao fim de 0.65

min. A partir deste instante, o laminado da viga EBR começa a comportar-se como um tirante,

uma vez que na sua zona central a resina vai perdendo a sua capacidade de transmissão de

esforços. Nas zonas de ancoragem esquerda e direita, as temperaturas correspondentes à

média dos termopares T9 a T11 e T12 a T14, respectivamente, atingiram a temperatura de

transição vítrea ao fim de 1.43 min e 1.68 min, respectivamente.

Verifica-se que, quer na zona central da viga quer nas zonas de ancoragem, a temperatura de

decomposição da resina epóxida (379.1 ⁰C ) não foi atingida até ao instante de rotura do

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

Rotura do laminado

Tg


103

laminado. De facto, aos 2 minutos de ensaio, momento em que o laminado descolou, a

temperatura mínima registada no adesivo de colagem localizava-se na zona de ancoragem do

lado direito da viga com o valor de 60.8 ⁰C

A partir dos 2 minutos de ensaio (rotura do sistema de reforço), assistiu-se a um aumento

generalizado dos termopares T9 e T10. Como tal, o aumento de temperaturas dos termopares

T9 e T10 poderá ser justificado com este facto. Uma vez que os termopares simétricos em

relação à secção de meio vão da viga (T13 e T14) não apresentam um aumento na sua taxa de

aquecimento, pode-se concluir que o laminado descolou na extremidade esquerda da viga,

deixando expostos os termopares desse lado (T9, T10 e T11).

No instante de rotura do sistema de reforço (2 minutos), apenas as temperaturas dos

termopares T9 e T14, colocados na interface betão-laminado, se encontravam abaixo da

temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem.

5.2.2.2 - Vigas EBR com sistema de protecção

Nas figuras 5.4 a 5.10 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares nos restantes

ensaios das vigas EBR. Nestas figuras indicam-se também os valores das temperaturas de

transição vítrea dos adesivos de colagem utilizados em cada ensaio, representados por um

traço tracejado de cor preta, e o instante em que ocorreu a rotura do sistema de reforço para

cada ensaio, representado por um traço tracejado de cor vermelha.

Figura 5.4. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR 25-0-25.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 5 10 15 20 25 30 35

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

Rotura do laminado

Tg


104

Figura 5.5. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-25-25-25.

Figura 5.6. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50.

Figura 5.7. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-25-75-L.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30 35

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


105

Figura 5.8. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-50-75-L.

Figura 5.9. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg-L.

Figura 5.10. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L.

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T4

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T3

T4

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg-Araldite 2014

Tg-S&P


106

O registo dos valores de temperatura no decorrer dos ensaios às vigas EBR foi realizado com

elevado sucesso. Em alguns ensaios não foi possível registar valores de certos termopares por

estes se encontrarem danificados. Estas falhas de leituras poderão ser justificadas por danos

causados nos termopares aquando da betonagem e vibração das vigas ou por corte dos cabos

dos termopares no transporte das vigas e montagem do ensaio.

Através dos diagramas das figuras 5.4 a 5.10, observou-se que as temperaturas registadas no

interior das vigas assumem o comportamento esperado e explicado no caso da viga EBR. De

facto, em todos os ensaios, verifica-se que as temperaturas registadas pelos termopares

colocados mais próximos da face inferior da viga, a face sujeita ao incêndio, são superiores às

temperaturas registadas por termopares colocados em planos superiores da viga. Verifica-se

ainda que os termopares no interior da viga registam são todos taxas de aquecimento

crescentes, embora a ritmos diferentes. Quanto mais próximo o termopar está da face

exposta, mais a sua curva tempo-temperatura se aproxima da curva de incêndio utilizada. Por

exemplo, o termopar T1, colocado à superfície do betão na face exposta ao incêndio, regista

um andamento semelhante ao da curva de incêndio, enquanto os termopares T2 ou T3,

embora registem um andamento semelhante à curva de incêndio utilizada e,

consequentemente, à curva do termopar T1, apresentam taxas de aquecimento inferiores.

Quanto ao termopar T1, é importante referir que segue uma distribuição de temperaturas

semelhante ao T8, com a particularidade de não apresentar certas oscilações que o T8

apresenta. Estas oscilações deverão ser causadas pela activação e desactivação dos

queimadores na tentativa do forno seguir a curva teórica de incêndio padrão. Este

acontecimento leva a que, em certos instantes, exista um rápido arrefecimento, uma vez que

nesta gama de temperaturas, um corte no fornecimento de calor leva a arrefecimentos muito

mais rápidos que numa gama de temperaturas mais baixa.

Nos ensaios das vigas EBR em que se aplicou um sistema de protecção ao incêndio na zona

central da viga, verificou-se que as temperaturas registadas pelos termopares no interior das

vigas sofrem alterações. Regista-se, para estes casos, uma diminuição na taxa de aquecimento

dos termopares T1 a T6, sendo que estes tendem a apresentar um crescimento mais linear à

medida que a espessura do sistema de protecção na zona central aumenta.

Um dos fenómenos observados na quase totalidade das vigas prende-se com a alteração do

comportamento das temperaturas registadas pelos termopares no instante de rotura da viga.

Tome-se como exemplo os ensaios das vigas EBR-50-25-50-Tg-S&P-L e EBR-75-50-75-L, em que

no instante de rotura do laminado da viga, os termopares colocados na secção de meio vão da

viga e mais próximos do incêndio sofrem um aumento brusco na sua taxa de aquecimento.

Este fenómeno poderá ser justificado pela quebra do sistema de protecção nessa zona

aquando da rotura do laminado. Outro factor que poderá influenciar este acontecimento é o

facto de, aquando da rotura do laminado por descolamento, este permitir que termopares

colocados na interface betão-laminado, ou mesmo o T1, que se encontra à face do betão,

fiquem expostos a uma acção mais directa do fogo e, como tal, a sua taxa de aquecimento

aumente.

Verificou-se que, na totalidade dos ensaios, os termopares colocados simetricamente em

relação à secção de meio vão da viga e nas mesmas condições de protecção ao incêndio não


107

apresentam temperaturas iguais, como seria de esperar. De facto, denota-se, que os

termopares colocados do lado direito da viga (T12 a T14) apresentam temperaturas

ligeiramente mais elevadas, para o mesmo instante, do que os termopares colocados do lado

esquerdo da viga (T9 a T11). Este facto prova que o forno aquece de maneira desigual no seu

interior, estando a zona direita mais quente que a zona esquerda do forno. Como se mostrou

em 4.5.2.1, os queimadores do forno estão desnivelados, sendo que o queimador colocado a

uma cota mais elevada se encontra na parede direita do forno, sendo esta a justificação para a

diferença de temperaturas, pouco significativa, a que se assiste.

Há ainda a destacar a temperatura superior que o par simétrico de termopares T11 e T12

apresenta em relação aos restantes. Isto poderá dever-se à questão do forno estar realmente

mais quento em zonas mais interiores, bem como sobre a acção directa da chama dos

queimadores, uma vez que estes ao injectarem gás projectam a chama para zonas mais

centrais do forno. Deste modo, zonas mais periféricas, junto às paredes do forno, não recebem

a acção directa da chama ou do calor adicional pelo facto de estarem acima desta.

Nos ensaios cujo sistema de protecção ao incêndio se encontra aplicado, assiste-se a uma

grande redução nas taxas de aquecimento dos termopares colocados no exterior da viga.

Tome-se o exemplo da viga EBR-25-25-25 que, nos primeiros 5 minutos de ensaio, não

apresenta variações significativas de registo de temperaturas pelos termopares colocados no

exterior da viga, os mais sujeitos à acção do incêndio. Numa altura em que o forno já se

encontra a temperaturas da ordem dos 500 °C, a placa de silicato de cálcio garante um bom

isolamento, com um diferencial de temperaturas de 480 °C em apenas 2.5 centímetros de

espessura. No mesmo ensaio assiste-se a alguns erros de leitura no termopar T5. Entre os

instantes 19.17 minutos e 19.28 minutos, registou-se uma falha de leitura; dado o pequeno

intervalo de erro e a ligeira diferença de temperaturas entre esses instantes decidiu-se unir

com uma recta os referidos pontos. Já a partir do minuto 20.37 não se obteve mais leituras.

Na tabela 5.1 apresenta-se para cada ensaio o tempo decorrido até se atingir a temperatura de

transição vítrea do adesivo de colagem nas zonas de ancoragem, esquerda e direita, e na zona

central. Apresenta-se ainda o tempo decorrido até à rotura do laminado de cada ensaio.

Por observação da tabela 5.1 verifica-se que, de uma maneira geral, com o aumento de

sistema de protecção aumenta o tempo decorrido até à rotura do laminado. A rotura do

laminado de todas as vigas EBR ensaiadas ocorre sempre num período de tempo após a

temperatura de transição vítrea já ter sido atingida em pelo menos uma das zonas de

ancoragem. Por norma, a zona de ancoragem a atingir a temperatura de transição vítrea mais

rapidamente é a do lado direito pelos motivos atrás descritos (desigualdade do aquecimento

do forno).

Com o aumento de espessura do sistema de protecção na zona corrente aumenta o tempo de

resistência ao incêndio, embora a uma magnitude inferior à causada pelo aumento de

espessura nas zonas de ancoragem. Tem-se o exemplo da viga EBR-25-25-25 com um aumento

de 4 minutos até à rotura do laminado, de 15 minutos para 19 minutos, em relação à viga EBR-

25-0-25. Quantos aos tempos decorridos até se atingir a temperatura de transição vítrea da

resina, o incremento na zona central é notório, de 1.58 minutos para 13.27 minutos, embora o

incremento nas zonas de ancoragem não seja tão significativo.


108

Tabela 5.1. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura do sistema de reforço dos ensaios das vigas EBR.

Com o aumento de espessura do sistema de protecção nas zonas de ancoragem é possível

aumentar o tempo de resistência ao incêndio das vigas de maneira superior ao aumento

registado com o incremento de sistema de protecção na zona central. Tome-se o exemplo das

vigas EBR-25-25-25 e EBR 50-25-50 em que o aumento de espessura apenas nas zonas de

ancoragem garantiu um incremento nos tempos decorridos até se atingir a rotura do laminado

e a temperatura de transição vítrea nas zonas de ancoragem num factor aproximado de 2.

Embora a zona central mantenha um valor semelhante, o incremento de protecção em zonas

de ancoragem garante um aumento considerável na resistência final da viga.

Há também a destacar o bom comportamento que a resina epóxida de temperatura de

transição vítrea elevada (Araldite2014 com Tg = 85 ⁰C) apresenta. Tem-se como exemplo os

ensaios EBR-50-25-50-Tg-L e EBR-50-25-50, onde o aumento esperado do tempo decorrido até

se atingir a temperatura de transição vítrea da resina nas zonas de ancoragem e zona central

se confirma. Com este aumento garante-se, também, um incremento no tempo decorrido até

a rotura do laminado (de 39 minutos para 65 minutos), para vigas nas mesmas condições de

protecção.

Na viga em que se utilizou como adesivo de colagem as duas resinas epóxidas (EBR-50-25-50-

Tg+S&P-L) registou-se um ligeiro aumento na resistência ao incêndio em relação à viga EBR-50-

25-50. Verifica-se que o tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na

zona central da viga aumentou consideravelmente embora, teoricamente, este valor se

devesse manter semelhante. Este acontecimento poderá estar relacionado com uma falha do

sistema de protecção no decorrer do ensaio da viga EBR-50-25-50 ou pelo facto de no ensaio

da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L o problema do isolamento lateral das tampas amovíveis do

forno já estar identificado e, como tal, se ter colocado protecção lateral na viga EBR-50-25-50-

Tg+S&P-L. No entanto, embora o incremento no tempo decorrido até se atingir a temperatura

de transição vítrea na zona central seja considerável, o mesmo não se reflectiu na sua

Viga Resina Ancoragem [min] Central

[min]

Rotura do reforço [min] Esquerda Direita

EBR-25-0-25 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)

Central: epóxida (54 ⁰C) 13.67 12.97 1.58 15.00





EBR-50-25-50-Tg-L

Ancoragem: epóxida (85 ⁰C) Central: epóxida (85 ⁰C)

72.33 65.85 30.10 65.00

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L

Ancoragem: epóxida (85 ⁰C) Central: epóxida (54 ⁰C)

- - 20.98 44.00

EBR-75-25-75-L Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)

Central: epóxida (54 ⁰C) - 61.07 21.03 62.00

EBR-75-50-75-L Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)

Central: epóxida (54 ⁰C) - 65.58 34.43 70.00


109

resistência ao incêndio. Para o caso, registou-se um aumento em escala bastante inferior e

pouco relevante no tempo decorrido até à rotura do laminado (39 minutos para 44 minutos).

É de referir o facto de parecer estar-se a atingir um patamar de resistência ao incêndio das

vigas EBR ensaiadas, dadas as limitações arquitectónicas das geometrias de sistema de

protecção adoptadas. Tem-se como exemplo os ensaios das vigas EBR-75-25-75-L e EBR-75-50-

75-L com tempos decorridos até à rotura do laminado de 62 minutos e 70 minutos,

respectivamente. Este aumento, próximo de 10%, em relação ao aumento de sistema de

protecção aplicado, próximo de 40%, assume pouca relevância. Embora se registe um

aumento de cerca de 75 % no tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea

na zona central da viga, o mesmo não se pode dizer da zona de ancoragem, com um aumento

reduzido de 61.07 minutos para 65.58 minutos. Deste modo, confirma-se, mais uma vez, a

importância das zonas de ancoragem na resistência final das vigas.

É importante referir que nos ensaios das vigas EBR em nenhum instante se atingiu a

temperatura de decomposição do adesivo de colagem. Por outro lado, o laminado descolou

sempre para valores inferiores desta, mas sempre com pelo menos uma das zonas de

ancoragem, incluindo a central, a temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea

do adesivo.

5.2.3 - Vigas NSM

Nesta secção do documento, faz-se uma análise detalhada à evolução das temperaturas no

interior das vigas NSM não protegidas (NSM-E e NSM-C). De seguida, após apresentação dos

gráficos das restantes vigas NSM, analisa-se a influência que a aplicação do sistema de

protecção ao incêndio e a utilização de diferentes resinas (epóxida vs. cimentícia) utilizadas na

colagem do laminado CFRP têm sobre as leituras dos termopares no interior e exterior das

vigas NSM. . Com o estudo bibliográfico realizado, levantou-se a suspeita da técnica de reforço

NSM garantir melhores resistências ao fogo uma vez que nesta técnica os laminados se

encontram mais protegidos, no interior do betão.

5.2.3.1 - Vigas NSM-E e NSM-C

Nas figuras 5.11 e 5.12 apresentam-se os resultados das leituras obtidas pelos termopares

instalados nas vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente. Para o diagrama tempo-temperatura

da viga NSM-E, os termopares T1 e T6 apresentaram leituras erradas, tendo-se optado por os

retirar do gráfico. Quanto ao termopar T11, só se apresentam as leituras até ao minuto 14 de

ensaio, por ter apresentado leituras erradas a partir desse instante. As leituras dos termopares

do ensaio da viga NSM-C foram todas correctas, não se tendo identificado qualquer erro de

funcionamento dos termopares.


110

Figura 5.11. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E.

Figura 5.12. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C.

Em condições ideais, os termopares T8 a T15 apresentariam temperaturas iguais nas situações

em que estão igualmente protegidos, como é o caso. No entanto, tal não se verificou, uma vez

que, tal como observado em ensaios anteriores, a temperatura no forno não foi igual em todos

os locais, embora tenha sido muito próxima. Das figuras 5.11 e 5.12 verifica-se um aumento

generalizado das temperaturas sem oscilações de relevo. Já que estas vigas não têm qualquer

protecção contra incêndio aplicado, seria de esperar tal facto.

Para o ensaio da viga NSM-E, as temperaturas no interior das vigas evoluíram conforme o

esperado. De facto, verifica-se que quanto mais afastadas da face exposta ao incêndio, menor

é a taxa de aquecimento do termopar. No ‘exterior’ da viga NSM-E (leia-se T8 a T15), obtêm-se

as 4 leituras mais elevadas e verifica-se que estas são muito próximas (T8, T9, T12 e T13). Este

facto é justificado pelo forno estar mais quente na sua zona central. Desde cedo que

termopares com temperaturas teoricamente semelhantes (T11 e T14) se distanciam. Uma vez

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 5 10 15 20 25 30

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T2

T3

T4

T5

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


111

determinado que o forno aquece mais do seu lado direito, seria de esperar que o T14

apresentasse temperaturas superiores ao T11, o que não aconteceu.

É de referir que quer a rotura do laminado na viga NSM-E, quer a rotura do laminado na viga

NSM-C, se deu ao minuto 17, não se registando alterações relevantes nas leituras dos

termopares a partir desse instante.

No ensaio da viga NSM-C, destaca-se a proximidade das curvas tempo-temperatura dos

termopares T1, T8, T9 e T11 a T14, todos eles colocados à mesma distância da face exposta ao

incêndio, com excepção do T1 que se encontrava à face do betão e, como tal, apresentou

temperaturas superiores. Quanto aos termopares T10 e T15, embora devessem apresentar

temperaturas semelhantes às referidas, mediram temperaturas razoavelmente inferiores,

embora mantendo a semelhança entre os dois, o que seria expectável.

Quanto ao interior da viga, para o ensaio da viga NSM-C, não se denotou nenhum

comportamento fora do normal, com todos os termopares a apresentarem uma evolução de

temperaturas similar à do ensaio da viga NSM-E e com a ordem de temperaturas esperada.

Na zona de ancoragem das vigas NSM-E e NSM-C verifica-se uma ligeira diferença no tempo

decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Realizou-se

um estudo de modo a determinar o tempo decorrido até que a temperatura na zona de

ancoragem da viga, dada pela média das três temperaturas em cada zona de ancoragem (T10 a

T12 e T13 a T15), atingisse a temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Para a

viga NSM-E, verificou-se que a resina na zona de ancoragem do lado esquerdo da viga atingiu a

temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem (54 ⁰C) ao fim de 3.78 min de ensaio,

enquanto que para a resina na zona de ancoragem do lado direito da viga esse valor foi de

4.15 min. Para o ensaio da viga NSM-C, os mesmo indicadores tomam os valores de 1.78 min e

1.87 min, para o lado esquerdo e direito da viga, respectivamente. Quanto ao valor da

temperatura na zona central da viga, dada pela média de temperaturas dos termopares T8 e

T9, esta atingiu a temperatura de transição vítrea do adesivo ao fim de 3.15 min e 1.63 min,

para as vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente. Deste modo, no ensaio da viga NSM-E, o

tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea da resina epóxida foi o dobro

do tempo decorrido para se atingir a temperatura de transição vítrea da resina cimentícia no

ensaio da viga NSM-C, qualquer que seja o local na interface betão-laminado.

Embora a totalidade do adesivo de colagem já tenha atingido a sua temperatura de transição

vítrea ao fim de apenas 4.15 min e 1.87 min, para as vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente,

este demonstrou uma capacidade de transmissão de esforços para além deste tempo bastante

considerável. Tem-se como facto explicativo desta afirmação o tempo de rotura do laminado

de ambas as vigas ser de 17 min, bastante depois de se ter atingido a temperatura teórica a

partir da qual o adesivo deixa de cumprir a sua função estrutural.

Quanto à temperatura de decomposição das resinas utilizadas, 379.1 ⁰C e 393.8 ⁰C para as

resinas epóxida e cimentícia, respectivamente, esta não foi atingida no decorrer dos dois

ensaios até ao instante da rotura do sistema de reforço. De facto, verifica-se que as vigas

sofreram rotura por descolamento do laminado para valores de temperatura na interface


112

betão-laminado inferiores aos valores de temperatura de decomposição dos adesivos de

colagem utilizados.

Pela observação dos resultados do ensaio da viga NSM-C (figura 5.12), não se identificam

grandes diferenças quanto ao ensaio da viga NSM-E (figura 5.11). A realização do mesmo

ensaio, com a alteração do adesivo de colagem de epóxido para cimentício, não introduziu

diferenças notáveis nas leituras dos termopares, nem no tempo de resistência até à rotura do

sistema de reforço, tendo-se obtido em ambos os ensaios um tempo de 17 minutos. De facto,

quer o tempo de rotura do laminado, quer o aumento esperado nas leituras dos termopares

no interior da viga, ou mesmo no exterior, foi bastante semelhante, com a única diferença a

prender-se com o facto de que para a viga NSM-C, as taxas de crescimento das temperaturas

dos termopares colocados na interface betão-laminado serem superiores em relação às da

viga NSM-E. Este fenómeno faz prever que o coeficiente de transmissão térmica do adesivo

cimentício seja superior ao do adesivo epóxido.

5.2.3.2 - Vigas NSM com sistema de protecção

Nas figuras 5.13 a 5.18 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares nos restantes

ensaios das vigas NSM. Nestas figuras indicam-se também os valores das temperaturas de

transição vítrea dos adesivos de colagem utilizados em cada ensaio, representados por um

traço tracejado de cor preta, e o instante em que ocorreu a rotura do sistema de reforço para

cada ensaio, representado por um traço tracejado de cor vermelha.

Figura 5.13. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-0-25.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


113

Figura 5.14. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-0-25.



0

100

200

300

400

500

600

700

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

100

200

300

400

500

600

700

0 20 40 60 80 100 120

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T4

T5

T6

T ar

T8

T10

T11

T12

T13

T14

T15

T16

T16'

Rotura do laminado

Tg

0

100

200

300

400

500

600

0 20 40 60 80 100

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

T16

T16'

Rotura do laminado

Tg


114



Os registos de temperaturas dos termopares dos ensaios das vigas NSM foram realizados com

elevada taxa de sucesso. No entanto, em 4 ensaios (NSM-C-25-0-25, NSM-E-25-25-25, NSM-C-

25-25-25 e NSM-E-50-25-50) ocorreram erros de leitura em alguns termopares. Enquanto uns

termopares registaram leituras válidas até certo momento e a partir daí deixaram de registar

valores, outros não registavam valores de temperatura desde o início do ensaio. Optou-se por

se excluir estes termopares dos diagramas tempo-temperatura dos respectivos ensaios.

Através dos diagramas das figuras 5.13 a 5.18, observou-se que as temperaturas registadas no

interior das vigas assumiram o comportamento esperado e explicado nos casos das vigas NSM-

E e NSM-C. Em todas as vigas verificou-se que as temperaturas registadas pelos termopares

colocados no interior destas apresentavam uma ordem crescente de taxa de aquecimento à

medida que a sua proximidade com a face exposta do incêndio ia diminuindo. Para os ensaios

das vigas NSM cuja zona central está desprotegida (NSM-E-25-0-25 e NSM-C-25-0-25), seria de

esperar uma grande proximidade nas leituras realizadas pelo termopar T1, colocado à

superfície do betão da face da viga exposta ao incêndio, como se verifica para o caso do ensaio

NSM-E-25-0-25. Quanto à viga NSM-C-25-0-25, não foi possível obter registos do termopar T1.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 20 40 60 80 100 120 140

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T16

T16'

Rotura do laminado

Tg

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 20 40 60 80 100 120

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


115

É de referir que nos ensaios em que se aplicou sistema de protecção contra incêndio na zona

central da viga e, consequentemente, se registam as temperaturas nos termopares T16 e T16’,

embora estes termopares e o termopar T1 se encontrem ‘praticamente’ na mesma cota, estes

registam temperaturas ligeiramente diferentes. Esta diferença, que chega a atingir valores na

ordem dos 80 ⁰C, prende-se não com a diferença milimétrica de cotas mas com alguns

problemas de isolamento lateral das vigas identificados posteriormente. Tal problema causou

uma entrada algo facilitada do calor pelas faces laterais da viga, quer seja pela junta de ligação

betão-sistema de protecção, quer por um processo de condução de calor através da face

lateral da viga. No entanto, considerou-se pouco relevante a diferença de temperaturas

registada pelos termopares T16/T16’ e T1, dada a gama de valores de temperatura que estes

atingiram.

Com a aplicação do sistema de protecção na zona central da viga regista-se, como seria de

esperar, uma diminuição na taxa de crescimento das curvas tempo-temperatura dos

termopares no interior da viga.

Ao contrário do que sucede com os ensaios nas vigas EBR, para as vigas NSM, no instante de

rotura do sistema de reforço, não se observam alterações de relevo no registo de

temperaturas dos termopares. No entanto, existe a excepção do ensaio da viga NSM-E-25-25-

25 (figura 5.15) que, aos 90 minutos de ensaio, instante da rotura do sistema de reforço,

registou um aumento brusco na taxa de aquecimento dos termopares T8 e T13, sendo que o

do T13 ocorreu alguns minutos antes para temperaturas de 180 ⁰C. Este fenómeno sugere

que, aquando do instante da rotura ou nos minutos anteriores, estes termopares ficaram

expostos, quer pela falha do sistema de protecção quer por a resina já ter ultrapassado há

muito a sua temperatura de transição vítrea, amolecendo e facilitando o arrancamento do

termopar.

Quanto às leituras registadas nos termopares colocados no ‘exterior’ da viga, no sentido

longitudinal da mesma (T8 a T15), observam-se os mesmo fenómenos registados para as vigas

EBR. Todos os termopares T8 a T15, em condições iguais de protecção contra o incêndio,

deveriam apresentar as mesmas temperaturas, o que não aconteceu. Registaram-se

temperaturas superiores no lado direito do forno e, consequentemente, na viga, registando-se

também temperaturas superiores nas zonas mais centrais do forno decrescendo até à periferia

do mesmo ou às paredes laterais.

Na tabela 5.2 apresenta-se o tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea

do adesivo de colagem nas zonas de ancoragem, esquerda e direita, e na zona central de cada

uma das vigas NSM. Apresenta-se ainda o tempo decorrido até à rotura do sistema de reforço

de cada ensaio.


116

Tabela 5.2. Tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina e rotura do sistema de reforço dos ensaios das vigas NSM.

Através da tabela 5.2 é possível verificar que, à medida que se aumenta a espessura do

sistema de protecção, quer seja na zona de ancoragem ou na zona central da viga, de uma

maneira geral, o tempo decorrido até à rotura do sistema de reforço aumenta. No entanto,

registou-se que, ao contrário das vigas EBR, nas vigas NSM a protecção nas zonas de

ancoragem não desempenha um papel tão importante. Com a utilização das duas resinas

nestes ensaios, denota-se uma clara melhoria no comportamento ao incêndio da resina

epóxida sobre a resina cimentícia.

Aquando do instante de rotura do sistema de reforço nos ensaios das vigas NSM, toda a

extensão de adesivo de colagem dos laminados, epóxido ou cimentício, já se encontrava a

temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea das mesmas. De facto, fazendo o

paralelismo com os ensaios das vigas EBR, o tempo decorrido até à rotura do laminado após

ser atingida a temperatura de transição vítrea na totalidade da resina nos ensaios das vigas

NSM é bastante superior. Enquanto nas vigas EBR, por vezes, não se chegava a atingir a

temperatura de transição vítrea da resina na sua totalidade, atingindo-se apenas numa das

zonas de ancoragem, nas vigas NSM o mesmo não aconteceu. De uma maneira geral, assiste-

se a um tempo decorrido até se atingir a temperatura de transição vítrea na resina epóxida

cerca de 35% superior em relação à resina cimentícia. Esta diferença poderá ser explicada não

só pelos diferentes pontos de transição vítrea das resinas, como pelos diferentes coeficientes

de transmissão térmica das duas resinas. No entanto, verificou-se que, com o aumento de

espessura do sistema de protecção, a diferença tende a diminuir.

Como referido, o aumento de espessura do sistema de protecção nas zonas de ancoragem não

teve um peso tão significativo no tempo de resistência ao incêndio como nas vigas EBR. Tome-

se o exemplo das vigas NSM-E e NSM-C, vigas não protegidas, e das vigas NSM-E-25-0-25 e

NSM-C-25-0-25, vigas protegidas nas zonas de ancoragem. Nas primeiras a rotura ocorreu aos

17 minutos para ambas as vigas, enquanto nas segundas, com protecção nas zonas de

ancoragem, a rotura do sistema de reforço ocorreu aos 33 e 22 minutos, respectivamente.

Embora se tenha assistido a um incremento de cerca de 95% e 29%, respectivamente, nos

Viga Resina Ancoragem [min] Central

[min]

Rotura do reforço [min] Esquerda Direita

NSM-E-25-0-25 Ancoragem: epóxida (54 ⁰C)


NSM-C-25-0-25 Ancoragem: cimentícia (44 ⁰C)

Central: cimentícia (44 ⁰C) 10.73 8.90 2.02 22.00










117

tempos de resistência até à rotura do sistema de reforço, este aumento não é comparável ao

registado quando se protegeu a zona central da viga. Atendendo-se aos ensaios das vigas

NSM-E-25-25-25 e NSM-C-25-25-25, registou-se um aumento de 33 minutos para 90 minutos e

de 22 minutos para 84 minutos, respectivamente, em relação aos mesmos ensaios sem

sistema de protecção na zona central. Estas diferenças representam um incremento de 273% e

381%, nos ensaios das vigas NSM-E-25-0-25 vs. NSM-E-25-25-25 e NSM-C-25-0-25 vs. NSM-C-

25-25-25, respectivamente. Por fim, com os ensaios NSM-E-50-25-50 e NSM-C-50-25-50, com

valores de resistência até à rotura do sistema de reforço de 114 minutos e 90 minutos,

respectivamente, confirma-se, novamente, a maior importância que a protecção na zona

central da viga desempenha em relação às zonas de ancoragem nos ensaios com a técnica

NSM aplicada.

É de referir que o incremento registado no tempo decorrido até se atingir a temperatura de

transição vítrea da resina, com o incremento de espessura do sistema de protecção, não

aumenta na mesma escala do aumento registado até à rotura do sistema de reforço da viga,.

De facto, à medida que se aumenta a espessura de protecção, a resina permanece a uma

temperatura superior à sua temperatura de transição vítrea durante mais tempo até à rotura

do sistema de reforço. Na viga NSM-E-25-25-25 verifica-se que a partir do instante 28.10

minutos, momento a partir do qual toda a resina ficou a uma temperatura superior à sua

temperatura de transição vítrea, decorreram cerca de 62 minutos até se atingir a rotura.

Quanto à viga NSM-50-25-50, após o instante 36.83 minutos, em que se atingiu a temperatura

de transição vítrea na totalidade da resina, decorrem cerca de 77 minutos até se atingir a

rotura dos laminados. Este facto é observado nos restantes ensaios, comparando-os sempre

com outros ensaios da mesma resina aplicada.

Quanto à relação entre a resina epóxida e cimentícia, verifica-se a clara vantagem que a

primeira leva sobre a segunda, no que respeita a tempos de resistência ao incêndio. Embora os

ensaios sem aplicação de sistema de protecção tenham registado valores iguais de resistência

ao incêndio (17 minutos), com o aumento do sistema de protecção esta semelhança atenua-

se. De facto, logo nos ensaios com o menor sistema de protecção aplicado, já se regista um

incremento de resistência ao incêndio de 50 % da resina epóxida em relação à resina

cimentícia. Com o aumento da geometria e espessura do sistema de protecção a diferença

tende a diminuir, principalmente nas condições onde a espessura da protecção é igual em toda

a viga. Verifica-se o reduzido incremento de tempo de resistência ao incêndio registado no

ensaio da viga NSM-C-50-25-50 em relação à viga NSM-C-25-25-25 (90 minutos e 84 minutos,

respectivamente), fazendo prever o facto de se estar a atingir um patamar de resistência

última ao incêndio, tendo em conta as condicionantes arquitectónicas da construção corrente.

É importante referir que, em nenhum instante, nos ensaios das vigas NSM, se atingiu a

temperatura de decomposição do adesivo de colagem. Os laminados descolaram sempre para

valores inferiores a esta temperatura, mas sempre com a totalidade da resina, epóxida ou

cimentícia, a temperaturas superiores às suas temperaturas de transição vítrea.


118

5.3 - Resposta mecânica

Na presente secção do trabalho, faz-se uma análise à resposta mecânica das vigas ensaiadas

ao fogo. Optou-se por separar as vigas em três grupos distintos, o primeiro para a viga RC, o

segundo para as vigas EBR e o terceiro para as vigas NSM. Apresenta-se a variação dos

deslocamentos a meio vão de cada viga, fazendo-se uma análise sobre a influência do sistema

de protecção utilizado na resposta mecânica e no tempo de rotura das vigas.

5.3.1 - Viga RC

Na figura 5.19 apresenta-se o gráfico ilustrativo da evolução do deslocamento a meio vão da

viga RC em função do tempo de exposição ao incêndio padrão. O instante zero define-se como

o momento em que se ligaram os queimadores do forno, sendo que antes desse instante a

viga já se encontrava em carga.

Figura 5.19. Deslocamento a meio vão da viga RC em função do tempo de exposição ao calor.

Como se referiu no ponto 4.5.2.6. a norma ISO 834 [5.1] recomenda que até ao momento em

que se activam os queimadores do forno deverá aguardar-se um período de 30 minutos com a

viga em carga. Este período tem como objectivo estabilizar as deformações na viga antes da

realização do ensaio. No entanto, no ensaio da viga RC, como nos das restantes vigas,

verificou-se que as deformações estabilizavam ao fim de poucos minutos. Optou-se por reduzir

o tempo de espera significativamente, garantindo sempre que no início de cada ensaio os

deslocamentos se encontravam estabilizados há pelo menos 10 minutos.

Para a viga RC, não se determinou o momento de rotura da mesma, uma vez que esta não

chegou a colapsar e não cumpriu nenhum dos critérios descritos em 5.6 (resistência,

estanquidade e isolamento). No entanto, verifica-se que para um tempo de incêndio de 80

minutos a flecha da viga a meio vão era já 2.5 cm e no instante em que se interrompeu o

ensaio já ultrapassava 4.0 cm. Embora não tenha ruído, a viga apresentava valores bastante

elevados de deformação no momento em que se interrompeu o ensaio, com um

deslocamento a meio vão de aproximadamente L/31.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

0 20 40 60 80 100 120

De

slo

cam

en

to (

mm

)

Tempo (min)

RC


119

5.3.2 - Vigas EBR

Na figura 5.20 apresenta-se o gráfico ilustrativo da evolução da variação do deslocamento a

meio vão das vigas EBR em função do tempo de exposição ao incêndio padrão.

Com a realização dos ensaios às vigas EBR, assistiu-se a um comportamento comum em todas

elas. De facto, todas as vigas ensaiadas apresentaram um crescimento gradual da flecha a

meio vão desde o início do ensaio, sendo que a partir do momento de rotura do sistema de

reforço esse crescimento sofreu alterações. Verifica-se que após o instante em que cada viga

sofreu a rotura do seu sistema de reforço, ocorreu um aumento instantâneo do deslocamento

e, por outro lado, a taxa de crescimento da sua flecha aumentou, denotando uma diminuição

da rigidez do sistema.

Figura 5.20. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas EBR em função do tempo de exposição ao calor.

Também é possível verificar que à medida que cada ensaio decorreu, antes do instante da

rotura, assistiu-se a um incremento na taxa de crescimento da flecha a meio vão. À medida

que a temperatura no forno foi aumentando, nas secções centrais das vigas assiste-se a uma

degradação da ligação betão-laminado, conduzindo a um acréscimo de tensões de corte nas

extremidades do laminado, onde a ligação ainda permanece inalterada. Com o decorrer dos

ensaios, a temperatura dos diversos materiais constituintes foi aumentando, resultando numa

diminuição das suas propriedades de resistência e rigidez. Consequentemente, verifica-se um

aumento dos deslocamentos da viga, que, por sua vez, aumenta as tensões de corte nas

extremidades do laminado. Este aumento dá-se até ao momento em que ocorre rotura da

ligação, isto é, até ao momento em que se atinge a força de amarração disponível nas

extremidades.

Nas vigas EBR, os valores medidos das flechas a meio vão no instante t=0 minutos apresentam

alguma dispersão. Embora as flechas devessem ser todas iguais, tal não aconteceu. Este facto

será justificado, principalmente, por efeitos dinâmicos do carregamento no deflectómetro. Na

tabela 5.3 apresentam-se as flechas iniciais a meio vão das vigas EBR, onde se verifica os

diferentes valores de deslocamento inicial registados a meio vão.

0

2

4

6

8

10

12

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Var

iaçã

o d

o d

esl

oca

me

nto

a m

eio

vão

(m

m)

Tempo (min)

EBR

EBR -25-0-25

EBR -25-25-25

EBR -50-25-50

EBR -50-25-50-Tg-L

EBR -50-25-50-Tg+S&P-L

EBR-75-25-75-L

EBR-75-50-75-L


120

Tabela 5.3. Deslocamentos a meio vão das vigas EBR no instante inicial do ensaio após carregamento e resistência do sistema de reforço.

Viga Flecha a meio-vão

[mm] Tempo até à rotura

[min]

EBR 3.44 2

EBR-25-0-25 3.64 15

EBR-25-25-25 3.55 19

EBR-50-25-50 3.64 39

EBR-50-25-50-Tg-L 3.75 65

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L 5.20 44

EBR-75-25-75-L 3.26 62

EBR-75-50-75-L 2.89 70

Quanto à viga EBR-75-50-75-L, verifica-se que é a que apresenta menor flecha para o

carregamento inicial. Este facto poderá ser explicado pela aplicação do sistema de protecção.

Este é colado e fixado mecanicamente por cintas metálicas, que poderão restringir os

deslocamentos da viga. Outro factor importante, prende-se com o isolamento lateral das vigas,

na folga entre a viga e as tampas amovíveis do forno. É possível que, na montagem do ensaio,

se tenha preenchido em demasia este espaço com lã cerâmica, restringindo as deformações da

viga. Estas duas questões fazem com que a viga EBR-75-50-75-L apresente valores de flecha

inicial inferiores às restantes vigas EBR.

De uma maneira geral, verifica-se que quanto mais protecção contra o incêndio se aplica,

maior será a resistência ao incêndio e, consequentemente, o tempo até à rotura do sistema de

reforço. Na tabela 5.3. apresenta-se os instantes de rotura para as vigas EBR.

Como se pode observar na tabela 5.3, a viga EBR, sem sistema de protecção aplicado, resistiu

ao incêndio durante apenas 2 minutos, sendo que a partir desse momento o sistema de

reforço já tinha descolado e não cumpria mais a sua função. O facto de não estar protegida fez

com que o laminado e o próprio adesivo de colagem, estivessem expostos à acção directa do

fogo. Isto fez com que o adesivo atingisse a sua temperatura de transição vítrea (Tg ≅ 55 °C) e,

como tal, perdesse a sua eficácia na transmissão das tensões do betão para o laminado. Com a

introdução de uma placa de protecção nas zonas de ancoragem do laminado, assistiu-se a um

incremento no tempo de resistência ao incêndio de 750%, para cerca de 15 minutos. No

entanto, quando se protegeu a zona de meio vão da viga, entre as zonas de ancoragem, o

aumento sobre a viga EBR-25-0-25 foi de apenas 27%. Isto é, com mais 60% de material de

protecção, colocado entre as zonas de ancoragem, atingiu-se um acréscimo de apenas 27% no

tempo até à rotura do sistema de reforço. Dada a ainda reduzida capacidade de resistência ao

incêndio, este resultado torna-se, na prática, insuficiente.

Com o aumento da protecção ao incêndio nas zonas de ancoragem assistiu-se a um aumento

significativo e relevante no tempo de resistência ao incêndio. Tenha-se como exemplo a viga

EBR-50-25-50. Com uma flecha inicial de 3.6 mm, esta viga apresentou um crescimento

gradual da flecha desde o início do ensaio até aos 39 minutos, momento em que ocorreu a

rotura do seu sistema de reforço. No instante imediatamente antes do descolamento do

laminado, a viga apresentava uma flecha de 4.5 mm que, instantaneamente, passou para um


121

valor de 6.5 mm, aumentando a taxa de crescimento da flecha a partir daí. Este fenómeno está

associado à perda de rigidez do sistema aquando do momento da rotura do sistema de

reforço, por descolamento do laminado.

Com o novo adesivo epóxido, com uma temperatura de transição vítrea superior (4.2.4),

aplicado na viga EBR-50-25-50-Tg-L, obteve-se um tempo de resistência ao incêndio de 65

minutos, bastante superior ao da viga EBR-50-25-50. No entanto, este valor não pode ser

directamente comparado, uma vez que esta viga se encontrava (mais) protegida lateralmente.

De modo a se poder fazer uma comparação directa desta viga, realizou-se o ensaio da viga

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L (que tinha a particularidade de ter como adesivo de colagem do

laminado nas zonas de ancoragem a resina Araldite 2014 e na restante zona a resina S&P).

Obteve-se como tempo de resistência ao incêndio o valor de 44 minutos. Este valor confirma

que, embora o laminado se comporte como um cabo e as zonas de ancoragem sejam, de facto,

as mais importantes, a zona central da viga tem, também ela, o seu papel na resistência do

sistema.

No decorrer da campanha experimental realizaram-se outros ensaios que, pelos valores

obtidos, confirmaram a perda de eficácia do isolamento lateral das tampas amovíveis do forno.

Um dos casos foi na viga EBR com o sistema de protecção ao incêndio 75-25-75, onde se

verificou a necessidade de reforçar a protecção lateral das vigas. Com a protecção lateral já

colocada, ensaiou-se a viga EBR-75-25-75-L, obtendo-se 62 minutos como tempo de

resistência ao incêndio. Com o aumento de cerca de 59% no tempo de resistência ao incêndio,

em relação à viga EBR-50-25-50, verificou-se, mais uma vez, a importância da protecção nas

zonas de ancoragem das vigas reforçadas pela técnica EBR. Esta alteração do sistema de

protecção representou um aumento de 35% de material de protecção utilizado, com um

ganho de resistência final de 59%, em relação à viga EBR-50-25-50.

Por fim, protegeu-se lateralmente a viga com o sistema de protecção 75-50-75 e ensaiou-se a

viga EBR-75-50-75-L, obtendo-se o valor de 70 minutos como tempo de resistência ao

incêndio. Embora este valor seja o mais elevado até ao momento, dada a evolução dos

sistemas de protecção e dos tempos de resistência aos incêndio das vigas ensaiadas em

condições semelhantes, verificou-se estar-se a atingir um patamar de resistência ao fogo. De

facto, dada a geometria do último sistema de protecção ensaiado (75-50-75), já ele de grande

volume e difícil aplicação na construção corrente dado os requisitos arquitectónicos, decidiu-

se não se testar mais geometrias de sistemas de protecção para as vigas EBR.

5.3.3 - Vigas NSM

Na figura 5.21 apresenta-se a evolução da variação dos deslocamentos a meio vão em função

do tempo de exposição ao incêndio padrão para os ensaios das vigas NSM.


122

Figura 5.21. Variação dos deslocamentos a meio vão das vigas NSM em função do tempo de exposição ao calor.

No decorrer da campanha experimental referente aos ensaios das vigas NSM é possível

identificar alguns comportamentos comuns (ver figura 5.24). Verifica-se que, para todos os

ensaios, à medida que o ensaio decorre, a taxa de crescimento da flecha a meio vão vai

aumentando. De facto, com o aumento de temperatura no forno e, consequentemente, nas

diferentes secções das vigas, estas vão perdendo resistência e rigidez, num processo

semelhante ao descrito para as vigas EBR.

Outro fenómeno comum a todas as vigas prende-se com a aparente ocorrência de dois

patamares de rotura. Este facto, mais visível nos ensaios das vigas NSM-E-25-0-25 e NSM-E-25-

25-25, ocorre em todas as vigas e deverá estar associado ao número de rasgos realizados na

técnica NSM. Uma vez que se realizaram dois rasgos em cada viga, com a introdução de um

laminado em cada rasgo, e se identificam dois aumentos instantâneos nos deslocamentos a

meio vão nos ensaios das vigas NSM, é provável que estes aumentos estejam associados à

rotura de cada um dos sistemas de reforço. É de referir que, embora o intervalo de tempo

entre a rotura dos dois sistemas de reforço na viga NSM-25-25-25 seja de cerca de 10 minutos,

nas restantes vigas NSM este intervalo é reduzido, não ultrapassando os 2 minutos e, por

vezes, poucos segundos.

No decorrer de cada ensaio é possível identificar 2 aumentos instantâneos nos deslocamentos

a meio vão e, também 2 aumentos instantâneos nas taxas de crescimento dos deslocamentos

a meio vão. No instante imediatamente antes do primeiro aumento as vigas NSM apresentam

uma determinada taxa de crescimento e, consequentemente, rigidez. No instante

imediatamente a seguir a este aumento, a sua taxa de crescimento dos deslocamentos a meio

vão aumenta, isto é, a sua rigidez diminui instantaneamente. Os mesmos fenómenos

verificam-se para o segundo instante de aumento instantâneo de deslocamentos. Esta perda

de rigidez instantânea, verificável em dois instantes distintos, poderá ser explicado por um

primeiro descolamento dos laminados, com a correspondente redistribuição de tensões. Outra

justificação possível prende-se com a hipótese do primeiro aumento instantâneo de

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 20 40 60 80 100 120 140 160

Var

iaçã

o d

o d

esl

oca

me

nto

a m

eio

vão

(m

m)

Tempo (min)

NSM-E

NSM-C

NSM-E-25-0-25

NSM-C-25-0-25

NSM-E-25-25-25

NSM-C-25-25-25

NSM-E-50-25-50

NSM-C-50-25-50


123

deslocamentos estar associado à rotura de apenas um laminado, sendo o segundo aumento de

deslocamentos associado à rotura do segundo laminado e correspondente rotura do sistema

de reforço.

As flechas iniciais das vigas NSM encontram-se todas compreendidas no intervalo de 5.24 mm

a 6.55 mm. Embora devessem apresentar todas o mesmo valor, ou pelo menos as da mesma

resina, o intervalo no qual todas as vigas NSM se encontram compreendidas considera-se

reduzido. Estas diferenças poderão ser explicadas, principalmente, por efeitos dinâmicos do

carregamento do deflectómetro. Na tabela 5.4 apresentam-se as flechas iniciais a meio vão

das vigas EBR, em que se verificam os diferentes valores de deslocamento inicial a meio vão.

O facto da viga NSM-E-50-25-50 ser a que apresenta flecha a meio vão mais reduzida no

instante inicial do ensaio, poderá ser parcialmente justificado pelo sistema de protecção

colocado. Uma vez que este é o sistema mais volumoso nos ensaios das vigas NSM (50-25-50),

e que este se encontra fixo por cintas metálicas aparafusadas à viga, os deslocamentos

poderão ter sido um pouco restringidos. Embora se tenha tido o cuidado de não apertar em

demasia as cintas, este cuidado pode não ter sido bem sucedido. Tem-se também como factor

relevante para a reduzida flecha registada a aplicação de lã cerâmica na folga existente entre

as tampas amovíveis do forno e as vigas. Poderá ter ocorrido o caso de esta ter sido colocada

em demasia, restringindo, também ela, o movimento livre da viga. Embora todos os

argumentos apresentados sejam válidos, dada as reduzidas diferenças registadas nas flechas

iniciais e a dimensão das cargas aplicadas, considerou-se pouco relevante a pequena restrição

de movimento que estes acontecimentos possam ter imposto nas vigas. Na tabela 5.4.

apresentam-se também os instantes de rotura para os ensaios às vigas NSM.

Tabela 5.4. Deslocamentos a meio vão das vigas NSM no instante inicial do ensaio após carregamento e resistência do sistema de reforço.

Viga Flecha a meio-vão [mm] Tempo até à rotura [min]

NSM-E 5.39 17

MSN-C 6.53 17

NSM-E-25-0-25 6.55 33

NSM-C-25-0-25 5.78 22

NSM-E-25-25-25 5.83 90

NSM-C-25-25-25 6.06 84

NSM-E-50-25-50 5.24 114

NSM-C-50-25-50 5.90 90

No ensaio da viga NSM-E, obteve-se como tempo de resistência ao incêndio o valor de 17

minutos. Em comparação com a viga EBR, sem protecção, verifica-se que a técnica NSM

apresenta resistências maiores. Isto deve-se ao facto do laminado não se encontrar

directamente exposto ao fogo, uma vez que está introduzido nos rasgos do betão. Isto faz com

que tenha a protecção lateral do próprio betão e a protecção superior, ainda que pequena, do

adesivo de colagem. Por comparação, para a viga NSM-C, obteve-se um tempo de resistência

ao incêndio de 17 minutos. De facto, para as vigas desprotegidas, não houve mais-valias na

utilização da resina cimentícia sobre a resina epóxida.


124

Realizaram-se, com a protecção aplicada nas zonas de ancoragem dos laminados, os ensaios

das vigas NSM-E-25-0-25 e NSM-C-25-0-25, tendo-se obtido como tempos de resistências ao

fogo os valores de 33 minutos e de 22 minutos, respectivamente. Quanto à viga NSM-C-25-0-

25, observou-se um aumento de apenas 22%, algo abaixo do esperado tendo em conta o

conhecimento e experiência já obtidos no decorrer desta campanha. Embora 22% possa ser

considerado um aumento razoável, dada a ainda curta duração do ensaio, tal tornou-se pouco

relevante. Quanto à viga NSM-E-25-0-25, o aumento de 94% no tempo de resistência ao

incêndio, com a aplicação de protecção apenas na zona de ancoragem, é uma melhoria

bastante relevante. É importante notar o melhor comportamento ao incêndio do adesivo

epóxido em relação ao adesivo cimentício, o que faz prever a menor temperatura de transição

vítrea que o adesivo cimentício apresenta em relação ao adesivo epóxido, bem como o próprio

desempenho mecânico. De facto, nos pontos 4.2.4 e 4.2.5 do presente documento, verifica-se

que a resina epóxida apresenta uma resistência à tracção por flexão significativamente

superior à resina cimentícia. Visto que o procedimento de ensaio utilizado faz com que a resina

esteja em tracção por flexão, a diferença de resistências verificada (30 MPa para a resina

epóxida e 16.7 MPa para a resina cimentícia) é relevante e tem alguma influência no

comportamento das vigas. Também as resistências à compressão das resinas são diferentes,

no entanto, esta propriedade não tem tanta importância para os casos em estudo.

Decidiu-se proteger as vigas na sua totalidade e, como tal, procedeu-se ao ensaio das vigas

NSM-E-25-25-25 e NSM-C-25-25-25. Nesses ensaios obtiveram-se tempos de resistências ao

incêndio de 90 minutos e 84 minutos, respectivamente. Com um aumento de 60% no material

de protecção de ambas as vigas, assistiu-se a um incremento nos tempos de resistência ao

incêndio de 273% e 380%, respectivamente.

Quando se ensaiou a viga NSM-C-50-25-50, obteve-se o valor de 90 minutos como tempo de

resistência ao incêndio. Este valor é bastante semelhante ao obtido na viga NSM-C-25-25-25,

sugerindo que o isolamento lateral da mesma começou a falhar. De facto, após a análise do

gráfico da figura 5.24 verifica-se um andamento dos deslocamentos muito semelhante.

No ensaio da viga NSM-E-50-25-50, obteve-se o valor de 114 minutos como tempo de

resistência ao incêndio, sendo o valor mais elevado na presente campanha experimental. Isto

mostra um aumento de 26% em relação à viga NSM-E-25-25-25. Este valor de aumento é

considerado aceitável, dado o tempo decorrido de ensaio e as temperaturas atingidas pelo

forno. Este resultado mostra, uma vez mais, que a resina epóxida apresenta um melhor

comportamento ao incêndio em relação à resina cimentícia.

5.4 - Observações pós-fogo

Nesta secção do documento apresenta-se os efeitos que os ensaios ao fogo produziram sobre

as vigas. Os efeitos que os ensaios de resistência ao fogo produziram sobre as vigas foram

comuns a todas elas. De facto, dentro de cada grupo de vigas ensaiadas, EBR e NSM, estas

apresentaram as mesmas consequências da exposição às temperaturas elevadas.


125

5.4.1 - Fendilhação

O primeiro efeito que os ensaios de resistência ao fogo produziram sobre as vigas prende-se

com a fendilhação que estas apresentaram. Após a conclusão do ensaio, as vigas foram

retiradas do forno e inspeccionadas visualmente. Aquando dessa inspecção, verificou-se que,

a face inferior das vigas, a face sujeita ao calor do forno, independentemente de estar

totalmente ou parcialmente desprotegida, apresentava fissuração (Figura 5.22).

Figura 5.22. Fendas e fissuração visíveis após os ensaios das vigas a) RC, b) NSM-E e c) EBR.

A fissuração do betão apresentava um padrão comum, sendo a sua grande maioria paralelas

entre si e transversais ao desenvolvimento longitudinal das vigas. A fendilhação terá sido

inicialmente introduzida nas vigas pelo carregamento destas. A carga utilizada para os ensaios

ao fogo ultrapassa a sua carga de fendilhação, deste modo, aquando do início do ensaio, as

vigas já se encontravam fendilhadas. Com o decorrer do ensaio, a fendilhação aumentou e

terão surgido fendas de maior dimensão e abertura. Este facto poderá estar relacionado com

os gradientes térmicos e com a evaporação da água de constituição do betão, provocando a

sua retracção e criando, também, fendilhação com orientações variadas.

Ao longo do ensaio, e como já foi concluído nos pontos anteriores, os materiais constituintes

da viga e do sistema de reforço foram perdendo rigidez. Isto fez com que a viga apresentasse

um comportamento menos rígido e as suas deformações e deslocamentos aumentassem. De

facto, verificou-se que após a rotura da viga, os deslocamentos a meio vão tenderam a

aumentar a sua taxa de crescimento, propiciando o aumento e abertura das fendas.

5.4.2 - Rotura do sistema de protecção

No decorrer dos ensaios de resistência ao fogo era comum, em determinados instantes, as

leituras de alguns termopares aumentarem muito. Estes, de um momento para o outro e sem

razão aparente, sofriam um grande aumento na sua taxa de aquecimento. Este

acontecimento, como se referiu na secção 5.2, poderá ter estado relacionado com uma falha

no sistema de protecção, quer fosse por rotura do mesmo ou por simples descolamento. Nas

figuras 5.23 a) e b) apresentam-se alguns exemplos destes casos.

a) b) c)


126

Figura 5.23. a) Fendas e descolamento da protecção na viga EBR-75-25-75-R, b) Fenda da protecção no ensaio da viga NSM-C-50-25-50.

À medida que os ensaios iam decorrendo e as temperaturas do forno iam aumentando, as

vigas perdiam rigidez. Com a perda de rigidez, está associado um aumento crescente da flecha

na secção de meio vão. À medida que a água presente nas placas de silicato de cálcio se vai

evaporando, o silicato apresenta uma perda de flexibilidade e capacidade de acompanhar os

deslocamentos da viga. Com isto, criam-se tensões de corte no mástique utilizado para colar os

dois elementos. Quando se atingiu a capacidade máxima de resistência do mástique, esta terá

quebrado, fazendo com que a protecção se descolasse da viga. O descolamento da protecção,

e a falta de flexibilidade deste, fez com que se criassem folgas na interface protecção-betão,

constituindo estas um ponto de entrada facilitada do calor.

As chapas metálicas quinadas foram colocadas para que, quando o sistema de protecção

quebrasse, este não perdesse, na totalidade, a sua eficácia. No entanto, a colocação dessas

chapas teve como consequência o facto de serem um ponto de ‘ancoragem’ do sistema de

protecção. Isto fez com que, à medida que o ensaio decorresse e os deslocamentos

aumentassem, o silicato de cálcio tentasse acompanhar a mesma deformação da viga. Sendo o

silicato de cálcio uma material mais frágil e rígido que a própria viga, não conseguiu

acompanhar os deslocamentos sem partir, principalmente nas zonas de acumulação de

tensões, juntos às chapas metálicas. Com a abertura de fendas, criaram-se pontos de entrada

facilitada para o calor.

A título de exemplo, verifica-se que no ensaio da viga NSM-C-50-25-50, perto dos 107 minutos

de ensaio, o termopar T9 aumentou consideravelmente a sua taxa de aquecimento. Este facto

é justificado pela desintegração da resina nesse local, como, também, pela quebra do sistema

de protecção na secção de meio vão (figura 23 b)) .

No ensaio da viga EBR-50-25-50, o termopar T8 registou, a partir do minuto 39, um aumento

na sua taxa de aquecimento. Estando o termopar colocado na interface betão-laminado, e

coincidindo este aumento com o instante da rotura da viga, é fácil confirmar que o aumento

registado tem como justificação não só o descolamento do laminado como também a rotura

da protecção naquele local (figura 23 a)).

a) b)


127

5.4.3 - Decomposição da matriz polimérica do laminado

Como se referiu no ponto 3.3.3, para temperaturas próximas da temperatura de transição

vítrea da resina que compõe a matriz polimérica, o comportamento do laminado de CFRP

altera-se. De facto, embora para essas temperaturas as capacidades mecânicas não sejam

muito afectadas, a partir desse momento, a resina começa a perder rigidez. Com o continuar

do ensaio, as temperaturas no interior do forno atingem valores próximos da temperatura de

decomposição da resina do CFRP (350 ⁰C a 450 ⁰C) [5.3]. Quando se atinge a temperatura de

decomposição da resina da matriz do compósito CFRP, esta decompõe-se, restando apenas as

fibras de carbono individualizadas. A partir deste instante, o comportamento mecânico do

laminado e a sua resistência são, de certo modo, afectadas. Na figura 5.24 apresentam-se dois

exemplos da decomposição da matriz polimérica do laminado.

No ensaio de resistência ao fogo da viga EBR-25-0-25, o termopar T8, colocado na interface

betão-laminado chegou a atingir temperaturas de 683 ⁰C. Estando o termopar colocado por

baixo do laminado, está mais protegido, logo, teoricamente, apresentará temperaturas

inferiores à do laminado. Pode-se concluir que a temperatura no laminado já ultrapassava a

temperatura de decomposição da matriz polimérica do laminado e, como tal, restariam apenas

as fibras de carbono individualizadas (figura 24 a)). Pode-se obter uma conclusão semelhante

em relação ao ensaio NSM-E-50-25-50 (figura 24 b)).

Figura 5.24. a) Fibras individualizadas do laminado de CFRP do ensaio EBR-25-0-25, b) Fibras individualizadas do laminado de CFRP do ensaio NSM-E-50-25-50.

5.4.4 - Decomposição do adesivo de colagem

Na campanha experimental realizada assistiu-se, na quase totalidade dos ensaios, a

fenómenos de decomposição da resina que compõe o adesivo de colagem. A temperatura de

transição vítrea do adesivo epóxido é aproximadamente 55 ⁰C, temperatura atingida pelo

forno ao fim de poucos segundos. Quando o adesivo atinge a sua temperatura de transição

vítrea, o seu estado altera-se, tornando-se viscoso. Existe outro patamar de temperatura

importante para a resina, a temperatura de decomposição. Quando esta é atingida, a resina

decompõe-se e perde massa. De facto, até se atingir essa temperatura, a sua massa não sofre

grandes alterações, sendo que após esta temperatura ser atingida todo o material orgânico é

consumido, restando apenas o material inorgânico. Firmo [5.3] determinou que a

a) b)


128

percentagem de material inorgânico presente no adesivo epóxido utilizado na presente

campanha experimental é 72%. Na figura 25 ilustram-se exemplos do fenómeno acima

descrito.

Figura 5.25. a) Decomposição do adesivo epóxido no ensaio da viga EBR, b) Decomposição do adesivo cimentício do ensaio da viga NSM-C-25-0-25.

5.4.5 - Destacamento do betão

Nos ensaios das vigas EBR assistiu-se ao destacamento do betão. À medida que os ensaios

decorriam e as temperaturas no forno iam aumentando, o adesivo de colagem ia aumentando

de temperatura também. Quando se atinge a temperatura de transição vítrea do adesivo de

colagem, este perde a sua eficácia na transmissão de tensões do betão para o laminado. Uma

vez que o forno não se encontra todo à mesma temperatura, como já se tinha referido na

secção 5.2, a viga não é sujeita à mesma temperatura em toda a sua dimensão, estando mais

quente nas zonas centrais do forno. Tem-se também que, nos ensaios EBR em que se colocou

protecção, houve várias geometrias estudadas que protegiam mais a zona de ancoragem do

que a zona central do forno. Isto fez com que a temperatura no adesivo de colagem do

laminado não fosse igual em todo o seu comprimento, sendo que as zonas centrais, no

desenvolvimento longitudinal da viga, estavam mais quentes e, como tal, atingiam a

temperatura de transição vítrea mais rapidamente.

Quando o adesivo de colagem atinge, na zona central da viga, a temperatura de transição

vítrea, o laminado comporta-se como um cabo ou tirante. Dado que o laminado se encontra

colado nas suas extremidades e descolado na zona central, as tensões de corte a que as zonas

de ancoragem estão sujeitas aumentam progressivamente. À medida que a resina próxima das

zona de ancoragem vai aumentando de temperatura, as tensões de corte nessas zonas vão

aumentando até se atingir o máximo da capacidade resistente da ligação nessas zonas, que

também vai progressivamente diminuindo com o aumento de temperatura. Quando se atinge

este limite ocorre o descolamento por rotura do betão devido a tensões de corte. Na figura

5.26 ilustra-se o fenómeno descrito.

a) b)


129

Figura 5.26. Descolamento do laminado por destacamento do betão.

5.4.6 - Desagregação do betão

No ensaio de resistência ao incêndio da viga RC, assistiu-se a um comportamento algo

inesperado 24 horas após a realização do mesmo. Logo após a realização do ensaio, a viga

apresentava um aspecto normal, com a sua face inferior fendilhada (figura 5.22 a)) e com uma

flecha considerável. Após 24 horas, o betão da face inferior da viga, a face exposta ao incêndio,

apresentava-se desagregado, desintegrado e bastante deteriorado (figura 5.27).

Figura 5.27. a) Desagregação na face inferior da viga RC 24 horas após o ensaio, b) Pormenor da desagregação do betão.

Este acontecimento, de difícil explicação, poderá ter várias causas. A viga RC, que era uma viga

não reforçada e sem sistema de protecção aplicado, alcançou uma flecha máxima elevada

(42.38 mm) e esteve sujeita ao incêndio durante 98 minutos. Uma das razões possíveis

daquela ocorrência prende-se com a excessiva secagem da viga. De facto, a viga RC, na sua

face inferior, chegou a atingir 912 ⁰C e, na face superior, a exposta à temperatura ambiente,

atingiu 152 ⁰C. Na figura 5.2 apresenta-se um gráfico com as leituras dos termopares no

interior da viga ao longo do ensaio. Denota-se que quer o termopar T4, quer o termopar T6,

apresentam um período em que a sua temperatura não evoluiu. O termopar T4, no período

entre os 10 e 20 minutos de ensaio, e o termopar T6, no período entre 47 e 68 minutos de

ensaio, têm as suas leituras estagnadas nos 100 ⁰C. Este acontecimento justifica-se pela

a) b)


130

evaporação da água de constituição do betão, e permite perceber que toda a secção do betão

já se encontrava sem água de constituição.

Outro factor relevante prende-se com o próprio arrefecimento da viga. Ao arrefecerem, os

materiais constituintes da viga retraem e, estando o betão tão seco, não tem plasticidade

suficiente para acompanhar essa retracção. Isto faz com que ele fendilhe e, em casos

extremos, se desagregue.

Por fim, tem-se o facto de a viga ter sido armazenada com a face que foi sujeita ao incêndio

virada para cima. Esta foi armazenada em cavaletes, com distância entre eles semelhante à

distância entre apoios durante o ensaio. Dada a elevada flecha que a viga apresentava, ao

armazená-la desta forma e estando a viga num estado tão degradado, a contra flecha induzida

pelo peso próprio da viga pode ter contribuído para este fenómeno.

5.5 - Análise comparativa dos resultados

Neste ponto do documento faz-se uma análise à eficácia das diversas geometrias de protecção

utilizadas, tendo em conta a técnica de reforço e adesivo de colagem utilizado. São analisados

os perfis de temperaturas no sentido longitudinal das vigas, consoante a técnica utilizada, bem

como outros parâmetros de comparação notáveis.

Nas figuras 5.28 e 5.29 apresentam-se os perfis longitudinais de temperaturas das vigas para o

momento da rotura do sistema de reforço de cada uma delas. Relativamente às 3 leituras nas

zonas de ancoragem (T9 a T11 e T12 a T14 na técnica EBR, T10 a T12 e T13 a T15 na técnica

NSM), foi calculada a média apresentando-se, por isso, na tabela 5.5 um único valor para as

leituras registadas nas zonas de ancoragem esquerda e direita de cada ensaio. A tabela 5.5 foi

realizada com o intuito de facilitar uma comparação quantitativa entre vigas e de uniformizar

todas as temperaturas registadas nas zonas de ancoragem. É de referir que outra vantagem do

cálculo da média de temperaturas na zona de ancoragem prende-se com o facto de ser

possível eliminar ou minimizar possíveis erros de leitura dos termopares.

Figura 5.28. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas EBR.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 20 40 60 80 100

Tem

pe

ratu

ra (

⁰C)

Desenvolvimento do reforço (cm)

EBR

EBR -25-0-25

EBR -25-25-25

EBR -50-25-50

EBR -50-25-50-Tg-L

EBR -50-25-50-Tg+S&P-L

EBR-75-25-75-L

EBR-75-50-75-L


131

Figura 5.29. Perfil longitudinal de temperaturas para as vigas NSM.

Da leitura do gráfico da figura 5.28 verifica-se que, embora os tempos de rotura das vigas EBR

ensaiadas sejam tão diferentes, as temperaturas no seu perfil não variam muito. Tem-se o

caso da viga EBR-25-0-25 que apresenta uma temperatura na zona central da viga muito

elevada em relação às outras vigas. No entanto, a temperatura nas suas zonas de ancoragem

são muito semelhantes às restantes.

O gráfico da figura 5.28 e a tabela 5.5 demonstra a incerteza inerente ao valor exacto da

temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Embora diversos estudos

internacionais e informações dos próprios fabricantes indiquem um dado valor indicativo para

este parâmetro, os ensaios realizados provam que há vigas cuja temperatura de transição

vítrea ainda não foi atingida nas zonas de ancoragem, sendo que estas acabam por sofrer

rotura do seu sistema de reforço. O contrário também se verifica, com temperaturas médias

nas zonas de ancoragem algo superiores à temperatura de transição vítrea do adesivo sem que

a viga sofra rotura. No entanto, há a destacar que a rotura do sistema de reforço nas vigas EBR

ensaiadas ocorre sempre para valores de temperatura nas zonas de ancoragem muito

próximos dos da temperatura de transição vítrea da resina. Quanto às vigas NSM, há a

destacar o facto de estas suportarem temperaturas substancialmente superiores à

temperatura de transição vítrea sem ocorrer rotura do seu sistema de reforço. Este facto

poderá estar justificado pela protecção extra que o betão, na técnica NSM, garante bem como

pelo maior atrito mobilizado no interior dos rasgos face à técnica EBR.

0

100

200

300

400

500

600

700

0 20 40 60 80 100

Tem

pe

ratu

ra (

⁰C)

Desenvolvimento do reforço (cm)

NSM-E

NSM-C

NSM-E-25-0-25

NSM-C-25-0-25

NSM-E-25-25-25

NSM-C-25-25-25

NSM-E-50-25-50

NSM-C-50-25-50


132

Tabela 5.5. Temperatura média nas zonas de ancoragem dos ensaios das vigas EBR e NSM.

Considere-se as vigas EBR-75-25-75-L e EBR-75-50-75-L com geometrias do sistema de

protecção iguais nas zonas de ancoragem. Como seria de esperar, as temperaturas registadas

nas zonas de ancoragem no instante da rotura do sistema de reforço deveriam ser

semelhantes, o que não aconteceu. De facto, assiste-se a um ligeiro aumento das

temperaturas nas zonas de ancoragem da viga EBR-75-25-75-L em relação à viga EBR-75-50-

75-L. Este facto deve-se, essencialmente, à reduzida protecção na zona central da viga EBR-75-

25-75-L, que faz com que o calor se propague por essa zona e comece a transferir-se para a

zona de ancoragem por condução de calor através dos materiais (betão, resina e laminado).

Isto faz com que a zona de ancoragem aumente, embora ligeiramente, a sua taxa de

aquecimento podendo provocar uma rotura prematura do sistema de reforço.

Quanto às vigas EBR com a geometria de protecção 50-25-50, verifica-se que para o caso da

viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, a existência da protecção lateral não influenciou relevantemente

as temperaturas registadas no momento da rotura, o que não era esperado. Esperava-se que a

protecção lateral reduzisse a taxa de aquecimento nesta zona, o que foi conseguido com o

significativo aumento do tempo até à rotura do sistema de reforço. Quanto às temperaturas

registadas no momento da rotura do sistema de reforço, nas zonas de ancoragem, nas vigas

EBR-50-25-50-Tg-L e EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, estas foram superiores às da viga EBR-50-25-50.

Este acontecimento coincide com o esperado, uma vez que nas duas primeiras, na zona de

ancoragem, aplicou-se um adesivo com uma temperatura de transição vítrea superior. Há

ainda a destacar que nas vigas EBR-50-25-50 e EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, o adesivo de colagem

Sistema Viga

Temperatura média [⁰C]

Zona de ancoragem esquerda

Zona de ancoragem direita

EBR

EBR 67.96 61.67

EBR-25-0-25 58.07 62.74

EBR-25-25-25 48.08 61.98

EBR-50-25-50 41.34 64.88

EBR-50-25-50-Tg-L 77.04 83.91

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L 58.48 66.85

EBR-75-25-75 54.66 66.40

EBR-75-50-75 42.50 58.10

NSM

NSM-E 225.40 221.14

NSM-C 269.46 289.09

NSM-E-25-0-25 101.72 114.29

NSM-C-25-0-25 80.93 95.68

NSM-E-25-25-25 177.78 219.31

NSM-C-25-25-25 188.09 195.75

NSM-E-50-25-50 130.21 200.95

NSM-C-50-25-50 133.88 152.84


133

na zona central era o mesmo, sendo de esperar que no momento da rotura apresentassem

temperaturas semelhantes nessa zona, o que se verificou.

Nos ensaios NSM já se tinha concluído que, regra geral, quanto mais protecção se coloca,

principalmente mas não só nas zonas de ancoragem, maior é o tempo de resistência ao

incêndio. Da análise do gráfico da figura 5.29 e da tabela 5.5, verifica-se também que as vigas

com mais protecção, no momento da rotura, apresentam temperaturas médias nas zonas de

ancoragem e no meio vão inferiores às com menos protecção. De facto, se se analisar os pares

de geometrias de protecção diferentes 25-0-25, 25-25-25 e 50-25-50, verifica-se que à medida

que a protecção aumenta na ordem descrita, as temperaturas no instante de rotura diminuem.

Já se tinha determinado que nos ensaios das vigas NSM, os que tinham adesivo cimentício

apresentavam tempos de resistência ao incêndio inferiores aos de adesivo epóxido, para as

mesmas condições de geometria de protecção. Pela figura 5.29, verifica-se também que os de

adesivo cimentício apresentam temperaturas médias nas zonas de ancoragem e de meio vão

superiores às de adesivo epóxido. Este facto sugere que o adesivo cimentício embora tenha

propriedades mecânicas inferiores às do adesivo epóxido (ver 4.2.4 e 4.2.5), deverá ter uma

temperatura de transição vítrea superior. No entanto, estas diferenças de temperatura vão

sendo cada vez menores à medida que se aumenta o nível de protecção ao incêndio das vigas.

Uma análise comparativa entre as duas técnicas de reforço (EBR e NSM) para vigas nas

mesmas condições de sistema de protecção, poderia ser considerada útil. No entanto, se se

atender aos factos de (i) a técnica NSM ser uma técnica em que para a mesma quantidade de

laminado confere resistências mecânicas superiores, (ii) para vigas sem protecção, verifica-se

um tempo de resistência ao fogo 950% superior ao da viga reforçada com a técnica EBR e que,

(iii) na técnica NSM o laminado de carbono encontra-se mais protegido e confinado pelo betão

que na técnica EBR, verifica-se que na realidade uma comparação quantitativa não faria muito

sentido. No entanto, de maneira a minimizar estes efeitos, procurou-se, aquando do

dimensionamento das cargas a aplicar nos ensaios das vigas EBR e NSM, garantir que ambas

apresentavam uma taxa semelhante da capacidade resistente em uso. Com isto, poderá fazer-

se uma breve análise comparativa entre os resultados de ambas as técnicas aplicadas.

Regra geral, e analisando pares de vigas EBR e NSM com o mesmo sistema de protecção ao

incêndio aplicado (tabela 5.6), verifica-se que as vigas reforçadas pela técnica NSM

apresentam resistências ao fogo superiores.

Tabela 5.6. Tempos de resistência ao incêndio das vigas EBR vs. NSM.

Sistema de protecção EBR vs. NSM-E [min] EBR vs. NSM-C [min]

0 2 vs. 17 (+ 850%) 2 vs. 17 (+ 850%)

25-0-25 15 vs. 33 (+ 220%) 15 vs. 22 (+ 146%)

25-25-25 19 vs. 90 (+ 473%) 19 vs. 84 (+ 443%)

50-25-50 39 vs. 114 (+ 292%) 39 vs. 90 (+ 231%)

Por observação da tabela 5.6, verifica-se também que para as vigas sem sistema de protecção

aplicado, o tempo de resistência ao incêndio das vigas NSM em relação à viga EBR é 850%


134

superior, sendo este o par com diferenças mais acentuadas. Quanto aos restantes pares de

vigas, embora se mantenha a diferença no tempo de resistência ao incêndio, esta tende a

atenuar-se com o aumento do sistema de protecção. Esta comparação mostra que nas vigas

EBR a protecção na sua zona de ancoragem é mais importante do que nas vigas NSM. Por

outro lado, nas vigas NSM, a protecção na zona central assume um papel de maior relevância

em relação à protecção nas zonas de ancoragem.

Pela análise da tabela 5.5 verifica-se que as temperaturas nas zonas de ancoragem no instante

de rotura do sistema de reforço são bastante superiores nas vigas NSM em relação às vigas

EBR. Pese embora o facto de as vigas EBR e NSM, com o mesmo sistema de protecção e resina

aplicados, estarem em condições semelhantes de exposição, a temperatura para a qual ocorre

a rotura do sistema de reforço é substancialmente superior nas vigas NSM. Este aspecto pode-

se dever à protecção extra dada pelo confinamento garantido pelo betão e ao maior atrito

mobilizado pelo sistema NSM.

Quanto às restantes vigas EBR, que não se encontram presentes na tabela 5.6, decidiu-se não

se realizar uma análise comparativa com as vigas NSM ou por terem como adesivo de colagem

uma resina com uma temperatura de transição vítrea bastante superior às vigas NSM, ou por

apresentarem geometrias do sistema de protecção diferentes.

Em síntese, as vigas com protecção lateral garantiram um tempo de resistência ao incêndio

superior às vigas sem protecção lateral. Na técnica NSM a utilização de adesivo epóxido

garantiu tempos de resistência ao incêndio e temperaturas no adesivo no momento da rotura

superiores. Nas vigas NSM verificou-se também que, embora as zonas de ancoragem tenham

um papel importante no funcionamento do sistema de reforço, não se deverá desprezar o

papel para a resistência inicial da viga que a zona central da viga também tem, devendo-se

protegê-la.

5.6 - Regulamentação e campo de aplicação

Desde 1 de Janeiro de 2009 que se encontra em vigor o Decreto-Lei n.º 220/2008, de 12 de

Novembro [5.2], que estabelece o Regime Jurídico de Segurança Contra Incêndio em Edifícios

(SCIE). Neste documento, estão definidos um conjunto de critérios que deverão ser

respeitados quanto à aplicação de determinados materiais e quanto à resposta das estruturas

em situação de incêndio.

Não obstante a reduzida dimensão das vigas estudadas, muito menor do que as vigas utilizadas

em aplicações correntes, optou-se por realizar o exercício teórico de verificar se estas

cumprem os requisitos definidos no regulamento de segurança contra incêndios em edifícios.

O regulamento em vigor exige que sejam cumpridos um determinado número de critérios. No

entanto, para o caso, só se consideraram aqueles que foram passíveis de serem observados

durante os ensaios de resistência ao fogo.


135

A classificação de desempenho de resistência ao incêndio padrão para produtos de construção

atende aos seguintes parâmetros, dependendo do elemento de construção em questão:

R — capacidade de suporte de carga;

E — estanquidade a chamas e gases quentes;

I — isolamento térmico;

W — radiação;

M — acção mecânica;

C — fecho automático;

S — passagem de fumo;

P ou PH — continuidade de fornecimento de energia e ou de sinal;

G — resistência ao fogo;

K — capacidade de protecção contra o fogo.

Os produtos de construção podem ser classificados consoante os requisitos supracitados, no

entanto, é necessário determinar a sua aplicação de modo a definir que classificações se

deverão respeitar. Definiu-se que as vigas em estudo elementos com funções de suporte de

carga e de compartimentação resistente ao fogo em pavimentos e coberturas, sendo que para

estes os critérios a respeitar são R, E e I.

As classificações atribuídas aos critérios REI são uma gama de valores correspondentes ao

tempo, expresso em minutos, durante o qual os critérios supracitados são respeitados.

Existem 9 gamas de classificações, sendo elas 15, 20, 30, 45, 60, 90, 120, 280 e 240.

A mesma regulamentação define a altura máxima do edifício de habitação onde o elemento

pode ser utilizado, de acordo com a sua resistência ao fogo. Elementos estruturais que

respeitem o critério R 30 (mantêm a resistência estrutural durante 30 minutos de exposição ao

fogo) podem ser aplicados em edifícios até 9 metros de altura e um piso abaixo daquele onde

se situa o acesso principal para as equipas de bombeiros (piso de referência); elementos

estruturais que respeitem o critério R 60 podem ser utilizados em edifício até 28 metros e 3

pisos abaixo do piso de referência; elementos estruturais que respeitem R 90 podem ser

utilizados em edifícios até 50 metros de altura e 5 pisos abaixo do piso de referência; e, por

fim, elementos que respeitem R 120 podem ser utilizados em edifícios de habitação com altura

superior a 50 metros e mais de 5 pisos abaixo do plano de referência [5.3].

Nas figuras 5.30 e 5.31 apresentam-se os resultados dos tempos de rotura dos laminados de

CFRP das vigas EBR e NSM, respectivamente.


136

Figura 5.30. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas EBR.

Figura 5.31. Tempos até à rotura do sistema CFRP das vigas NSM.

Por observação das figuras 5.30 e 5.31 e tendo em conta as classificações presentes no

regulamento de segurança contra incêndios e edifícios, determinaram-se as classificações das

vigas ensaiadas. Na tabela 5.7 apresentam-se as classificações das vigas EBR e NSM.

2 15 19 39 65 44 62 700

10

20

30

40

50

60

70

80

Tem

po

até

à r

otu

ra d

o

sist

em

a C

FRP

(m

in)

17 17 33 22 90 84 114 900

20

40

60

80

100

120

Tem

po

até

à r

otu

ra d

o

sist

em

a C

FRP

(m

in)


137

Tabela 5.7. Classificação das vigas EBR e NSM de acordo com a resistência ao incêndio.

Viga Classificação

EBR -

EBR-25-0-25 REI15

EBR-25-25-25 REI15

EBR-50-25-50 REI30

EBR-50-25-50-Tg-L REI60

EBR-50-25-50-Tg+S&P-L REI30

EBR-75-25-75-L REI60

EBR-75-50-75-L REI60

NSM-E REI15

NSM-C REI15

NSM-E-25-0-25 REI30

NSM-C-25-0-25 REI20

NSM-E-25-25-25 REI90

NSM-C-25-25-25 REI60

NSM-E-50-25-50 REI90

NSM-C-50-25-50 REI90

De um modo conservativo, considera-se que o instante em que as vigas perdem a capacidade

de manter a sua resistência estrutural (valor que define a classificação R) corresponde ao

momento da rotura do reforço. De facto, após a realização dos ensaios, as vigas ainda tinham

alguma capacidade resistente. A rotura do reforço está associada a um aumento brusco das

solicitações da secção de betão armado, podendo levar ao colapso da viga, razão pela qual se

optou por considerar o instante da rotura do reforço como o valor que define a classificação R.

Quanto aos critérios de estanqueidade e isolamento, verificou-se, aquando da realização dos

ensaios, que estes eram cumpridos durante o tempo de ensaio até à sua rotura. Deste modo, a

classificação obtida no critério R é a mesma para os critérios E e I.

Verifica-se que a viga EBR, sem sistema de protecção aplicado, não apresenta classificação,

uma vez que não suportou as solicitações durante tempo suficiente para obter a classificação

mínima REI15. Verifica-se, também, que nenhuma viga do conjunto ensaiado poderia ser

aplicada num edifício com mais de 50 metros de altura e 5 pisos enterrados.

5.7 - Síntese de resultados

Neste ponto do trabalho apresenta-se uma síntese dos resultados e ensinamentos obtidos de

todos os ensaios realizados. Para o caso resumem-se algumas conclusões realizadas no

decorrer do capítulo 5.

Na realização da presente campanha experimental verificou-se a importância que a aplicação

do sistema de protecção ao fogo tem. Para as vigas EBR conclui-se a superior relevância que a


138

protecção ao fogo nas zonas de ancoragem tem, em comparação, com as zonas centrais da

viga. Este diferença não é tão notória nos ensaios das vigas NSM uma vez que, para estas, o

laminado se encontra mais protegido do calor pelo betão e resina circundante. Tem-se como

exemplo o facto da viga EBR sem protecção ter resistido ao incêndio durante 2 minutos,

enquanto as vigas NSM-E e NSM-C, ambas sem protecção, terem resistido ao incêndio cerca de

17 minutos. Com os resultados obtidos, é possível confirmar a superioridade no

comportamento e desempenho ao fogo que a técnica de reforço NSM tem sobre a técnica

EBR.

Com a utilização da resina epóxida S&P e a resina cimentícia nos ensaios das vigas NSM, foi

possível verificar o superior desempenho da resina epóxida sobre a cimentícia. De facto, quer

nas suas propriedades mecânicas quer no desempenho ao fogo a primeira é superior. No caso

das vigas NSM-E e NSM-C, ambas sem protecção ao fogo, a diferença não é notória, visto que

ambas resistiram ao fogo o mesmo tempo (17 minutos) embora com valores de temperaturas

no adesivo de colagem no instante de rotura do sistema de reforço diferentes. À medida que a

geometria do sistema de protecção era alterado e a espessura deste era aumentado, verificou-

se que o tempo de resistência ao incêndio nas vigas coladas com resina epóxida era superior

em relação às vigas coladas com resina cimentícia.

Quanto à introdução da resina epóxida Araldite 2014 em dois ensaios das vigas EBR, notaram-

se algumas melhorias no comportamento mecânico e ao fogo em relação às restantes vigas

EBR coladas com o adesivo epóxido S&P. O facto de o adesivo epóxido Araldite 2014 possuir

uma temperatura de transição vítrea superior em relação ao adesivo epóxido S&P (85 ⁰C e 54

⁰C, respectivamente), bem como alguma propriedades mecânicas superiores, fez com que a

rotura do sistema de reforço, nas primeiras, se desse para tempos e temperaturas superiores

em relação às segundas.


139

5.8 - Bibliografia



[5.2] Decreto-Lei nº 220/2008; Regime Jurídico de Segurança Contra Incêndios em Edifícios, 12

Novembro 2008.




Dezembro, 2010.


140

6 – Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros

141

6 - Conclusões e perspectivas de desenvolvimentos futuros

No presente capítulo indicam-se as principais conclusões obtidas quer do estudo bibliográfico

quer da campanha experimental. Apresentam-se também perspectivas de temas, assuntos e

estudos científicos passíveis de virem a ser realizados no futuro com o intuito de aumentar o

conhecimento no domínio do estudo desenvolvido.

6.1 - Conclusões do trabalho realizado

Nas últimas décadas a utilização de materiais compósitos CFRP na construção civil, quer no

reforço de estruturas de betão armado quer em construções novas, tem sofrido um grande

aumento. Este aumento é justificado pelas inúmeras vantagens que os materiais CFRP

apresentam sobre os materiais tradicionais (madeira, betão e aço) de onde se destaca (i) a

elevada resistência à tracção, (ii) a elevada resistência à corrosão, (iii) a elevada resistência à

fadiga, (iv) a reduzida massa volúmica e (v) a facilidade de transporte e aplicação. Porém,

existem ainda alguns inconvenientes que impedem a total afirmação dos materiais CFRP no

reforço de estruturas. Entre as desvantagens existentes destacam-se (i) o elevado custo e (ii) a

susceptibilidade face a temperaturas elevadas. O facto de o incêndio ser uma acção de

projecto no dimensionamento de estruturas faz com que a aplicação de materiais CFRP seja

ainda algo contestada. Com esta problemática, surge a necessidade de aumentar o

conhecimento quanto ao comportamento destes materiais ao fogo e estudar novas e mais

eficientes maneiras de os proteger das temperaturas elevadas, sendo este o principal e mais

importante objectivo do presente trabalho.

O estudo bibliográfico realizado permitiu compreender de que maneira são afectados todos os

materiais envolvidos na aplicação de um sistema de reforço de estruturas de betão armado

com materiais CFRP. Verificou-se que as propriedades físicas e mecânicas dos materiais

compósitos CFRP, bem como da resina que os cola à estrutura de betão armado, são afectados

negativamente, reduzindo as suas propriedades quando sujeitos a temperaturas elevadas.

Quando a temperatura nos materiais atinge um valor que caracteriza o fenómeno de transição

vítrea destes materiais (50 ⁰C a 140⁰C), verifica-se a passagem de um estado vítreo para um

estado viscoso. A este fenómeno associa-se a perda de resistência do sistema de reforço,

pondo em risco a integridade e segurança da estrutura reforçada. Habitualmente, a

temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem (resina) é inferior à do material CFRP,

sendo a primeira, em situação de incêndio, a responsável pela perda de eficácia do sistema de

reforço. Deste modo, o dimensionamento do reforço da estrutura estará sempre limitado pela

capacidade resistente ao calor destes materiais. Tal facto, faz com que seja necessário

desenvolver sistemas que melhorem o comportamento e desempenho destes materiais,

nomeadamente sistemas de protecção ao incêndio com capacidade de proteger e retardar a

degradação do sistema de reforço.

O principal objectivo do presente trabalho constituiu no estudo do comportamento ao fogo de

vigas de betão armado reforçadas à flexão com laminados de carbono. Para esse efeito

estudou-se a influência e a relação entre as técnicas EBR e NSM, a influência de adesivos com


142

diferentes temperaturas de transição vítrea e natureza (epóxida e cimentícia) e a influência de

diversas geometrias de sistema de protecção no comportamento e desempenho do sistema de

reforço em vigas de betão armado. Nesse sentido, submeteu-se à acção de incêndio padrão

definido pela ISO 834, apenas na face inferior, um conjunto de 17 vigas enquanto lhes era

aplicado um carregamento de acordo com a combinação de acções em situação de incêndio,

presente no Eurocódigo 1.

De entre as 17 vigas ensaiadas, uma foi ensaiada sem qualquer tipo de protecção ao fogo, bem

como sem nenhum reforço estrutural à flexão, constituindo a viga de referência. De seguida,

ensaiaram-se 8 vigas de betão armado reforçadas à flexão por colagem de laminados de CFRP

na face sujeita à tracção (a inferior) pela técnica EBR. O adesivo utilizado para a colagem dos

laminados nesta técnica foi o epóxido, sendo que, no decorrer da campanha experimental, se

decidiu estudar também um adesivo epóxido com uma temperatura de transição vítrea

superior, optando por se realizar 2 dos 8 ensaios com este novo adesivo. As restantes 8 vigas

foram reforçadas com laminados de carbono de acordo com a técnica NSM, que consiste na

criação de rasgos ao longo da face sujeita à flexão da viga no interior dos quais são

introduzidos laminados de carbono. Destas 8 vigas, em 4 foi aplicado um adesivo epóxido,

enquanto nas restantes 4 foi aplicado um adesivo cimentício. O sistema de protecção utilizado

consistiu na aplicação de placas de silicato de cálcio no revestimento exterior das vigas, sendo

que este foi aplicado em 7 das 8 vigas EBR ensaiadas e em 6 das 8 vigas NSM ensaiadas,

garantindo sempre que se tinha vigas de referência, sem sistema de protecção aplicado, para

cada técnica de reforço e resina de colagem utilizados, com excepção do adesivo epóxido com

temperatura de transição vítrea elevada (Araldite 2014).

Os ensaios ao fogo realizados às vigas sem sistema de protecção aplicado (EBR, NSM-E e NSM-

C) revelaram a esperada susceptibilidade que o sistema de reforço apresenta quando sujeito a

temperaturas elevadas. De facto, obteve-se 2 min e 17 min de resistência ao fogo para a viga

EBR e para as vigas NSM-E e NSM-C, respectivamente, sendo estes valores muito reduzidos e

incapazes de garantir uma evacuação de um edifício em segurança. Com a realização destes 3

ensaios, e os restantes 14, verificou-se que o forno utilizado não aquecia de uma forma

homogénea. De facto, através das leituras registadas pelos termopares no interior e exterior

do forno, foi possível concluir que o forno na sua zona central aquece e tem temperaturas

mais elevadas que nas suas extremidades, junto às paredes. Verificou-se também que a zona

direita do forno aquece mais que a zona esquerda, sendo constante o registo de temperaturas

no lado direito da viga ser superior em relação ao lado esquerdo.

Com a reconhecida presença de temperaturas superiores na zona central do forno, também a

zona central da viga é a mais afectada. Tal faz com que a resina responsável pela transmissão

de tensões entre o betão e os laminados esteja mais exposta e atinja mais rapidamente a sua

temperatura de transição vítrea na zona central. À medida que a temperatura vai

aumentando, a resina vai ficando mais viscosa na zona central da viga, começando a perder a

sua rigidez e havendo um incremento de deslocamentos e consequente redistribuição de

tensões para as extremidades do laminado, desenvolvendo-se então um comportamento do

tipo ‘tirante’. Com o aumento de tensões nas zonas de ancoragem acaba por se atingir o limite

de resistência a tensões de corte, sendo que nesse momento o sistema de reforço parte, por

arrancamento do betão, perdendo a sua eficácia.


143

Nos ensaios de resistência ao fogo em que se aplicou sistema de protecção (placas de silicato

de cálcio) verificou-se o mesmo modo de rotura, por arrancamento do betão. No entanto, com

a presença do sistema de protecção, as taxas de aquecimento no interior e exterior das vigas

reduziu-se. De facto, regra geral, com o aumento da espessura do sistema de protecção, o

tempo de resistência ao incêndio também aumentou.

No caso das vigas EBR, confirmou-se a importância que a zona de ancoragem do laminado tem

sobre o comportamento e desempenho geral do sistema de reforço. Sendo toda a extensão de

resina susceptível de ser afectada pela temperatura e, como tal, devendo ser totalmente

protegida, verificou-se que a zona de ancoragem era a mais susceptível. De facto, com o

aumento de protecção desta zona crítica, registaram-se maiores ganhos de resistência ao fogo

quando se protegeu esta zona em comparação com a protecção da zona central. Nas vigas

NSM verificou-se o contrário. Embora toda a extensão de resina deva, também, ser protegida,

quando se aumenta a espessura do sistema de protecção na sua zona central ao invés de

aumentar apenas nas extremidades, as zonas de ancoragem, garantem-se ganhos de

resistência ao fogo superiores.

A realização destes ensaios de resistência ao fogo mostrou que é possível tirar partido da

resistência do sistema de reforço mesmo quando em grande parte da sua extensão se atingem

temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea do adesivo de colagem. Tendo em

conta que os regulamentos e normativas utilizados para o dimensionamento do sistema de

reforço estabelecem que só se deverá contar com a contribuição da resistência do sistema de

reforço até se atingir a temperatura de transição vítrea, verifica-se que estes são demasiado

conservativos. De facto, verificou-se na totalidade dos ensaios, que a rotura do sistema de

reforço só ocorria em momentos para os quais grandes extensões da resina já se encontravam

a temperaturas superiores à temperatura de transição vítrea. Verificou-se ainda, nos ensaios

cujo sistema de protecção era mais volumoso, que a mesma extensão de resina permanecia

largos períodos de tempo acima da temperatura de transição vítrea até se atingir a rotura do

sistema de reforço.

Para as vigas EBR, e tendo em conta o seu comportamento como ‘tirante’ já descrito, registou-

se que a rotura do sistema de reforço só acontecia quando pelo menos uma das zonas de

ancoragem apresentava temperatura média acima da temperatura de transição vítrea da

resina, sendo o modo de rotura por arrancamento do betão. O arrancamento do betão deu-se,

por norma, do lado direito da viga, sendo esse o lado que aquecia mais rápido e, como tal,

atingia a temperatura de transição vítrea da resina mais rapidamente.

Quanto às vigas NSM, verificou-se que estas apresentavam temperaturas na resina, aquando

do momento da rotura do sistema de reforço, substancialmente superiores à temperatura de

transição vítrea da resina. Este facto é justificado pela maior resistência a temperaturas

elevadas oferecidas pela técnica NSM. Na técnica NSM consegue-se mobilizar maior atrito

entre o laminado e o betão envolvente em relação à técnica EBR. Como tal, obtêm-se maiores

resistências mecânica e ao incêndio.

Com a análise comparativa entre as técnicas EBR e NSM, em condições semelhantes de

protecção e incêndio, verificou-se que a técnica mais resistente ao incêndio é a técnica NSM.

No caso de vigas sem sistema de protecção aplicado assistiu-se a um aumento de 850% no


144

tempo de resistência ao incêndio das vigas NSM-E e NSM-C em relação à viga EBR. À medida

que se aumentou o sistema de protecção, os tempos de resistência ao incêndio das vigas NSM

em relação às vigas EBR mantiveram-se superiores. Porém, a percentagem de aumento

diminuiu, indicando que com a aplicação de sistemas de protecção mais volumosos e, como

tal, durações superiores de ensaio, a diferença entre as técnicas vai-se esbatendo.

Nos ensaios realizados foi possível identificar dois tipos de resposta mecânica diferentes

consoante a técnica de reforço utilizada. Embora as vigas reforçadas pela técnica EBR e pela

técnica NSM tenham apresentado comportamento semelhante antes da rotura do sistema de

reforço, após e no momento da rotura os comportamentos diferiram. À medida que os ensaios

se aproximaram do momento de rotura do sistema de reforço, verificou-se uma perda

generalizada de rigidez, traduzida pelo aumento de deslocamentos a meio vão, até se atingir a

rotura. Na técnica EBR, quando se atingiu a rotura do sistema de reforço, verificou-se um

aumento instantâneo de deslocamentos e perda de rigidez. Como tal, o instante de rotura do

sistema de reforço nas vigas EBR foi dado pelos dois patamares de rigidez do sistema, um

imediatamente antes e outro imediatamente após o incremento instantâneo de

deslocamentos e pelo próprio incremento instantâneo de deslocamentos. No caso das vigas

NSM, assistiu-se a um fenómeno diferente. Nestas últimas vigas, verificou-se a existência de

dois instantes de aumento instantâneo de deslocamentos, com os respectivos três patamares

de rigidez. Os dois aumentos verificados são justificados pelo descolamento ou rotura de cada

um dos dois laminados utilizados no reforço da viga, sendo que a rotura do sistema de reforço

foi considerada apenas no segundo aumento instantâneo de deslocamentos.

6.2 - Perspectivas de desenvolvimentos futuros

No decorrer da campanha experimental foram-se encontrando alguns problemas e

dificuldades que, à medida que iam sendo superadas, levantavam novas questões. Neste

ponto do trabalho sugerem-se alguns aspectos do presente estudo passíveis de serem

estudados mais aprofundadamente, bem como matérias que podem ser consideradas em

desenvolvimentos futuros:

Estudos experimentais semelhantes ao realizado no presente documento com a

colocação de mais termopares na interface betão-laminado. Com estes será possível

confirmar as conclusões obtidas em relação ao modo de rotura do sistema de reforço,

bem como obter um perfil de temperaturas longitudinal das vigas no instante de

rotura mais completo. Com os resultados obtidos poder-se-ia determinar que

percentagem de adesivo já se encontrava com temperaturas superiores à

temperatura de transição vítrea no instante da rotura.

Estudo do comportamento ao incêndio de vigas de betão armado reforçadas à flexão

com laminados de CFRP colados com adesivo epóxido de temperatura de transição

vítrea elevada. A utilização do adesivo Araldite 2014 deixou bons indícios quanto ao

seu comportamento mecânico e a temperaturas elevadas quando aplicado nas

condições do presente estudo. Embora este não seja indicado para colagem de

material CFRP ao betão, as conclusões dos ensaios realizados sugerem que esta


145

aplicação tem potencial, tendo apresentado resultados superiores ao adesivo epóxido

convencional.

Estudos experimentais em que a exposição ao incêndio nas vigas de betão armado

reforçadas à flexão com laminados de carbono se faça em três faces. De facto, na

construção corrente, a solução mais adoptada passa ainda pela laje vigada, em que a

viga estará visível em três faces sendo, portanto, em caso de incêndio, afectada pelo

fogo nessas três faces. A conjugação das três faces de aquecimento faz com que o

interior da viga aqueça mais rapidamente, podendo levar a roturas mais rápidas em

relação ao presente estudo.

Estudo do comportamento ao incêndio de vigas de betão armado reforçadas à flexão

por laminados de carbono segundo a técnica EBR com novos métodos de fixação.

Estando o modo de rotura das vigas EBR compreendido e o correspondente

comportamento como ‘tirante’ identificado, meios que visem aumentar a capacidade

resistente nas zonas de ancoragem poderão ser benéficos e garantir maiores tempos

de resistência ao fogo. Entre os métodos de fixação destaca-se a fixação mecânica por

aplicação de chapa metálica aparafusada nas extremidades do laminado.

Com a crescente evolução da ciência e dos materiais, é interessante ponderar a

aplicação de novos materiais no sistema de protecção ao incêndio. O

desenvolvimento de novos sistemas de protecção ao incêndio, que permitam

minimizar as espessuras de material protector a aplicar e alterar a geometria do

sistema de protecção é um dos desenvolvimentos futuros que se poderão realizar.

Estudos experimentais de comportamento ao fogo de outros elementos de betão

armado reforçados com material CFRP. Destaca-se o reforço por encamisamento de

pilares, sendo que se considera útil o desenvolvimento e estudo do comportamento

do sistema de protecção a aplicar nestes casos.

Estudar o comportamento ao incêndio de outros tipos de construção reforçados com

material CFRP. Com o crescente aumento da preocupação de recuperar edifícios

antigos, surge a necessidade de compreender como corresponderia uma estrutura de

madeira e alvenaria resistente reforçada com material CFRP ao incêndio.

Estudar experimentalmente novas geometrias de laminado de carbono a aplicar no

reforço de vigas de betão armado à flexão pela técnica EBR. Com novas geometrias de

sistema de reforço será possível reduzir as tensões de corte presentes nas zonas de

ancoragem, garantindo ganhos na capacidade resistente das estruturas e,

possivelmente, no tempo de resistência ao fogo.

Com o desenvolvimento dos temas referidos, será possível aumentar o conhecimento

sobre o comportamento ao fogo de vigas e outros elementos de betão armado reforçados com

material CFRP.


146

Anexos

147

Anexos

Anexo I - Resultados dos ensaios mecânicos a provetes de betão.

Tabela I. Resultados dos ensaios de compressão nos cubos.

Cubos [nº] Massa [g] Força [KN] fci [MPa]

1 7871,0 g 642,9 KN 28,57

2 7892,1 g 653,3 KN 29,04

3 7967,8 g 685,7 KN 30,48

4 7924,5 g 673,9 KN 29,96

5 7989,6 g 660,7 KN 29,36

fcm,28dias [MPa] 29,48

Sn [MPa] 0,7493

Tabela II. Resultados dos ensaios de compressão diametral para determinação da resistência à tracção do betão.

Cilindro [nº] Massa [g] Força [KN] fcti [MPa]

1 12725,5 158,5 2,24

2 12737,2 170,5 2,41

3 12643,1 153,3 2,17

4 12662,2 168,2 2,38

5 12658,9 144,7 2,05

fctm,28dias [Mpa] 2,25

Sn [Mpa] 0,151


148

Anexo II - Descrição detalhada da resposta térmica das vigas.

Viga RC

O termopar T1, sendo o termopar colocado à superfície do betão na secção mais

próxima do incêndio, é o que apresenta um andamento de temperaturas mais próximo da

curva de incêndio padrão.

Por observação do diagrama tempo-temperatura da viga RC (figura 5.2), verifica-se

que os termopares T2 e T3 apresentam um andamento de temperaturas muito semelhante.

Este facto, de acordo com a disposição dos termopares na secção de meio vão (figura 4.17),

está correcto, uma vez que ambos se encontram em posições simétricas em relação ao eixo da

viga (armadura longitudinal inferior), sendo expectável que registem a mesma temperatura.

Figura II.1. Diagrama tempo-temperatura da viga RC.

Quanto aos termopares T4 e T6, ambos colocados no betão, para períodos

diferentes, verifica-se uma estagnação da temperatura em cerca de 100 °C. Este fenómeno é

facilmente explicado pela evaporação da água livre no betão. Quando o betão atinge a

temperatura de 100 °C, temperatura à qual a água evapora, inicia-se um processo de

desidratação do betão, em que a temperatura estagna, uma vez que mesmo que se forneça

mais energia a essa secção de betão, ela só aumentará de temperatura quando toda a água for

evaporada. No entanto, as secções mais próximas do incêndio continuam a aumentar de

temperatura no mesmo período, aumentando também o diferencial de temperaturas entre

essas secções.

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0 20 40 60 80 100 120

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

Tg

Anexos

149

Viga EBR

Na figura 5.3 apresenta-se a evolução das temperaturas no interior da viga EBR, e no

seu desenvolvimento longitudinal. Por observação da mesma, retira-se que os termopares

localizados na interface betão-laminado (T9 a T14) apresentam uma evolução das

temperaturas bastante semelhante até aos 2 minutos de ensaio. Embora tenham diferenças

de 40 °C, entre o mais quente e o mais frio, aos 2 minutos de ensaio, estas não são relevantes

uma vez que neste período o forno ainda não estabilizou a sua temperatura nem está

concordante com a curva teórica adoptada para o incêndio. Há, no entanto, a destacar o facto

de os termopares colocados mais ao centro do forno apresentarem temperaturas ligeiramente

maiores, embora estejam em condições semelhantes de exposição.

Figura II.2. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR.

Quanto aos termopares colocados no interior da viga na secção de meio vão (T1 a T6)

as temperaturas estão todas de acordo com o esperado. Os termopares mais próximos da face

exposta ao incêndio apresentam temperaturas, para o mesmo instante, superiores às

restantes. Como se pode observar na figura 5.3, o andamento da temperatura no termopar T1

é bastante similar à apresentada pelo termopar T8, dada proximidade entre ambos, no

entanto, e como seria de esperar, o termopar T8 sempre com temperaturas superiores.

Destaca-se, novamente, o facto do termopar T4 estagnar a evolução da temperatura

nos 100 °C, estando este fenómeno associado à evaporação da água livre do betão, como foi

explicado na viga RC.

A partir dos 2 minutos de ensaio assiste-se a uma subida generalizada dos termopares

T9 e T10. Determinou-se que o instante de rotura do sistema de reforço da viga EBR se dá aos

2 minutos, como tal a subida de temperaturas do termopar T9 e T10 poderá ser justificada

com este facto. Uma vez que os termopares simétricos em relação à secção de meio vão da

viga (T13 e T14), não apresentam um aumento na sua taxa de aquecimento, pode-se concluir

que o laminado se descolou na extremidade esquerda da viga, deixando expostos os

0

100

200

300

400

500

600

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

Rotura do laminado

Tg


150

termopares desse lado (T9,T10 e T11). Verificou-se que os termopares mais interiores atingem

temperaturas ligeiramente mais elevadas.

Viga EBR-25-0-25

A diferença entre a viga EBR e a viga EBR-25-0-25, prende-se com a colocação de um

sistema de protecção ao fogo sobre as zonas de ancoragem. Procurou garantir-se que o calor

atravessasse a mesma quantidade de material de protecção na direcção vertical e na direcção

horizontal, daí as dimensões escolhidas para as placas de silicato de cálcio. Tendo a viga EBR-

25-0-25 um sistema de protecção ao incêndio colocado, era expectável que o tempo de

resistência ao incêndio aumentasse e que a taxa de aquecimento nas zonas de ancoragem

diminuísse.

Como se pode observar pela figura 5.4, as temperaturas dos termopares nas zonas de

ancoragem (T9 a T14) apresentam taxas de aquecimento bem inferiores às registadas no

ensaio da viga EBR. Para o caso, verifica-se que possuem todas um crescimento semelhante

entre si, e mais semelhante ainda com os seus pares simétricos (T9 e T14, T10 e T13, T11 e

T12). No entanto, há a destacar a temperatura superior que o par T11 e T12 apresenta em

relação aos outros. Isto poderá dever-se à questão do forno estar realmente mais quente em

zonas mais interiores, bem como sobre acção directa da chama dos queimadores, uma vez que

estes ao injectarem gás projectam a chama para zonas mais centrais do forno. Deste modo,

zonas mais periféricas, junto às paredes do forno, não recebem a acção directa da chama ou

do calor adicional pelo facto de estarem acima desta.

Figura Error! Use the Home tab to apply 0 to the text that you want to appear here.3. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR 25-0-25.

Quanto às temperaturas no interior da viga, verifica-se que os termopares T2 e T3,

ambos colocados na armadura longitudinal inferior, apresentam temperaturas similares.

Quanto ao T4 denota-se, mais uma vez, a sua estagnação na temperatura de 100 °C até se dar

a total evaporação da água livre do betão. Quanto ao T1, é importante referir que segue uma

Anexos

151

distribuição de temperaturas semelhante ao T8, com a particularidade de não apresentar

certas oscilações que este apresenta. Estas oscilações deverão ser criadas pela activação e

desactivação dos queimadores na tentativa do forno seguir a curva teórica de incêndio padrão.

Este acontecimento leva a que, em certos instantes, exista um rápido arrefecimento, uma vez

que nesta gama de temperaturas, um corte no fornecimento de calor leva a arrefecimentos

muito mais rápidos que numa gama de temperaturas mais baixa. No instante de rotura do

sistema de reforço (15 minutos de ensaio) não se identificou nenhuma variação brusca nas

temperaturas registadas pelos termopares.

Viga EBR-25-25-25

Na figura 5.5 mostra-se o andamento das curvas tempo-temperatura registado pelos

termopares da viga EBR-25-25-25. No presente ensaio, ensaiou-se uma viga totalmente

protegida por uma placa de silicato de cálcio, em que se introduziu um termopar (T15) na

interface laminado-protecção, na secção de meio vão.

Figura II.4. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-25-25-25.

Neste ensaio, é de destacar que nos primeiros 5 minutos de ensaio, todos os

termopares não apresentam variações significativas de temperatura. Numa altura em que o

forno já se encontrava a temperaturas da ordem dos 500 °C, a placa de silicato de cálcio

garante um bom isolamento, com um diferencial de temperaturas de 480 °C em apenas 2.5

centímetros. Após este período inicial, assiste-se a um aumento generalizado das

temperaturas, com as leituras do termopar T15 a serem as mais elevadas, e as com taxa de

aquecimento superior. Este facto era esperado dada a localização menos protegida deste

termopar.

O andamento da curva T8 acompanha razoavelmente bem a curva T15, com a devida

diferença de temperaturas, uma vez que o termopar T8 se apresenta melhor protegido que

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 5 10 15 20 25 30 35

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


152

T15, estando o primeiro embebido no adesivo debaixo do laminado e o segundo por cima do

laminado. Quanto às temperaturas registadas pelos restantes termopares embebidos no

adesivo (T9 a T14), há que destacar o andamento mais lento dos termopares colocados à

esquerda na viga (T9 a T11). De facto, neste ensaio, assiste-se que em cada momento, existe

um crescendo de temperaturas da esquerda para a direita, T9 mantendo-se sempre mais frio

em relação a T10 e T11, e T11 sempre mais quente em relação a T9 e T10.

Quanto às temperaturas registadas pelos termopares no interior da viga (T1 a T6), é de

referir que o que atingiu maiores temperaturas foi o T1, o que seria expectável. O que não

seria expectável é o facto de o T1 ter registado temperaturas sempre superiores às de

termopares colocados no exterior da viga, supostamente menos protegidos, tais como o T9, o

T10 e o T11.

No minuto 19 assistiu-se a uma variabilidade nas leituras de temperatura. De facto, a

partir deste instante (coincidente com a rotura do sistema de reforço da viga EBR 25-25-25), as

temperaturas registadas pelos termopares T12 a T14 apresentam aumentos na sua taxa de

aquecimento. Isto indica que aquando da rotura do sistema de reforço estes termopares

ficaram expostos, sugerindo que o laminado se descolou no lado direito da viga.

Viga EBR-50-25-50

Na figura 5.6 apresenta-se o diagrama de tempo-temperatura do ensaio à viga EBR-50-

25-50. Quanto às temperaturas no interior da viga, como esperado, todos os termopares

colocados mais próximos da face sujeita ao incêndio apresentam temperaturas superiores às

restantes. Deste modo, verifica-se um aumento de temperaturas da face superior da viga para

a inferior.

Quanto às temperaturas registadas no termopar T15, verifica-se que por volta dos 30

minutos de ensaio, antes da rotura do sistema de reforço da viga, que ocorreu aos 39 minutos,

assiste-se a um aumento do seu ritmo de aquecimento. Dada a localização deste termopar, é

expectável que este acontecimento se deva à quebra do sistema de protecção na zona central

da viga. Uma vez que a protecção de silicato de cálcio não é tão deformável como a viga

reforçada e está obrigada a acompanhar os mesmos deslocamentos (colada e fixada

mecanicamente), terá acabado por partir, expondo o termopar T15.

Quanto à relação entre as temperaturas em T8 e T1, nota-se que embora T1 esteja

mais protegido que T8 e, como tal, deva apresentar temperaturas inferiores, em certos

momentos do ensaio isto não se verificou. Este facto poderá estar relacionado com a

fendilhação da viga na zona do termopar T1, permitindo a entrada de calor para o mesmo. É

importante referir que no momento da rotura do sistema de reforço da viga, as temperaturas

dos termopares T8, T12, T13 e T14, sofreram um aumento da sua taxa de aquecimento.

Anexos

153

Figura II.5. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50

Verifica-se, mais uma vez, que as temperaturas registadas no lado esquerdo do forno

(T9 a T11) são inferiores às registadas no lado direito do forno (T12 a T14).

Viga EBR-75-25-75-L

Na figura 5.9 mostra-se o diagrama tempo-temperatura do ensaio da viga EBR-75-25-

75-L (L de protecção lateral). Como era esperado, através da aplicação da protecção lateral,

conseguiu-se aumentar significativamente o tempo até se atingir a rotura do sistema de

reforço (para 65 minutos). É de referir que não foi possível obter leituras no termopar T13.

Quanto às leituras no interior da viga, denotou-se um abrandamento na taxa de

aquecimento em relação às vigas sem protecção lateral. A título de exemplo, o termopar T2 no

ensaio com 50-25-50 de geometria do sistema de protecção atingia a temperatura de 80 °C

por volta dos 33 minutos de ensaio, enquanto para a presente geometria do sistema de

protecção essa temperatura só foi atingida após cerca de 60 minutos de ensaio.

De facto, quer no interior quer no exterior da viga, as temperaturas registadas pelos

termopares tendem a sofrer um abrandamento com a colocação da protecção lateral.

Também para os termopares T9 a T14 se registaram fenómenos semelhantes ao descrito. Após

a rotura do sistema de reforço da viga (65 minutos), assiste-se a um aumento generalizado das

temperaturas no exterior da viga, sendo estas mais expressivas no lado direito do forno (T14).

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


154

Figura II.6. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-25-75-L.

Na figura 5.9 é visível que por volta do minuto 50 ocorreu um aumento da taxa de

aquecimento dos termopares T11 e T12. Sendo estes os termopares colocados na interface

betão-laminado na zona mais próxima do centro da viga, tendo em conta que estão na zona de

ancoragem, este acontecimento poderá ser justificado pela falha da protecção na zona das

ancoragens, quer por descolamento de alguma placa colocada na face inferior da viga quer por

descolamento da protecção lateral.

Viga EBR-75-50-75-L

Na figura 5.11 apresenta-se os resultados das leituras dos termopares para a viga EBR-

75-50-75-L (L de protecção lateral). Neste ensaio não se conseguiu obter leituras nos

termopares T3 e T5.

De facto, como se pode verificar através da figura 5.11, a introdução da protecção

lateral na viga fez uma grande diferença, em relação à geometria do sistema de protecção

anterior, nos resultados obtidos. Além de o tempo de rotura do sistema de reforço ter

aumentado para 70 minutos, registou-se a um aumento geral das temperaturas a uma taxa

mais reduzida, quer no interior da viga quer no exterior, em relação ao ensaio com o sistema

de protecção 75-25-75-L.

Quanto às temperaturas registadas pelos termopares no interior da viga (T1 a T6)

verifica-se que, embora a taxa de aquecimento seja inferior e, como resultado, o tempo de

resistência ao incêndio tenha aumentado, as temperaturas no momento da rotura do sistema

de reforço mantiveram-se semelhantes, bem como o aumento de temperatura, após rotura do

sistema de reforço, dos termopares T8, T13, T14 e T15. O termopar T12 apresentou um

comportamento irregular após a rotura do sistema de reforço, não aumentando de

temperatura ao mesmo ritmo que os T13 e T14, como seria de esperar.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

Anexos

155

Figura II.7. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-75-50-75-L.

Viga EBR-50-25-50-Tg-L

A realização deste ensaio foi motivada pelo interesse em estudar o desempenho de

um adesivo com uma temperatura de transição vítrea consideravelmente superior ao normal

(85 °C vs. 54 °C). Para o caso, realizou-se um ensaio igual ao EBR-50-25-50, sendo as únicas

diferenças a aplicação da nova resina, daí o Tg na designação do ensaio, e a aplicação da

protecção lateral que, há data do ensaio, já se demonstrava necessária. Na figura 5.12

apresenta-se os resultados das leituras dos termopares para o ensaio EBR-50-25-50-Tg-L. É de

referir que tanto o termopar T2 como o termopar T5, apresentaram erros de leitura, como tal,

não estão representados no gráfico.

As temperaturas no interior da viga evoluíram como seria esperado. De facto, mesmo

com a ausência de leituras dos termopares T2 e T5, é possível traçar um perfil de temperatura

crescente quanto mais próximo se está da face exposta ao incêndio. A destacar-se ainda o

termopar T4, que estabiliza a sua temperatura em 100 °C, estando este facto relacionado com

a evaporação da água livre do betão anteriormente explicado.

A evolução das temperaturas no termopar T1, T8 e T15 está, também ela, coincidente

com o que era esperado. Assiste-se a um crescimento da temperatura no termopar T15,

semelhante à evolução da temperatura no interior do forno, fazendo-o, no entanto, a um

ritmo mais reduzido. Visto que os termopares T8 e T1 se encontram colocados exactamente na

mesma secção e linha que o T15, estando separados apenas por camadas de material, é

expectável que estes apresentem comportamentos semelhantes, o que acontece. Verifica-se

que apresentam um crescimento igual entre si, diminuindo o ritmo de aquecimento à medida

que se encontram mais protegidos por camadas de material. De facto, é possível notar as

mesmas oscilações no crescimento, sendo que o T15 é o que apresenta maiores oscilações por

ser o colocado mais próximo do incêndio.

0

20

40

60

80

100

120

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T4

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


156

Figura II.8. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg-L.

Quanto aos termopares colocados no exterior da viga, no sentido longitudinal desta

(T9 a T14), denota-se que os simétricos entre si em relação ao eixo central da viga apresentam

temperaturas bastante similares. Os termopares T10 e T13 e os T11 com T12, apresentam o

mesmo andamento, chegando as suas curvas a sobreporem-se. Já o T9 e o T14, embora

apresentem curvas semelhantes chegam a ter diferenças de temperatura na ordem dos 35 °C,

sendo tal justificado pelo facto do forno aquecer mais do seu lado direito. No momento da

rotura do sistema de reforço (65 mins), é de destacar o habitual aumento das temperaturas

dos termopares T12, T13 e T14.

Viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L

Na realização deste ensaio pretendeu-se estudar a influência da aplicação de ambas as

resinas epóxidas no mesmo sistema de reforço. Para tal, colou-se a zona de ancoragem do

laminado (20 cm) com o adesivo Araldite 2014 e a zona central da viga com o adesivo S&P,

mantendo-se a protecção lateral da viga. Na figura 5.13 apresenta-se os resultados das leituras

obtidas pelos termopares da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L, sendo que a do termopar T5 não

está presente uma vez que não forneceu quaisquer leituras.

No interior da viga, a evolução das temperaturas é a esperada. Tem-se, para cada

instante do ensaio, que T1 é superior a T2, T3, T4 e T6. A similitude entre as temperaturas T2 e

T3 é coerente com o esperado e com as condições de ensaio, uma vez que se encontram

colocados à mesma altura na viga, nos varões longitudinais inferiores.

0

50

100

150

200

250

300

0 10 20 30 40 50 60 70 80

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T3

T4

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

Anexos

157

Figura II.9. Diagrama tempo-temperatura da viga EBR-50-25-50-Tg+S&P-L.

As temperaturas registadas pelos termopares colocados no lado esquerdo no exterior

da viga apresentam um comportamento inesperado. De facto, seria de esperar que as

temperaturas fossem crescentes de T9 para T11, o que não se verifica. O termopar T10

apresenta sempre temperaturas inferiores a T9 e T11, embora mantenha a mesma taxa de

aquecimento do ensaio anterior. Este facto pode estar justificado, não por uma falha da

protecção na zona do termopar T10, mas por uma falha na protecção na zona do termopar T9,

fazendo com que este aumente de temperatura a um ritmo superior ao do ensaio anterior. É

de destacar o aumento de temperaturas dos termopares T8, T12, T13 e T14 a partir do

momento da rotura do sistema de reforço (44 mins).

Viga NSM-E

Na figura 5.14 apresenta-se os resultados das leituras obtidas pelos termopares

instalados na viga NSM-E. Os termopares T1 e T6 apresentaram leituras erradas, tendo-se

optado por os retirar do gráfico. Quanto ao termopar T11, só se apresentam as leituras até ao

minuto 14 de ensaio, por ter apresentado leituras erradas a partir desse instante.

Em condições ideais, os termopares T8 a T15 apresentariam temperaturas iguais nas

situações em que estão igualmente protegidos, como é o caso. No entanto, tal não se

verificou, uma vez que, tal como observado em ensaios anteriores, a temperatura no forno

não é igual em todos os locais, embora seja muito próxima. Da figura 4.42 verifica-se uma

subida generalizada das temperaturas sem oscilações de relevo. Sendo esta uma viga sem

protecção contra incêndio aplicado, seria de esperar este facto.

0

50

100

150

200

250

0 10 20 30 40 50 60

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg-Araldite 2014

Tg-S&P


158

Figura II.10. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E.

As temperaturas no interior da viga evoluem conforme esperado. De facto,

verifica-se que quanto mais afastadas da face exposta ao incêndio, menor é a taxa de

aquecimento do termopar. No ‘exterior’ da viga (leia-se T8 a T15), obtêm-se as 4 leituras mais

elevadas e verifica-se que estas são muito próximas (T8, T9, T12 e T13). Este facto é justificado

pelo forno estar mais quente na sua zona central. Desde cedo que, termopares com

temperaturas teoricamente semelhantes (T11 e T14) se distanciam. Uma vez determinado que

o forno aquece mais do seu lado direito, seria de esperar que T14 apresentasse temperaturas

superiores a T11, o que não aconteceu.

É de referir que a rotura do sistema de reforço desta viga se deu ao minuto 17, não se

registando alterações relevantes nas leituras dos termopares.

Viga NSM-C

Pela observação dos resultados do ensaio da viga NSM-C (figura 5.15), não se

identificam grandes diferenças quanto ao ensaio da viga NSM-E (figura 5.14). A realização do

mesmo ensaio, com a alteração do adesivo de colagem de epóxido para cimentício, não

introduziu diferenças nas leituras dos termopares, nem no tempo de resistência até à rotura

do sistema de reforço, tendo-se obtido em ambos os ensaios um tempo de 17 minutos.

Neste ensaio, destaca-a proximidade das curvas tempo-temperatura dos termopares

T1, T8, T9 e T11 a T14, todos eles colocados à mesma distância da face exposta ao incêndio,

com excepção do T1 que se encontrava à face do betão e, como tal, apresenta temperaturas

superiores. Quanto aos termopares T10 e T15, embora devessem apresentar temperaturas

semelhantes às referidas, mediram temperaturas razoavelmente inferiores, embora mantendo

a semelhança entre os dois, o que seria expectável.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 5 10 15 20 25 30

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T2

T3

T4

T5

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

Anexos

159

Figura II.11. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C.

Quanto ao interior da viga, não se denota nenhum comportamento fora do normal,

com todos os termopares a apresentarem evolução de temperaturas similares às do ensaio da

viga NSM-E e com a ordem de temperaturas esperada.

NSM-E-25-0-25

Observando os resultados obtidos no ensaio da viga NSM-E-25-0-25 (figura 5.16),

verifica-se que no interior desta as temperaturas evoluem de acordo com o previsto. De facto,

de T1 a T6 é possível verificar que as temperaturas evoluem na mesma ordem, embora com

taxas de aumento de temperatura diferentes, dada as diferentes distâncias destes à face

exposta ao incêndio.

Figura II.12. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-E-25-0-25.

0

100

200

300

400

500

600

0 5 10 15 20 25 30

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg


160

Quanto às leituras dos termopares colocados nas zonas protegidas da viga (T10 a T15),

verifica-se uma grande semelhança, quer de temperaturas, quer das suas respectivas taxas de

aquecimento.

Os termopares T8 e T9 apresentaram um comportamento semelhante até cerca de 20

minutos de ensaio, sendo que a partir desse instante o termopar T8 aumentou grandemente a

sua taxa de aquecimento, sugerindo que a resina que o envolvia e o protegia se desintegrou

deixando-o exposto à acção mais directa do calor. Aquando do instante da rotura do sistema

de reforço (33 minutos) não se observou nenhuma alteração relevante nas leituras dos

termopares.

NSM-C-25-0-25

Tendo em conta os resultados obtidos nos ensaios das vigas NSM-E e NSM-C, seria

expectável que os obtidos nas vigas NSM-E-25-0-25 e NSM-C-25-0-25 fossem, também eles,

semelhantes. No entanto, não foi exactamente isso que sucedeu, sendo exemplo disso o

tempo de resistência ao fogo (22 minutos). É de referir que neste ensaio não foi possível obter

leituras do termopar T1.

Por observação da figura 5.17 verifica-se que as leituras obtidas pelos termopares no

interior desta viga foram semelhantes às obtidas no último ensaio (viga NSM-E-25-0-25). No

entanto, há a destacar o facto dos termopares T8 e T9 manterem praticamente as mesmas

temperaturas até ao fim do ensaio, não se verificando o problema de um destes ficar exposto

como se verificou no ensaio anterior. No interior da viga, as leituras foram normais,

apresentando a ordem correcta de temperaturas entre eles.

Figura II.13. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-25-0-25.

0

100

200

300

400

500

600

700

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

Anexos

161

Quanto às leituras exteriores, observa-se, novamente, que os termopares colocados

mais próximos da zona central apresentam temperaturas superiores aos colocados mais na

extremidade.

NSM-E-25-25-25

Na figura 5.18 apresenta-se os resultados das leituras obtidos pelos termopares no

ensaio da viga NSM-E-25-25-25. O termopar T9 apresentou leituras erróneas e como tal, não

foi considerado no gráfico.


Para os restantes ensaios, optou-se por eliminar o termopar T3 e trocá-lo pelo T16’.

Deste modo, obteve-se uma segunda leitura de temperatura numa zona mais crítica, por

comparação com aquela onde o T3 estava colocado.

A primeira questão a destacar prende-se com o comportamento dos termopares T8 e

T13, cujas taxas de aquecimento aumentam consideravelmente perto da rotura do sistema de

reforço da viga (90 minutos), continuando a aumentar após esta ocorrer. Quanto à relação

entre as temperaturas lidas por T16 e T16’, embora semelhantes, apresentam uma diferença

de temperaturas que, por vezes, chega a ultrapassar 100 °C. Isto deverá ser justificado por

uma eventual falha na aplicação do mástique para colagem da protecção e/ou por

desprendimento do próprio termopar devido à flecha da viga quando carregada.

Quanto às leituras no interior da viga (T1 a T6), estas apresentam-se normais,

respeitando a ordem de temperaturas esperada.

É de destacar a diferença de temperaturas nos termopares T10, T11 e T12, que

supostamente teriam a mesma temperatura, uma vez que se encontram em condições

semelhantes, chegando o termopar T12 a apresentar mais 100 °C que o T10, correspondente a

0

100

200

300

400

500

600

700

0 20 40 60 80 100 120

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T4

T5

T6

T ar

T8

T10

T11

T12

T13

T14

T15

T16

T16'

Rotura do laminado

Tg


162

mais um terço. O mesmo ocorre na extremidade direita da viga, até ao momento próximo da

rotura do sistema de reforço, mas a uma magnitude inferior.

NSM-C-25-25-25

Na figura 5.19 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares no ensaio da

viga NSM-C-25-25-25. No presente ensaio, substituiu-se o termopar T3 pelo T16’, de modo a

obter uma leitura de temperaturas numa zona cuja sua proximidade com o incêndio a torna

mais relevante.

Em condições ideais, seria de esperar que a temperatura registada por T1 fosse

superior a T8 e T9, o que não aconteceu. Desde o início do ensaio, verifica-se que o termopar

T9 registou valores de temperaturas superiores a T1 e T8, embora as diferenças não sejam

superiores a 30 °C.


Quanto às temperaturas no interior da viga (T1 a T6), assiste-se a um crescimento

normal, semelhante ao do ensaio anterior (igual mas com adesivo epóxido). No entanto,

verifica-se que, para o presente ensaio, as taxas de aquecimento são ligeiramente superiores.

A título de exemplo, para o presente ensaio, T1 atinge a temperatura de 100 °C por volta dos

40 minutos de ensaio, enquanto no ensaio anterior atinge a mesma temperatura aos 45

minutos. À medida que o ensaio decorre, esta diferença vai aumentando, para todos os

termopares no interior da viga.

No exterior da viga, as temperaturas dos termopares T16 e T16’ registam os valores

mais elevados, por estarem colocados no centro do forno. Quanto aos restantes, colocados no

‘exterior’ da viga (T10 a T15), denota-se a grande diferença de temperaturas entre T10 e T12,

chegando a atingir valores na ordem de 150 °C. Os termopares colocados no lado direito do

0

100

200

300

400

500

600

0 20 40 60 80 100

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

T16

T16'

Rotura do laminado

Tg

Anexos

163

forno apresentam temperaturas mais uniformizadas, sendo T13 e T14 bastante semelhantes

desde o início do ensaio com T15 a apresentar temperaturas ligeiramente inferiores.

NSM-E-50-25-50

Na figura 5.20 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares do ensaio da

viga NSM-E-50-25-50. Na montagem do presente ensaio verificou-se o arrancamento do

termopar T15, tendo-se optado por ler a temperatura do termopar T3.

Da análise do gráfico da figura 5.20, verifica-se que os termopares no interior da viga

atingem temperaturas até agora não atingidas neste tipo de vigas, sendo que a duração do

ensaio e rotura do sistema de reforço também foi a mais elevada. No entanto, todos eles

mantêm a ordem esperada de temperaturas, crescente de T1 a T6. É de destacar a igualdade

de temperaturas entre T2 e T3, ambos posicionados à mesma distância do incêndio e em

condições iguais de protecção.


Quanto aos termopares colocados no adesivo de colagem dos laminados, volta-se a

notar a diferença de temperaturas nos termopares colocados do lado esquerdo para os

colocados do lado direito do forno. De facto, embora tenham temperaturas mais próximas

(por comparação com o ensaio NSM-E-25-25-25), devido ao aumento da espessura de

protecção na zona de ancoragem, os termopares colocados do lado direito do forno registam

temperaturas superiores. É de destacar também que os termopares colocados mais próximos

do centro do forno atingem temperaturas superiores. Os termopares T12 e T13 apresentam

grande semelhança de temperaturas, sendo que o T13 apresenta, na quase totalidade do

ensaio, valores superiores a T12. Quanto ao termopar T14, não registou leituras válidas a partir

dos 70 minutos de ensaio. É de referir que praticamente no mesmo intervalo de tempo,

verificam-se erros de leitura do termopar T16.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

0 20 40 60 80 100 120 140

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T16

T16'

Rotura do laminado

Tg


164

Aquando do momento da rotura do sistema de reforço da viga (114 minutos), não se

registaram alterações significativas nas leituras dos termopares. No entanto, verifica-se um

pequeno aumento na taxa de aquecimento do termopar T16’.

NSM-C-50-25-50

Na figura 5.21 apresentam-se os resultados das leituras dos termopares no ensaio da

viga NSM-C-50-25-50. No presente ensaio, aquando da montagem do ensaio reparou-se que o

termopar T16 tinha sido arrancado e o termopar T16’ não registava leituras válidas. Como tal,

decidiu-se voltar a ligar o termopar T3.

Figura II.17. Diagrama tempo-temperatura da viga NSM-C-50-25-50.

Quanto às temperaturas registadas no interior da viga, verifica-se um perfil de

temperaturas crescente no sentido da face inferior, exposta ao fogo, para a face superior. É de

registar que ao fim de 100 minutos de ensaio (embora a rotura do sistema de reforço tenha

acontecido aos 90 minutos), o termopar T6, colocado à superfície do betão da face superior da

viga, atingia os 100 °C.

Nos termopares colocados no adesivo de colagem da viga, registou-se uma ordenação

de temperaturas de acordo com o esperado e com a experiência obtida do comportamento do

forno. De facto, regista-se que o lado esquerdo do forno apresenta temperaturas inferiores ao

lado direito e que o T15, que deveria ser semelhante ao T10, aproxima-se mais da temperatura

do T11. Quanto ao T12 e ao T13, colocados simetricamente em relação ao centro da viga,

registaram-se valores muito semelhantes, sendo que as suas curvas se sobrepõem na

totalidade do ensaio.

Como seria de esperar, dada a diferença de protecção na zona fora das ancoragens da

viga, os termopares T8 e T9 são os que registam maiores temperaturas ao longo do ensaio. A

partir do minuto 105, já após a rotura do sistema de reforço, o termopar T9 sofre um grande

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 20 40 60 80 100 120

Tem

pe

ratu

ra (

˚C)

Tempo (min)

T1

T2

T3

T4

T5

T6

T ar

T8

T9

T10

T11

T12

T13

T14

T15

Rotura do laminado

Tg

Anexos

165

aumento na sua taxa de aquecimento, sugerindo que este ficou exposto devido a quebra no

sistema de protecção e/ou desintegração da resina nesse local.